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SOJI1SV'1d
,
LÁSZLÓ SORS . LÁSZLÓ BARDÓCZ ISTVÁN RADNÓTI ~ ,
PLÁSTICOS
Moldes e Matrizes
Resumo dos processos de moldagem de plásticos mais freqüentemente utilizados e Projeto de moldes e matrizes de moldagem a quente e Dimensionamento das peças dos moldes de conformação a quente e Material-e fabricação dos moldes e Ferramentas de rebarbação e limpeza para plásticos e Apêndice
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Tradução: Luiz Roberto de Godoi Vidal Capa: Sergio Ng Supervisão: Maxim Behar
Titulo original: Müanyagalakító Szerszámok Título em inglês: Plastic Molds and Dies
© Copyright by Akadémiai Kiadó, Budapeste, Hungria. © Copyright 2002 by Hemus S .A.
Todos os direitos adquiridos
e reservada a propriedade literária desta publicação pela
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Impresso no Brasil / Printed in Brazil
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INDlCE INTRODUÇÃO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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RESUMO DOS PROCESSOS DE MOLDAGEM DE PLÁSTICOS
MAIS FREQÜENTEMENTE UTILIZADOS .... __ ... _.. _ .. ____ . . . . .
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1. PROJETO DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE. . . .
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1.1. Moldes de compressão (László Sors) ......... _ . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1. Construçã'o e peças principais dos moldes de compressão. . . . . . 1.1.1.1. Peças principais dos moldes de compresslfo. . . . . . . . . 1.1.1.2. Inserção-padrã'o, corpo do molde. . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1.3. Projeto da câmara de alimentação. . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1.4. Projeto de punção. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1. S. Projeto de annações-padrão inferior e superior . . . . . . 1.1.1.6. Ejetores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1.7. Extratores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.1.8. Pino-guia e bucha-guia. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.2. Moldes de produtos rosca dos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.2.1. Rosca na direçã'o da prensa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.2.2. A linha de centro da rosca desvia-se da direção de pren sagem (prensagem de roscas inclinadas ou horizontais) . 1.1.3. Moldes de produtos rebaixados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.3.1. Moldes divididos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.3.2. Moldes com macho lateral. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.3.3. Outros tipos de moldes para a formaç[o de rebaixos. . . "1.1.4. Inserções de metal em peças plásticas. . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.4.1. Inserçã"o de metal na direç[o da prensagem. . . . . . . . . 1.1.4.2. Inserções de metal colocadas obliquamente â direçã"o
de prensagem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.4.3. Inserções de metal tipo placa. . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.4.4. Uso de metais instalados em vez de prensados. . . . . . . 1.1.5. Construções especiais de moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.5.1. Moldes de múltiplos níveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.5.2. Moldes com placa giratória. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.5.3. Moldes com cabeça basculante e carro basculante . . . . 1.1.6. Moldes de produtos de paredes delgadas, altos ou grandes. . . . . 1.1.7. Moldes semi-automáticos e automáticos. . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.8. Auxiliares de moldagem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.1.8.1. Equipamento "de alimentaçã"o. . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.8.2. Moldes de pré-moldagem (tabletagem). . . . . . . . . . . . 1.1.8.3. Dispositivos de remoção. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.1.8.4. Modelos de resfriamento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.1.8.5. Dispositivos de abertura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Bibliografia do Capítulo 1.1 ......... _. . . . . . . . . . . . . . . . . ..
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PLÁSTICOS
1.2. Moldes de transferência (Lász1ó Sors). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. l.2.1. Tecnologia da moldagem de transferência, partes principais do
molde. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1.1. Vantagens e desvantagens da mo1dagem de transferência 1.2.1.2. Principais partes dos moldes de transferência . . . . . .. 1.2.2. Tipos de moldes de transferência . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.2.3. Partes metálicas nos produtos moldados por transferência. . . . . 1.2.3.1. Produtos com peças de metal que se projetam de ambos
os lados ........ '. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.2.3.2. Tubos e fios nos produtos moldados por transferência. 1.2.4. Moldes de transferência para produtos longos, ocos e de paredes
delgadas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.2.5. Moldes de transferência para produtos de paredes grossas, ou
com espessura de parede não-uniforme . . . . . . . . . . . . . . . .. l.2.6. Automatização dos moldes de transferência. . . . . . . . . . . . . . Bibliografia do Capítulo l.2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . " Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3. Moldes de injeção (László Sors e István Radnóti) . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.1. Moldes de injeção em geral. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.2. Partes dos moldes de injeção . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.2.1. Jito. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.2.2. Canais de distribuiç
de injeção . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3 A. Moldes de produtos com rosca. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . l.3.5. Moldes de injeção de produtos rebaixados . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.5.l. Moldes com macho lateral. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3.5.2 . Moldes com pino-guia e barra-guia. . . . . . . . . . . . .. 1.3.5.3. Moldes divididos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.5.4. Molde de produtos internamente rebaixados. . . . . . .. l.3.6 . Inserções de metal e de plástico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.3.7. Moldes especiais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3.7.1. Moldes de dois ou múltiplos níveis. . . . . . . . . . . . . . l.3.8. Moldes de injeção para plásticos termoflXos (P. Baranovics). . ..
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Bibliografia do Capítulo 1.3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
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1.4. Matrizes de extrusã"o (László Sors). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 104 .1. Matrizes de extrusã'o de tubos com várias seções transversais . . .
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ÍNDICE
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1.4.1.1. Matrizes de extrusão de tubos (mangueiras) de
1.4.2. 1.4.3. 1.4.4. 1.4.5. 1.4.6.
não·circular .. 1.4.1.2. Matrizes de extrusão para tubos de Matrizes de extrusão adequadas à produção de chapas (folhas) .. Extrusão de fitas perflladas (perfis de plástico) ........... . Revestimento de fios e cabos com plástico . . . . . . . . . . . . . . . Matrizes de extrusão para a produção de de
garrafas ............. ". . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Equipamento de ....................... . 1.4.6.1. a vácuo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.4.6.2. Calibragem com ar comprimido . . . . . . . . . . . . . . . .
Bibliografia do Capítulo IA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Leitura adicionai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ............ . 1.5. Moldes para a fabricação de garrafas (L Sors e L Bardócz). . 1.5.1. Produção do (modelo) pré·fabricado . . . . . . 1.5.2. Entrada de ar comprimido, calibragem da boca da 1.5.3. da cavidade de . . . . . . . . .. 1.5.4. Resfriamento das ferramentas de sopro de ar) 1.5.5. Divisão da ferramenta e das bordas de corte. . . . . . .
. . . . . .. . . . . . ..
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Bibliografia do Capítulo 1.5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Leitura adicional. ....... .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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e folhas termoplás·
1.6. Projeto de ferramentas de conformação de ticas a vácuo ou a ar (LászIó $ors). . . . . . . . . . . . . . . .. 1.6.1. Perfil das . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1.6.1.1. Conformação a vácuo com molde negativo. . . . . . . .. 1.6.1.2. Conformação a vácuo com molde positivo ....... " 1.6.1.3. a ar comprimido. . . . . . . . . . . . . . . . . 1.6.2. Projeto dos moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Bibliografia do Capítulo 1.6 . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2. DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO
A QUENTE SORS) .............................. , 2.1. Cálculo da resistência das peças do molde. 2.1. 1. Cálculo da resistência das caixas de molde dividido . . . . . . . .. 2.1.1.1. Cálculo de resistência de caixas de moldes divididos
angulares forma de tronco de pirâmide). . . . . . .. 2.1.1.2. Cálculo de resistência de caixas de moldes divididos em
forma de tronco de cone. . . . . . . . . . .. ........ 2.1.2. Cálculo de resistência de anéis de contração a quente. . . . . . .. 2.1.3. Cálculo de resistência de anéis protendidos. . . . . . . . . . . . . .. 2.1.4. Dimensionamento de parafusos de moldes de compressão e de
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8 PLÁSTICOS transferência. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.1.4.1. Parafusos paralelos à direção da prensagem. 2.1.4. 2. Parafusos normais à direção de prensagem . 2.1.5. Dimensionamento de molas helicoidais . . . . . . . . . 2.1.6 . Dimensionamento de molas Belleville . . . . . . . . . .
. . . . .
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Bibliografia do Capítulo 2.1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
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2.2. As bases da reologia e sua aplicação no projeto. . . . . . . . . . . . . . . .. 2.2.1. Fundamentos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.2.1.1. Escoamento em condutos de seção circular. . . . . . . . . 2.2.1.2. Escoamento em condutos de seção quadrangular . ... , 2.2.1.3. Escoamento em seções anulares. . . . . . . . . . . . . . .. 2.2 .1.4. Escoamento em condutos com outras seções trans versais. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.2.1.5. Perdas localizadas: entradas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.1.6. Equação de estado de Van der Waals para os plásticos.. 2.2.1.7. Aquecimento dos líquidos que escoam como resultado
do atrito . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.2.1.8. Variação da viscosidade do fluido em função da tem peratura.... .. . . .... . . .... . . .. . ....... :. 2.2 .2. Exemplos práticos para a aplicação das fórmulas reológicas . .. , 2.2.3 . Dimensionamento e conformação da zona de uniformização
(cabeça da matriz) das matrizes de extrusão .. . . . ....... " 2.2.4. Conformação ótima da zona do adaptador das matrizes de
extrusão do ponto de vista da mecânica dos fluidos . . . . . . . .. 2.2.4.1. Seção com diâmetro uniformemente convergente . . .. 2.2.4.2. Seção que assegura o aumento de velocidade proporcio nalmente à distância percorrida . ..... .. .. '" . . . . 2.2.4.3. Determinação do perfil que assegura aceleração uni forme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.2.5. Dimensionamento dos sistemas hidráulicos. . . . . . . . . . . . . .. 2.2.6. Dimensionamento das baterias hidráulicas . . . . . . . . . . . . . .. Bibliografia do Capítulo 2.2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3. Cálculos térmicos associados ao projeto dos moldes de conformação a
quente. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.1. Dimensionamento do aquecimento dos moldes de compressão. . 2.3.1.1. Determinação da potência dos aquecedores elétricos .. 2.3.1.2 . Dimensionamento do aquecimento de vapor e água
quente. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3 .2. Aquecimento de termo plásticos e resfriamento de produtos no
molde e ao ar livre. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.3 .2.1. Resfriamento e aquecimento na máquina e no molde.. 2.3 .2.2 . Resfriamento do produto ao ar livre . . . . . . . . . . . .. 2.3.3. Resfriamento de moldes de injeção de plásticos . . . . . . . . . . ..
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fNDlCE 9
2.33.1. Determinação da quantidade de calor dissipada com o
resfriamento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.3.3.2. Dissipação de calor com o resfriamento natural do
molde. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.3.3.3. Temperatura média das paredes da cavidade do molde e
amplitude da variação de temperatura. . . . . . . . . . .. 2.3 .3.4. Resistência térmica do corpo do molde. . . . . . . . . .. 2.3.3.5. Transmissão de calor entre a superfície do furo de res friamento e a água de resfriamento. . . . . . . . . . . . .. 2.3.3.6. Resumo do dimensionamento e construção do sistema
de resfriamento correto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.304. Equipamento de resfriamento e calibragem para matrizes de
extrusão . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Bibliografia do Capítulo 2.3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
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2.4. Cálculos elétricos associados ao projeto dos moldes. . . . . . . . . . . . .. 2.4.1. Dimensionamento dos aquecedores elétricos. . . . . . . . . . . . . . 2.4.2. Controle dos aquecedores elétricos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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2.5. Problemas de automatização dos moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.1. Atuadores ou acionadores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.2. Unidades de controle elétricas e hidráulicas (marcadores, válvulas de gaveta). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.3. Diagramas de circuitos de controle hidráulico. . . . . . . . . 2.5 A . Alguns aspectos quanto ao projeto de automatização . . . .
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. . .. . . .. relês,
. . .. .... . . ..
Bibliografia do Capítulo 2.5 . . ....... . . . ....... . . .. ..... ,
2.6. Cálculo econômico dos moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.6.1. Detenninação do número de cavidades mais econômico, baseada
no mínimo custo inicial. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.6.1.1. Seleção da máquina economicamente ótima. . . . . . .. 2.6.1.2. Determinação do número de cavidades econômico em
uma máquina arbitrariamente selecionada . . . . . . . .. 2.6.1.3. Interpretação correta dos conceitos utilizados nas
deduções. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Bibliografia do Capítulo 2.6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
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2.7. Tolerâncias de peças de plástico. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 391
2.7.1. Propriedades dos plásticos para processamento, no que tange à
precisa-0 dimensional dos produtos. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 394
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2.7.1.1. Plásticos termo fixos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 395
2.7.1.2. Materiais termoplásticos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2.7.2. Padrões relativos à tolerância dimensional . . . . . . . . . . . . . .. 399
2.7.3. Correlaç[o entre tolerâncias dimensionais do molde e do pro duto na moldagem a quente de plásticos . . . . . . . . . . . . . . .. 399
2.7.4. Tolerância das roscas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 406
10
PLÀSTICOS
2.7 .5. Tolerâncias dimensionais para a distância axial entre as partes de
2.7.6. Tolerâncias dimensionais lográveis com usinagem subseqüente..
407
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Bibliografia do Cap ítulo 2.7 . ... ... .. . ... . ... .. .. .. . . .. . , Leitura adicional . . . . . . . . . . . . . .... . ...... . . . ... .. .. "
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metal . . ... .. . .. .. .... . ...... . ..... . ... . . . . "
3. MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES (LÁSZL6 SORS)
3.1. Seleção do material dos moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3.2. Produção dos moldes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.1. Métodos de produção modernos de moldes de compressão e
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transferência para plásticos terrnofixos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . .. ... . . . . fresagem a frio . . . . . , ... . , 3.2.2. Produção moderna dos moldes de injeção para termo plásticos .. 3.2 .2. 1. Produção de moldes pelo método galvanoplástico . . . . 3.2.2.2. Produção de moldes a partir de poliéster e resina epóxi 3.2.2.3. Produção de moldes através da prensagem de metal
fundido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3.2.3. Produção dos moldes a vácuo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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3.2.1.1. Usinagem por eletroerosão . . . . . . . . 3.2.1.2. Fundição por inversão (cera perdida). . 3.2.1.3. Produção da cavidade do molde com (L. Sórse L. Nagy) .. .. , .. . ... . .
Bibliografia do Capítulo 3.2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Leitura aclicional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
(LASZL6 BARD6CZ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
4.0. Considerações gerais . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1. Ferramentas de corte. . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1. Serras circulares e serras de fita . . . . . 4.1.2. Discos de corte. . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.3. Tesourões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2. Matrizes de estampar. . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3. Rebarbação e suas ferramentas . . . . . . . . . . 4.4. Ferramentas de tornear e aplainar . . . . . . . . 4.5. Ferramentas para corte e perfuração de roscas 4.6. Fresas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.7. Brocas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.8. Ferramentas de esmerilhar . .... : . . . . . . .
421
444
444
446
447
449
452
453
455
.. . . .. .. .. .. .. .. .. .. .. . . . .
455
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460
462
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462
464
467
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468
470
471
Bibliografia da Parte 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
473
APBNDICE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
475
. . . . . . . . . . . . 4.9. Ferramentas de polimento. . . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
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. . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . . .
472
INTRODUÇÃO
o
desenvolvimento da indústria de plásticos assumiu uma posição proeminente na produção industrial de todo o mundo. De acordo com dados estatísticos, a produção de plásticos foi de cerca de 1 ,5 milhâ'o de toneladas em 1950, e de 14,6 milhões de toneladas em 1965. De acordo com os dados encontrados em publicações técnicas, a produçâ'o tem crescido desde então, e uma decuplicação da produção ocorrerá dentro de outros 15 anos. Entretanto, não é suficiente desenvolver somente a quantidade e a qualidade em termos de matérias-primas, mas é necessário assegurar a expansão do processamento, igualmente. Existem duas possibilidades abertas para esse propósito: ou o número de máquinas processadoras terá de ser aumentado, ou uma melhor utilização das máquinas-ferramentas existentes deverá ser efetuada. O primeiro método envolveria substanciais meios materiais. Conseqüentemente, sua aplicação é limitada. O resultado desejado é conseguido de maneira relativamente mais fácil através do segundo método: com a aplicação de matrizes e moldes bem desenhados, bem construídos e automatizados. Em vista do que foi dito, talvez não seja exagero afinnar que um dos pontos chaves de todo o desenvolvimento industrial é o projeto de alto padrlfo e a cons trução moderna de moldes de plástico. Esta é a única fonna de satisfazer a demanda rapidamente crescente de produtos de plástico diretos ou indiretos que se manifesta em praticamente toda a produção industrial. O projeto de moldes modernos é assunto de treinamento e prática. Pode exigir um longo tempo, mesmo sendo fornecido um livro técnico adequado; entretanto, esse é um item difícil de obter. Assim, há uma necessidade urgente de um livro que, além da infonnaçâ'o relativa ao desenho do molde, inclua todos os seguintes cálculos: de resistência, ténnicos, elétricos e econômicos. Até agora, o projetista somente tinha de ser capaz de encontrar esses cálculos espalhados aqui e ali em publicações domés ticas e estrangeiras. Este livro também pretende discutir e apresentar a solução mais prática de cada problema utilizando exemplos adequadamente detalhados. Os auto res esperam que este livro ajude a superar as deficiências existentes. Fica para o leitor a decisão de até que gonto esse objetivo foi conseguido. Finalmente, gostaríamos de mencionar que, desde que foi publicado pela primeira vez na Europa, o livro emprega o método de projeção europeu e as unidades técnicas do sistema internacional. Já que há vários sistemas de medidas utilizados em todo o mundo, apresentamos uma tabela de conversão no Apêndice, para facilitar o uso dos cálculos apresentados neste livro.
11
RESUMO DOS PROCESSOS DE MOLDAGEM DE PLÁSTICOS
MAIS FREQÜENTEMENTE UTILIZADOS
Os plásticos são moldados com ferramentas adequadas nas condições a quente e a frio. Assim, as ferramentas devem ser agrupadas conformem ente. As ferramentas a serem utilizadas para moldagem de material a quente são determinadas primordialmente pelo material. Algumas variações desse processo são conhecidas. J:! tarefa do tecnólogo de processamento selecionar o método mais conveniente. Se nenhum dos processos de moldagem a quente for adequado para se atingir um dado objetivo, a "usinagem" a frio permanece como um último recurSO: cinzelagem (separaçã'o de material) ou percussão. As máquinas de usinagem de metal são utilizadas para a cinzelagem, mas as ferra mentas devem ser projetadas de acordo com as propriedades do material plástico. A compressã'o, moldagem por injeção, extrusão, etc., moldes (isto é, máquinas de processamentb de plásticos e moldes praticamente projetados para compressão, molda gem por injeção, extrusão, etc.) são necessários para a moldagem a quente. Os proce dimentos mais freqüentemente utilizados para a moldagem a quente de plásticos podem ser encontrados na tabela seguinte .
13
Métodos mais comuns para a moldagem a quente de plásticos
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Método
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Notas
Característica de Tecnologia
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r.n
Moldagem de compressão
o mais antigo método de pr()CesSlllmeJnto
o material levemente
frio é moldado em um com uma grande pressão "'1:'"",",,,,,,.
utilizado para a
MOIQllgem de
Pó
Moldllgem de
Pó ou
de peças fonnadas. mOluagem de
Pó ou grão
J:: mais
Para a produção de peças conformadas.
J:: conseguida maior na molctllgem de
produzidas têm Extrusão
o material amolecido pelo calor é
Pó ou grão
com alta pressão através do orifício confonnação do perfil. Estíramento a quente
Sopro
e amolecido é ou a frio no ubseqüentemente o molde é
Folha ou
"""""(111"",,,10
o material amolecido a quente é moldado
tlroàucao de barras, tubos, tiras
rroaucao de peças ocas, caixas, etc.
Produção de peças ocas, garrafas, etc.
com baixa pressão de ar específica em molde frio (resfriado). Fundição
o material fundido endurecido à ternp,eratUlra ambiente ou maior, sem a apllcaç.aO de pressão.
Termofixo
nrortllcao de peças ou blocos
O
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grão Intrusão
>-l
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Prensagem
Material de consistência pastosa ou materiallaminado pressionado contra as paredes do molde por uma bolsa de borracha cheia de vapor ou ar comprimido. Endurecido em fornalha ou autocla~.
Moldagem a vácuo (mold. a ar compr.) Laminação
Painel amolecido pré-aquecido formado por vácuo ou ar comprimido entre o molde e o painel. MateIiãl frio ou levemente pré-aquecido laminado a painel ou tira por cilindros opostos em movimento de sentidos
I I
-
Pãpel Imninado ou pastoso, Termoflxo folha chapeada ou . painel de I fibra de vidro. Folha ou Termosplástico película Termoplástico
Pó ou grão
Para a produção de grandes peças (p. ex., cascos de barcos).
Para a produção de peças grandes de paredes delgadas. Para a produção de folhas e tiras.
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contráriº~
Processamento de fibras
Banho ou recobrimento
Borrifamento
Plástico fundido ou solução pressionada através de furos de diâmetro adequado em ar ou líquido que agem como solidificadores ou precipitadores. O molde oco pré-aquecido é mergulhado em um plástico fundido ou dissolvido, o material que adere é gelatinizado à temperatura adequada. O material fundido é jogado sobre o objeto a ser recoberto pela aplicação de ar quente fluindo em alta pressão, onde assenta e constitui urna camada contínua.
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C
TermopIástico
Fundido ou solução
A espessura adequada da fibra é conseguida por estiramento em um ou mais estágios.
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TermopIástico
Fundido ou solução
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VI
1. PROJETO DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
1.1. Moldes de compressão (Uszló Sors)
1.1.1. Construção e peças principais dos moldes de compressão
1.1.1.1. Peças principais dos moldes de compressão A compressão é o método de moldagem a quente dos plásticos tennorreativos. O plás tico, na fonna de pó ou de pelotas cilíndricas basicamente pré-comprimidas, é colo cado na cavidade apropriadamente fonnada do molde quente. Primeiro amolece como resultado da pressão aplicada. Esta condição é freqüentemente chamada de "H". Simultaneamente, uma reação química com a liquefação a quente também se inicia, deixando o material na condição "C". Ele endurece; assim, o produto pode ser retirado do molde e utilizado após rebarbação ou polimento. A própria tecnologia descrita detennina as peças mais importantes dos moldes de compressão. ~ necessária uma cavidade no molde, fonnada em algum tipo de material (metal), que se adeqüe ao fonnato da peça necessária. Além disso, há necessidade de um sistema de aquecimento que assegure a quantidade de calor necessária para a reação química. Outras peças-ferramentas poderiam ser necessárias para comprimir a peça moldada e forçá-la em todos os pontos da cavidade do molde. Naturalmente, essas peças, através das quais o produto endurecido pode ser retirado do molde, devem ser providenciadas. Além disso, as peças-ferramentas através das quais o molde é preso à . máquina de prensagem devem também ser providas. A cavidade do moMe é fonnada no corpo do molde. Este - independentemente do encolhimento ·q ue ocorre no resfriamento - corresponde à forma geométrica do pro duto desejado. Já que o pó plástico ou as pelotas pré-comprimidas colocadas no molde são ainda muito mais desagregadas que o produto acabado será, a cavidade do molde deve ser expandida com a câmara de alimentação. O punção penetra nessa câmara de alimentação, fechando a cavidade do molde e transmitindo a pressão necessária para a moldagem da máquina para o material plástico. Para assegurar o aquecimento unifor me, ambas as peças do molde têm de ser aquecidas com um sistema de aquecimento superior e um inferior. Se a parte inferior do produto for oca, um macho é colocado no corpo. A peça é removida do corpo pelo ejetor, ou por um extrator, se pennanece no punção. A ope ração simultânea de vários pinos de ejetor ou extrator é assegurada pela placa do ejetor e pela placa do extrator. O ajuste preciso do punção do molde e da câmara de alimentação é obtido pela aplicação de pinos-guias e buchas. O espaço necessário para o movimento da placa do ejetor ou do extrator é assegurado pelas placas de expansão superior e inferior ou cilindros. Se existirem rebaixamentos no produto, então a cavidade do molde não é feita diretamente no corpo do molde, mas numa inserção fendilhada na fonna de um cone ou uma pirâmide truncados . A produção de plásticos moderna utiliza bastante moldes de múltiplas cavidades visando o aumento de produtividade. Neste caso, os corpos de moldes, chamados inserções-padrão, são montados em armações-padrão caracterizadas. Isso, ao mesmo
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Fig.1 .1.1. Molde de inserção-padIão dupla com inserção-padIão cilíndrica.
1 = caixa (corpo) do molde, 2 = armação do retentor superior, 3 = inserção-padrão superior,
4 = placa inferior, 5 = placa de sustentação inferior, 6 = pino-guia, 7 = bucha-guia, 8 = contrapi
no, 9 = pino detentor, l O "" placa ejetora, 11 = pino ejetor, 12 == sapata ejetora, 13 = pilar-guia,
14 = bucha-guia, 15 = placa de aquecimento superior, 16 = placa de aquecimento inferior,
17 = inserçãO-padrão inferior.
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PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE 19
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Fig. 1.1.2. Molde angular com
inser~âo-padrão
simples com inserção-padrão cônica
fendida (dividida).
1 = caixa de molde, 2 = armação do retentor da inserção-padrão superior, 3 = in
serção-padrão superior, 4 placa inferior, 5 placa de sustentação inferior, 6 =
pino-guia, 7 = bucha-guia, 8 = contrapino, 9 = pino detentor, 10 = placa eje
tora, 11 = pino ejetor, 13 = pilar-guia, 14 = bucha-guia, 15 = placa de agueci
mento superior, 16 = placa de aquecimento inferior, 18 = inserção-padrão conica,
19 = caixa fendida.
=
=
tempo, assegura a massa necessária para a temperatura unifonue (capacidade ténuica e acumulação de calor), A anuação-padrão pode ter fonua angular ou de disco. O número de cavidades das armações-padrão angulares na maioria dos casos é divisível por três. Dá-se prefe rência a moldes de 3, 6 ou 9 cavidades. Se qualquer uma das unidades for destruída, juntamente com a unidade defeituosa será retirada a unidade simetricamente oposta.
20
PLÁSTICOS
Assim, o arranjo do corpo e da carga do molde permanecerá simétrico. Portanto, a produção continua mesmo durante o tempo de reparos. As armações-padrão em forma de disco são bem adequadas para acomodaçã'o de uma ou quatro inserções-padrão. Entretanto, raramente s!o utilizadas. A Fig. 1.1.1 mostra o corte transversal de um molde com duas inserções-padrão cilíndricas. A Fig. 1.1.2 mostra um molde angular com uma inserção-padrão fendi lhada cônica. A Fig. 1.1.3 mostra um molde cilíndrico de quatro cavidades. A Fig. 1.1.4 mostra um molde de bloco de uma só cavidade. 15
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Fig_ 1.1.3. Molde cilíndrico de 9uatro cavidades com corpo cíhndrico. Designações confonne a figura 1.1.1.
Além das peças de molde já mencionadas, vários elementos de acionamento ou travação podem ser encontrados nos moldes de compressão, mas no caso de produtos simples, uma ou duas das peças relacionadas poderão ser onútidas. Essas peças são designadas nas Figs. 1.1.1 a 1.1.4.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
21
" 10
Fig. 1.1.4. Molde de bloco angular de uma s6 cavidade. Designações conforme a f~ 1.1.1. A = punção, B = par te infenor do molde.
l.1.1. 2. Inserção-padrão, corpo do molde Croquis da parte inferior e da superior (punção) da inserção-padrão típica são mostra dos nas Figs. 1.1.5 e 1.1.6. As dimensões pertinentes estão relacionadas na Tabela 1.1.1. Um faceado de 0,5 rum de profundidade e 7 mm de largura serve para puncionar o número de desenho e outras marcas na superfície de contato das inserções-padrão inferior e superior. Em caso de superalimentação, o material que transborda da câmara de alimentaç:ro pode deixar o molde através do sulco aplainado de S2 de largura e 0,5 rum de profun didade que corre em ambas as direções na superfície superior do corpo. Naturalmente, somente as dimensões das partes inferior e superior da inserção-pa drão que se ajustem às partes inferior e superior da armação-padrão podem ser caracte rizadas. A parte do punção que atinge o copo, que depende do formato do produto, não pode ser caracterizada. A posição relativa das partes inferior e superior da inserção-padrão é assegurada por aplainamento ou retificação do flange de fixação (cujo diâmetro externo é sempre maior de 5 mm que o diâmetro externo da inserção-padrão). Um sulco da mesma largura e com 5 mm de profundidade é usina do tangencialmente aos furos da arma ção-padrão inferior e superior. A posição do produto no corpo do molde deve ser considerada com cuidados espe ciais. As experiências seguintes podem auxiliar a resolver esse problema:
22
PLÁSTICOS
Tabela 1.1.1. Escolha das dimensões das inserções·padrão· (Dimensões em mm)
I
Número de cavidades 3
4
X X X X X
X X X X
1
X X X X X X X X
5
Diâmetro da Altura da parte inferior da inserçã"o- Parte Inf. à inserção Punção (Fig. L 1.6) (Fig. 1.1. 5) 'Padrão (m7) inserção-padrão 50 70 90 110 130 150 170 190 210 240 m 13 s2 d 14 m3 m 13
X X X
55 75 90
X X X
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145 170 190 210
X X X X X X X
X X X X X X X X
X X X X X X X
X X X X X X X
X X X X X X
X X X X X X
X X X X X
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X X X X
X X
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20 20 20 30 30 30 40 40
40 30 60 30 70 30 90 30 120 30 140 50 150 50 160 50
5 5 5 5 5 8 8 8
'" Veja as figuras 1.1.5 e 1.1.6 1. A fonnação de crostas necessariamente ocorrerá entre as peças móveis . do molde - por exemplo, entre o corpo do molde e o pino de ejeção - já que o encaixe das peças móveis exige um certo intervalo no qual o material penetra quando é pressi(). nado. Com o desgaste do molde, o intervalo expande-se e a crosta engrossa; sua total remoção é trabalhosa e cara.
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.. J Fig. 1.1.5.
Esboço da parte superior (punção da inserção -padrão).
1.1.6. Esboço da yarte inferior (corpo) da inserçao -padrão.
Fig.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
23
2. As fonnaçôes de furos na direção da prensagem podem ser produzidas com um molde muito mais simples que aquelas cujos eixos tenham outras direções. 3. Mecanismos como machos roscados (desenroscáveis do produto) e peças lateral mente móveis (para preparação de rebaixos e furos laterais) podem ser mais facilmen te construídos na peça inferior do molde, principalmente estacionária. 4. As inserções de metal podem ser mais facilmente colocadas na parte inferior que na parte superior. Neste último caso, sua fIxação deve ser assegurada (veja o item 1.1.4). S. Do ponto de vista de fabricação, é preferível que o pó plástico seja comprimido pelo punção. Entretanto, isso significa um risco de desperdício, se o material tiver de fluir contra o punção, isto é, para cima. O risco de desperdício é maior quanto maiores e mais finas forem as paredes laterais. 6. A pressão da máquina poderia ser melhor utilizada, ou seja, o molde poderia ter o sistema de cavidades múltiplas, se a pressão reagisse com o lado do produto com a menor superfície. Por outro lado, é verdade que as cavidades de molde profundas exigem maiores aberturas de moldes, o que tem um efeito adverso sobre a produção horária da máquina de prensar. A aplicação prática da lista incompleta anterior pode ser estudada utilizando-se o seguinte exemplo: Há que se considerar a posição da caixa do instrumento mostrado pela Fig. 1.1.7 no molde de compressão. g evidente que existem duas possibilidades: I) a superfí cie representativa (externa) é a parte inferior do molde (Fig. 1.1.8); e 2) alternativa mente, a superfície externa é a parte superior do molde (Fig. 1.1.9). Um arranjo inclinado ou vertical não tem razão de ser; assim, está fora de questão. As vanta
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Fig. 1.1.7. Esboço da caixa de instrumento.
24 PLÁSTICOS gens em a superfície externa ser fonnada pela parte inferior do molde sã'o as seguintes: 1. As inscrições a serem puncionadas s[o altamente adequadas para o propósito de levantar o produto sazonado para fora do molde com os pinos do ejetor nesses locais. É preferível colocar o sistema ejetor na parte inferior do molde, estacionária. Entretanto, é necessãrio examinar se os espaços para inscrições e números com superfícies relativamente pequenas serão suficientes para levantar o produto. Os pinos do ejetor n[o seriam mwto finos? (Risco de ruptura!) O arranjo das inscrições é ade quado às condições de elevação? 2. A alimentação de pó de plástico na parte inferior do molde é conveniente, não havendo necessidade de pelotas. As desvantagens de a superfície externa ser fonnada pela parte inferior do molde são as seguintes: 1. O material liquefeito flui para cima, contra o punção que se move para baixo. A movimentação contrária envolve excessivos atrito e desenvolvimento de calor; assim, especialmente as peças de paredes finas podem ser comprimidas numa tempera tura mais baixa, reduzindo, portanto, a produção. Provavelmente, deverá ser utiliza da uma qualidade mais cara do material. 2. As porcas roscadas, necessárias para a montagem, devem ser colocadas no pun ção e rosqueadas em um pino adequadamente roscado. O encaixe desses pinos no punção é complicado. É necessária a fIxação do pino através de mola ou esfera. Em caso de a superfície externa ser fonnada pela parte superior do molde, as desvantagens da moldagem pela parte inferior são eliminadas.
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Fig. 1.1.8.
Uma das alternativas do molde de com
pressão para a caixa do instrumento mostrada pela
figura 1.1.7.
A = estampa, B = caixa do molde; outras designa
ções confonne a fIgUra 1.1.1.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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25
Vedação à prova de gás
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Luva de bronze
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Fig. 1.1.9. Outra alternativa para o molde de compressão para a caixa de
instrumento mostrada pela figura 1.1.7.
A estampa, B macho; outras designações conforme figura 1.l.1.
=
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Se a conicidade da superfície externa for maior que a da superfície interna, poderá ocorrer a retenção do produto no macho inferior. Neste caso, o produto pode ser removido do macho pela elevação dos pinos de sujeição das porcas roscadas. (O pro duto permanecerá no macho caso a superfície do macho for mais áspera que a da parte do molde que forma a superfície externa, ou se o macho estiver a uma tempera tura de 5 a lOoC inferior à da peça do molde.) As desvantagens da superfície externa ser formada pela parte superior do molde são as seguintes: 1. g necessária a aplicação de pelotas pré-comprimidas. Deve-se verificar se a alimentação das pelotas, isto é, do material pré-dimensionado para o molde, reduzirá ou não o tempo de compressão a um ponto tal que o operário seja capaz de manejar duas máquinas. Neste caso, a desvantagem irá tornar-se uma vantagem. 2. Os gases que são desenvolvidos durante a compressão se acumularão naparte superior do molde (fechada em sua parte superior) produzindo uma superfície porosa e descolorida, e, possivelmente, até mesmo bolhas.
26
PLÁSTICOS
Existem vários métodos para evitar isso, mas a construção do molde será mais com plicada, e portan to mais cara. Com base nessas considerações, o arranjo que parece ser o preferível é o da super fície externa formada pela parte superior do molde, desde que a saída dos gases seja assegurada pelo descrito. A linha de pensamento anteriormente descrita ilustra que wn estudo adequado é necessário para tomar·se uma decisão, mesmo em um caso como esse, relativamente simples. Os casos que ocorrem na prática são normalmente mais complicados que o do exem!plo dado.
Fig. 1.1.10. Molde positivo. Crosta (rebarba) na direção da pressão.
Fig.l.1.11. Molde semi positivo. Rebarba normal à direção de prensagem.
Fig. 1.1.12. Molde semipositivo. inclinado. Rebarba inclinada em relação à direção de prensagem.
A direção de formação da crosta não é irrelevante com relação ao molde e à manu faturação. A crosta pode ocorrer na direção da prensagem, normal a ela ou ,inclinada (Figs. 1.1.10 e 1.1.12). Se a crosta for na direção da pressão, a seção transversal da câmara de alimentação concordará com o perfil do produto. Tais moldes são cha mados moldes positivos. A espessura da crosta depende da precisão do encaixe entre o punção e a câmara de alimentação. É necessário certificar-se de que o punção ou a placa porta-punção assenta-se diretamente na armação-padrão inferior ou numa fita de encosto. No caso de moldes positivos, a pressâ'o da máquina é resistida diretamente pelos produtos; assim, a força de compressão da máquina é totalmente utilizável. A espessura é assegurada pelas tiras de encosto externas já mencionadas. Os aplaina mentos usados nos corpos e moldes, como mostrado nas Figs. 1.1.5 e 1.1.6, ajudam a esgotar o excesso de material. Esse tipo de molde permite a produção de produtos com espessura uniforme em construção de cavidades múltiplas, porque mesmo se uma das cavidades fosse alimen tada em excesso, receberia uma pressão maior que as outras; assim, o excesso de material seria espremido para fora. Entretanto, o ajuste de molde positivo nem sempre é aplicado. Por exemplo, no caso mostrado pela figura 1.1.13, um "fio de navalha" seria desenvolvido nas bordas do punção, o que, naturalmente, é inadmissível. Para tais produtos, é desenhado um molde semipositivo (Fig . 1.1.14) com a crosta perpendicular à direção da pressão. É necessária uma compressão consideravelmente maior para os moldes semipositi vos, porque uma pressão muito alta é necessária para comprimir o material da parte do flange mais fino (e, assim, para endurecimento mais rápido), quando o molde é fechado. Imediatamente antes de fechar o molde, o intervalo já é tão estreito que o excesso de material não pode fluir para fora do molde; conseqüentemente, uma crosta grossa ou wna peça demasiadamente grande será obtida, mesmo em caso de alta pressão específica. Esse problema pode ser corrigido' utilizando-se canais de descarga.
27
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
A Fig. 1.1.15 mostra uma construção de molde comprovada. Aqui somente de 1 a 2 mm do flange do punção de 4 a 5 mm de largura atingem a vizinhanç~ da borda do corpo; o restante (3 a 4 mm) é esmagado. Para proteger o molde, é feito wn flange externo; assim, mesmo no caso de um molde fechado, uma folga de cerca de 0,1 mm permanecerá entre os flanges opostos do punção e do corpo nos plásticos do tipo 31, e uma folga de 0,4 a 0,5 mm nos plásticos dos tipos 51, 54,71 e 74*. Na prática, pode ocorrer que possam ser utilizados tanto o molde positivo como o semipositivo, e compete ao projetista selecionar o mais adequado no caso dado. H Blf8
J 17
77
fl.O
# '
-,
-77
Fig. 1.1.13. Projeto de punção incorreto. "Fio de
navallia" desenvolvido no lugar indicado pela seta. Designaç.ões confonne a figura 1.1.1 .
Fi!J. 1.1.14. Molde semipositivo.
Designações confonne a figura 1.1.1.
H8/f8
77
Ponta 31 "" 0,1 mm 51.54.71. 74 ponta: 0,4·0,5mm li)
o'
,
-.J
à
, -2 1.-5 Fig. 1.1.15. Projeto de molde semifositivo.
Designações·confonne a figura .1.1.
• Tipo 31 = resina fenótica com enchimento de serragem (composto para propósitos gerais). Tipo 51 = resina fenólica com enchimento de tecido de celulose (papel). Tipo 54 resina fenólica com enchimento de flocos de celulose (papel). Tipo 71 resina fenótica com enchimento de fibras têxteis. Tipo 74 resina fenótica com enchimento de flocos têxteis. Tipo 131 = resina de uréia e fonnaldeído com enchimento de pó de celulose.
28
PLÃSTICOS
Neste caso, além da já mencionada diferença de pressão de moldagem, é necessário considerar os problemas de ejeção do produto e remoção da crosta. Em certos casos, é praticável utilizar um molde semipositivo inclinado (Fig. 1.1.16).. Aqui, o material em excesso sai do molde facilmente, e a crosta inclinada é fácil de remover. A desvantagem é que o encaixe entre o corpo do molde e o punção exige uma operaça'o mais cuidadosa. O flange, nesses moldes, tem uma inclinação entre 30°
e 45°. O uso de um molde de flange aberto é preferido para botões ou para produtos de PontilJ1: 0,2 mm 51. 51•. 7l.; 0,1. mm
H81/8
2-3
3
3
17
17
Fig. 1.1.16. Projeto de molde semipositivo inclinado.
Fig.1.1.17. Moldedeflange aberto.
Designações confonne a figura 1.1.1.
Designações confonne a figura 1.1.1.
arcoS baixos similares (Fig. 1.l.l7). O material é introduzido, na fonna de pelotas, nesses moldes. Já que o punção não penetra no corpo desses moldes, o guiamento das partes superior e inferior do corpo deve ser projetado com cuidados especiais. Uma peça de 0,5 a I mm vaza do corpo e do punção através de um flange delgado (2 a 3 mm), para pennitir o fluxo de saída do excesso de material entre o punção e o corpo. O material descarregado freqüentemente toma a fonna de um "biscoito" comum no molde de cavidades múltiplas; assim, as peças curadas podem ser removi das com um único movimento. Esses moldes são muito produtivos. Sua desvantagem é o maior consumo de material; devido ao vazamento, a porcentagem de material desperdiçado é maior.
1.1.1.3. Projeto da câmara de a]imentação De acordo com uma prática comprovada, a câmara de alimentação é l!fustada ao punção com uma tolerância H8/f8 num trecho de 4 a 6 mm da borda superior do 0 produto. A parte acima é feita com 1/3 a 10 de conicidade (Fig. 1.1.18). Se a excentricidade - que advém da faixa de tolerâncias - não for pennissível em produ tos de precislIo especial, então serão utilizados ajustes mais apertados (H7/n)
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
29
e canais de dimensões adequadas para facilitar o estravasamento do material. A s~ luçã'o mostrada pela Fig. 1.1.19 também é freqüentemente utilizada. Os canais de descarga - uniformemente distribuídos pela circunferência - são principalmente utilizados nesta construção. Os canais não devem ter profundidades maiores que 0,1 a 0,2 mm. Se s![o mais profundos, o material escapa. A dimensã'o ótima do canal depen de da deliqüescência do material, velocidade de fechamento do molde, pressã'o de moldagem e da temperatura. Assim, é aconselhável alargá-los primeiro somente de 2 a 3 mm quando o molde é fabricado ; então, se necessário, são alargados gradual mente na ocasi![o do escorrimento do molde.
-
1/3- 1° H71f 7
H8ff8
~3
0,1
Fig. 1.1.18. Projeto de câmara
Fig. 1.1 .19. Projeto alternativo de
de alimentação.
Designações conforme a figura 1.1.1.
câmara de alimentação.
Designações conforme
a figura 1 .1 .1 .
O volume da câmara de alimentação é determinado multiplicand~se o produto acabado pelo fator de massa do material (Tabela 1.1.2), Se o corpo do molde for montado em duas peças, nunca deverá ser partido ao lon go do flange , embora isso pareça ser bastante tentador à primeira vista (Fig. 1.1.20a). Neste caso, a alta pressão forçaria as peças do molde a se separarem, e o material pren sado tornaria difícil a remoção do produto e, em casos graves, impossível. O encaixe - se inevitável nas vizinhanças do flange - deve ser feito uns poucos milímetros acima do flange (Fig. 1.1.20b), ou illl1 encaixe de "sobrefecho" ou "labirinto" deve ser utilizado (Fig. I.! .20c). Essa regra deve ser seguida mesmo se o corpo for fendido em várias partes, no plano normal à direção da pressã'o ou paralelo a ela. As construções correta e incorreta são mostradas nas Figs. 1.l .21 e 1.1.22. O desenvolvimento do efeito de calço é ampliado e distorcido na parte "incorreta" direita da Fig. 1.1.21 . No encaixe de sobrefecho do lado esquerdo, desenhado para ser "correto", não pode haver desenvolvimento do efeito de calço, nem mesmo se o Tabela 1.1. 2. Fatores de massa dos plásticos mais freqüentemente utilizados Tipo de material Fator de massa Solto Pelotas
31
~I
2,5-3 1,3-1.5
1,6- 2
5- 6
S4
7\
9-10 1,6-2
74
131
6-7
7-8
3
1,6-2
1,6- 2
1,5
30
PLÁSTICOS
encaixe for imperfeito. Devido a esse propósito, o material deve mudar perpendicu larmente sua direção. O atrito resultante deteria o fluxo do material, especialmente porque o aumento de temperatura no curso do atrito facilita o endurecimento do material. A Fig. 1.1.22a mostra a divis[o incorreta do molde, e a Fig. 1.1.22b mostra a divis[o correta . Pode ocorrer que o plano inferior do punção não seja normal à direção da pressão. Neste caso, a componente oblíqua da força pressiona o punção para um dos lados, )
J7
a) Incorreta
b) Incorreta
c) Correta
Fig. 1.1.20. Divisão do corpo do molde em um plano normal à direção de compressão. O plano
da divisão deve estar acima do plano mais alto do produto de uns poucos milímetros, mas o encaixe
das partes do molde é melhor com superposição.
Designações conforme a Fig. 1.1.1.
A
Fig. 1. 1. 21. Divisões correta e incorreta do corpo do molde em um plano normal à direção de compressão.
a) Inco rreta
b) Correta
Fig. I. J.22. Divisões correta e incorreta de moldes no plano da direção de compressão.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
31
levando a um emperramento ou a desgaste excessivo. Assim, é aconselhãvel colocar wna placa de guia temperada na parte superior da câmara de alimentação (Fig. 1.1.23). Os moldes de cavidades múltiplas algumas vezes têm uma câmara de alimentação comwn, Sua construção é geralmente mais barata, que encaixar separadamente o punção a cada uma das cavidades no corpo do molde. Entretanto, a superfície de contato entre o punção e o corpo é muito grande. Isto é danoso por duas razões: I) é necessãria uma grande área de superfície da má· quina de moldagem de contato de alta capacidade, o que requer maior energia e força uma operação mais vagarosa; e 2) a câmara de alimentação comum resulta numa perda significativa de material. Portanto, a câmara de alimentação comum deve ser evitada, exceto nos casos em que sua aplicação é preferível em relaça-o à remoção do produto, como na fabricação de tampinhas de tubos de pasta de dente. Após curar as tampinhas, o macho que forma a rosca deve ser desrosqueado das peças. O hexágono externo é formado pelo punção, que não mantém as peças em posição enquanto os machos são desrosqueados. Entretanto, a película desenvolvida como resultado da câmara de alimentação comum fixa as tampinhas de tal forma que os machos podem ser simultaneamente desrosqueados de todos os produtos por um sistema de desrosqueamento central.
~M"51
8
~
A
.--L-
Aço temperado
"
6 - 7
Fig. 1.1.23. Se o plano inferior do punção
não for normal à direção de compressão, as
forças laterais causarão o desgaste do molde.
Para evitar isso, são colocadas inserções de
aço temperado.
A = caixa do molde, B = estampas;
outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
Uma outra vantagem da câmara de alimentação comum é que o material pode ser preparado através de uma única medição, representando uma redução nos tempos de produção das peças.
32
PLÁSTICOS
1.1.1.4. Projeto de punção
o punção fecha a cavidade do molde, e, ao transmitir a pressão da máquina, forma a parte superior (possivelmente interna) do produto. O material introduzido na cavida de do molde - se nã'o for pré-comprimido - aglomera-se principalmente em um dos lados da cavidade, causando, com isso, a press[o excêntrica do punção quando a cavidade é fechada. Ao mesmo tempo, o material flui do local superalimentado, reaco moda-se, com grande força para empenar o punção. Tudo isso leva ao fato de que o
b) Incorreto
a) Incorreto
c) Correto
Fig. 1.1.24. Projetos correto e incorreto de punção. Uma diferença de diâmetros excessiva pode causar rachaduras durante o endurecimento. Com uma construção correta, a inserção pode ser facilmente substituída em caso de ruptura.
o)
t- a) Correto
b) Incorreto
Fig. 1.1. 25. Projetos COrreto e incorreto de punção para a
moldagem de produtos cilíndricos longos
(buchas ou artigos similares)
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
33
punção é uma das peças mais exigidas do molde em relação à resistência. Entretanto, suas dimensões não podem ser escolhidas livremente, pois são determinadas pelas características geométricas do produto. Assim, as grandes concentrações de tensões causadas por variações de seção transversal, cantós vivos, sulcos profundos, ou outros locais passíveis de concentração de esforços têm de ser evitados com cuidado especial no projeto. Nas Figs. 1.1.24 e 1.1.25 são mostrados alguns modelos corretos e incor retos. Dentro dos limites do produto, determinados por seu propósito imaginado, o pun ção e a cavidade do molde devem ser moldados conicamente. A conicidade normal mente é de l/3° alo. Selecionando-se o ângulo correto de conicidade, o produto ou permanecerá no corpo do molde, ou será levado com o punção. O produto sempre permanecerá na parte do molde cuja conicidade for menor que 1/3°, desde que a qualidade e a temperatura de ambas as partes do molde sejam idênticas.
1.1.1.5. Projeto de armações-padrão inferior e superior As inserções·padrão são assentadas nas armações-padrão inferior e superior, o que assegura a posição de uma em relação à outra com a ajuda de pinos-guias. Padroni zando-se as armações, as inserções-padrão são substituíveis. Isso reduz o custo de produção do molde, assim como do tempo de operação necessário para a produção. 1.1.1.6. Ejetores Assegurar a remoção dos produtos curados é uma das tarefas mais importantes do projetistá de moldes. A remoção rápida do produto do molde é essencial porque 1) aumentará a quantidade de produção e 2) o produto resfriará rapidamente no molde aberto, e isso poderá causar contração na parte do molde em tal dimensão, que ele acabará rachando ao ser removido. As condições para o resfriamento do produto podem ser resumidas com base no item 2.3.2, como segue: 1. As condições de resfriamento dos produtos são determinadas a partir da relação entre a superfície e o peso, S = A/G. 2. A taxa de resfriamento é a mais rápida imediatamente após o macho do molde ser retirado. O produto perde a maior parte de sua temperatura em um intervalo de tempo pequeno, após ser retirado. 3. A força necessária para desparafusar (levantar/puxar) o produto depende das dimensões do produto e da diferença de temperatura entre o produto e o macho do molde. Em condições adversas, o esforço originado pode causar rachaduras na peça. 4. A qualidade e a condição intata das superfícies dos machos do molde são essen ciais. desejável sua cromagem. O projeto do ejetor depende do formato do produto. Se suas superfícies decorati vas estiverem abaixo do molde (olhando-o da direção de prensagem), em consideração à eliminação da dificuldade na remoção das crostas, o produto será levantado com a parte do molde que forma a superfície completa. Neste caso, é necessário evitar que o macho do molde que sobe atrite-se em toda a cavidade do molde e na câmara de
e
34 PLÁSTICOS alimentaç1fo; caso contrário poderão ocorrer contrações. Essa construção é utilizada somente para moldes menores. A espessura do macho móvel deve ser no mínimo metade de seu comprimento. As soluções correta e incorreta são mostradas nas Figs. 1.1.26 e 1.1.27. Se o ejetor não levantar toda a superfície do produto, então poderá ocorrer defor mação na remoção, e isso deve ser evitado. Assim, o produto somente deve ser utili zado para empurrá-lo. A soluçã"o como a da Fig. l.l.28a não é correta, pois o ejetor pode quebrar ou distorcer a parte central do produto. A solução conforme a Fig. 1.1.28b também não é correta, pois nela o ejetor esten de-se pela câmara de alimentação e pode causar contrações.
c) Correto
Fig. 1.1.26. Fig. 1.1.27. Projetos correto e incorreto de machos ejetor, se a superfície representativa do produto for formada pelo macho.
Incorreto o)
b)
c)
Fig. 1.1.28. Projetos coneto e incorreto do macho ejetor.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
35
o modelo ilustrado pela Fig. 1.l.28c é correto quando metade da parede lateral é levantada pelo ejetor. Aqui, o produto pode ser facilmente puxado do macho com uma forquilha adequada. Em certos casos toda a superfície do produto não é levantada. Nesses são utiliza dos pinos ejetares. Seus traços, entretanto, ficam visíveis nos produtos; assim, são utilizados somente se seus traços não prejudicarem a estética da superfície. Marcas e inscrições freqüentemente são gravadas nas superfícies dos pinos ejetores, justifi cando o traço causado pela crosta. aconselhável rebaixá-los no produto. Para estudar a construção e os cálculos de resistência dos pinos ejetores, é necessá rio levar em consideração o fato de que o pó plástico torna-se deliqüescente no molde quente (estado "8"), e pode ser considerado como um líquido denso. A pressão Iúdrostática surge em todos as direções da cavidade do molde durante a prensagem. Já que há uma folga necessária entre o pino ejetor e sua luva, o material liquefeito fica prensado. Quando o material liquefeito endurece, a pressão Iúdrostática torna-se constante. Se o diâmetro superior do pino ejetor for d( em), a pressão específica de moldagem for p(kp/cm 2 ), a largura do colar prensado na lateral do pino for m(cm), e a força que se manifesta for F (Fig. 1.1.29), então,
e
F
=
d.m.p (kp).
Se o coeficiente de atrito for 11, a força necessária para elevação será:
Q = F.j1. = d.j1..m.p (kp). Já que, mesmo com moldes novos, cuidadosamente feitos, m será igual a 2 mm e com moldes gastos m = 3 a 5 mm, a pressão específica para material tipo 31 será igual a 300 kp/cm 2 • Com uma rugosidade média de superfície (Ra) igual a 1,6 mícron, o atrito estático é de 0,2 a 0,4. Substituindo,
Q = (54 - 180).d (kp). Já que o diâmetro dos pinos do ejetor é igual a 5 a 8 mm, a força de ejeção por pino pode variar: Q === 27 - 144 kp, mas poderia mesmo ser muito maior Se o furo ou a superfície do pino ejetor estivesse danificada. Atenção especial deve ser dada à fixação da localização dos pinos ejetores no produto. Não existem regras rigorosas a serem seguidas. Entretanto, é sempre aconse lhável localizar os pinos ejetores: I) na junção das paredes laterais finas; 2) na vizi nhança de nervuras, especialmente se a conicidade estiver abaixo de 3 a 5°; e 3) sob peças metálicas estampadas, que devam ser ejetadas juntamente com o produto. Há uma experiência prática a ser considerada quanto ao princípio básico de ejeção, de acordo com: I) o produto nlIo ter de ser utilizado em puxã'o (mas somente em d
Fig. 1.1.29.
36
PLÁSTICOS
empurrão) no instante da ejeçlfo; e 2) a ejeç[o n[o seja segura se as paredes laterais do produto tiverem de ser levantadas em ambos os lados de entre peças de molde estacionárias (a peça do molde, como é uma das superfícies laterais, deve ser movida Juntamente com o produto). Existem outras considerações quanto a onde e como os pinos ejetores são locali zados no molde. As barras dos ejetores das máquinas de prensagem estão na parte central da mesa , principalmente no meio do molde. Assim, se os pinos ejetores não forem simetricamente colocados ou tiverem diâmetros diferentes, então, devido à diferença entre as forças de ejeção, facilmente poderá ocorrer esforço de flexão sobre o pino ejetor. Como resultado da flexão, o pino fica travado no furo, deforma-se, e possivelmente quebra-se. Se a qualidade da superfície e a precisão de encaixe dos pinos de ejeção forem idênticas, ent[o o ponto médio da barra do ejetor será colocado no centro de gravi dade da seção transversal dos pinos ejetores. Entretanto, essa suposição nem sempre é justificada na prática, especialmente se qualquer das peças for danificada durante a operação. A contração dos pinos ejetores pode ser evitada através de guiamento ade quado. É provável que não ocorra contraç1ro até que (V. Ref. 1) :
h
e';;;;
2/1
onde, de acordo com a Fig. 1.1.30, e == distância entre a força aplicada e o centro do pino ejetor, em cm; h = comprimento guiado do pino, em cm; /1 == coeficiente de atrito (3!: 0 ,15 a 0,20). Substituindo-se os valores anteriores
h
~
(0,3 a 0,4).e
é obtido, isto é, o comprimento guiado do pino ejetar deve ser no mínimo um terço da distância medida entre o pino ejetar e a barra do ejetar. Se, por qualquer raz[o , essa regra não puder ser obedecida, entã<.> será essencial
Fig. 1.1 .30. Determinação do comprimento
guiado dos pinos ejetores. Deve ser maior que
um terço da distância e, entre o pino ejetor
e a barra ejetora.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
37
o guiamento adequado da placa do ejetor. Isso pode ser conseguido com pinos-guias e buchas. Em vez de utilizar uma barra de ejetor, isso pode ser obtido levantando-se simultaneamente ambos os lados da placa ejetora. Isso pode ser feito de várias manei ras. A utilizada mais freqüentemente é mostrada pela Fig. 1.1.31. Utilizando as desig nações da Fig. 1.1.1, isto é, 2 representa a armaç!Io do retentor da inserç!Io-padrão superior, 10 a placa ejetora e 4 a placa inferior (placa-base). O bico projetado no gancho A, que levanta a placa ejetora, é articulado com rótula no pino D na placa do retentor da inserção-padrão superior. A barra de came B é presa à base do molde. Quando a máquina de prensar é aberta (isto é, quando o punção começa a subir), o bico do gancho carrega e levanta a placa ejetora até que o domo, projetado da barra de carne, empurre o bico para fora de seu ninho com o pino C do gancho. Então, o molde será aberto mais para levantar o produto. O gancho retoma sua posição vertical como resultado da mola E. O processo é invertido quando o molde é fechado. A su perfície superior inclinada do domo da barra de came empurra o gancho, que passa por cima dele, e fica pronto para nova elevação. Em certos casos não é desejável levantar a placa ejetora enquanto o molde está começando a abrir, mas depois. Neste caso, um gancho mais longo deve ser utilizado. Naturalmente, 'em tais casos é necessário evitar batidas do gancho contra a mesa da máquina no estado fechado do molde. Algumas vezes é utilizada uma corrente de roletes, encaixando um eixo roscado, porca e contraporca na extremidade, para ajuste
2 ...--
E
. ,
O
A
F
\2]
c 8
oi
bl
cI
di
Fig.1.1.31 . Projeto e operação do gancho que levanta
a placa ejetora por ambos os lados.
2 = armação do retentor da inserção-padrão superior, 4 = placa
inferior,10 = placa ejetora . A = gancho,B = barra de carne,
C e D = pinos, E = molas, a) a d) = fases diferentes da abertura do molde.
38
PLÁSTICOS
preciso e compensação para uma possível elongação (Fig. 1.1.32). A construçã"o mostrada pela Fig. 1.1.33 também é utilizada para levantar a placa ejetora. A extremidade rosqueada do cano A é aparafusada na placa ejetora 10, e a inserção B é soldada na extremidade superior. Por levantamento da placa porta-punção 2, também o punção é puxado para fora do corpo do molde. Em um estágio poste rior da ejeção, a cabeça do eixo roscado C faz contato com a inserção B ; com isso, o tubo A e com ele o disco ejetor 10 também sobem. As molas 8elleville D no eixo roscado C asseguram o assentamento adequado da placa ejetora quando o molde está fechado. Para certos produtos, o levantamento ocorre em duas etapas. Um exemplo é mos trado pela Fig. 1.1.34. A rosca interna pode ser desrosqueada somente quando o colar não estiver assentado no anel do macho do molde. Existem disponíveis vários métodos para tais casos. Por exemplo, o molde pode ser projetado como mostrado pela Fig. 1.1.35. Nessa construção, a barra ejetora A da máquina levanta a placa eje tora D do molde. O bloco C, que é flxado a essa placa, empurra a placa ejetora de tal modo que o pino ejetor E e a luva ejetora F, funcionando ao mesmo tempo, levan tam os produtos do corpo da inserção-padrão 17. Entretanto, durante a elevação da placa ejetora D, os pinos inclinados G empurram para trás as travas H, que são manti das pressionadas pelas molas K. Quando as travas s[o totalmente retraídas, o bloco
••
1 //
2'
/
/
-é ~
3"
5
6
Fig.1.1.32. Levantamento da placa ejetora com corrente de roletes (corrente Gall).
1 == placa de sujeição superior , 2 == porta-correia, 3 == corrente Gall, 4 = placa ejetora,
5 = eixo roscado, 6 = placa inferior.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
39
- u
_ 4
Fig. 1.1.33. Levantamento com ejetor telescópico.
2 = arm ação do retentor da inserção-padrão superior , 4 = placa inferior,
10 = placa ejetora , A = cano de gás, B inserção, C = párafu so, D = molas Belleville .
=
C não suporta a placa ejetora D; assim, os pinos ejetores E levan tam os produtos de suas luvas F. Subseqüentemente, os produtos podem ser desrosqueados dos pi nosE.
Observa-se que esse método é aplicável a moldes de duas ou, no máximo, quatro cavidades. Em caso de moldes de cavidades múltiplas, os produtos a serem desros queados subseqüentemente encolhem no macho roscado, tornando difícil a remoção e maior o tempo de ciclo. Em ou tros casos, são utilizadas cremalheiras que, em um certo ponto da elevação, desengatam um dos sistemas de elevação. De acordo com a construção mostrada
~ '.. '>:\~ ~ I :
I
I
Fig. 1.1.34. Desenho de tampa roscada. Para evitar
paredes grossas, foi projetado um rasgo em torno da
parte roscada. Esse rasgo poupa bastante material,
reduz o tempo de cwa, mas o produto somente pode
ser removido em duas etapas.
É necessário um mecanismo de ejeção adequado.
40
PLÁSTICOS
pela Fig. 1.1.36, a barra ejetora B levanta a placa ejetora A. No início da elevação, o rolete E (entre os braços C e D) gira sobre a superfície lateral da placa F. Elevan do-se a placa ejetora A um pouco mais, o role te E atinge a placa F (sobe nela), os braços C e D nlIo mais atuam para levantar a placa superior do ejetor G, que nlIo sobe mais. Com esse método, é importante que o ponto inferior da rotaçlIo do braço C esteja afastado da trajetória de guia de alguns milímetros mais que o ponto de rota ção do braço superior D, para que a força de elevação tenha também uma componente
75
77 --f-r--T1'Ç
16
E
F D
C J------+----~-r----I
5
B
Fig. 1.1.35. Mecanismo ejetor que funciona em duas etapas,
para a tampa mostrada na Fig. 1.1.34.
A
= barra ejetara, B = placa ejetora inferior, C = bloco, D =
placa ejetora
superior, E = pino ejetor , F = luva do ejetor, G = pino inclinado,
H = trava, K = molas; outras designações conforme Fig. 1.1.1.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
41
horizontal que pressione o role te E para a lateral da placa F, isto é, de forma que se dobrem os braços após sair da trajetória F. O produto da construção demonstrada pela Fig. 1.1.37 tem de ser ejetado em duas etapas, devido ao colar interno. A barra ejetora 21 da máquina de prensar é rosqueada na placa ejetora 10b. A luva do ejetor 22 é presa entre as placas ejetoras 1Da e 10b, cuja espessura é igual à espessura do colar interno do produto. A mola 24 fica entre a luva de cabeça cônica 23 e a placa ejetora IDa. O pino ejetor 11 é solidamente fixado entre as placas inferiores 4a e 4b.
G
E
Im ~ ----J!-..-
~·i
~ ~~ c
•
-_ . ~~--_.Fig. 1.1.36. Mecanismo ejetor para a tampa mostrada
na Fig. 1.1.34, que funciona em duas etapas.
A = placa ejetora inferior, B = barra ejetora da máquina, C e.D = braços,
E = rolete, F = placa, G = placa ejetora superior.
42
PLÁSTICOS
Quando o acionador ou o cilindro ejetor hidráulico da máquina levanta a barra ejetora 21, não somente as placas ejetoras IDa e IOb começam a mover-se, mas também a luva 23, após o disco 25 ser levantado com a mola 24. Quando, durante a elevação, o disco 25 faz contato com a placa 16, a luva 23 pára. Entretanto, a luva 22 pode continuar a mover-se mais um pouco, devido à mola 24 ficar comprimida e levantar o produto para fora da parte superior da luva 23. Essa posição final é mostrada à esquerda da figura; a seção da direita mostra o molde na condição fechada. Uma folga é visível entre o punção 3 e a placa portadora superior 2. Já que não é praticável desenhar o punção 3 com o diâmetro do corpo inferior 17 (assim o pro cessamento simultâneo das peças 2 e 17 torna-se impossível), é utilizado um proces so em que a parte superior do molde é colocada sobre a inferior. Como resultado, os punções atingirão suas posições precisas. Então as folgas em torno dos punções 3
26 16 23
25
" 2'
21
'o
. Fig. i .i.37. Sistema ejetoI em duas etapas.
2 = armação do retentor da inserção-padrão superior, 3 = punção, 4a e 4b = placa de retenção,
iOa e JOb = placas ejetoras, i i = pino ejetor, i6 = placa inferior, i7 = corpo do molde (inser
ção-padrão), 2i = barra ejetora, 22 = luva, 23 = luva de cabeça cônica, 24 = mola, 25 = disco de
mola, 26 = pino de retomo.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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s[o fundidas com um metal de fus[o fácil, por exemplo chumbo de soldar. Com esse processo, o caro processo com o trado de gabaritos pode ser evitado. Em certos casos especiais (quando, por exemplo, somente puderem ser utilizados pinos ejetores de diâmetro muito pequeno, e houver temor que empenem e que brem quando estejam retirando o produ to), s[o utilizados pinos ejetores cônicos (Fig. 1.1.38). Muito menos força é necessária para elevar esses pinos que para levan tar os cilíndricos; assim, praticamente nunca ocorrem contrações. A desvantagem em utilizar esses pinos é que, quando se movem, os furos nos quais o fazem não são lim pos automaticamente, como quando os cilíndricos são utilizados. O molde deve ser cuidadosamente limpo com ar comprimido após cada moldagem, pois qualquer resto poderia facilmente cair no furo do pino cônico quando o produto fosse levantado, evitando que o pino retomasse a seu lugar. Mais tempo é necessário para fazer o pino cônico e seu furo que o pino cilíndrico simples e seu furo ; portanto, sua aplicação deve ser considerada em todos os casos. Em cada caso, o comprimento dos pinos eje tores e a elevação do sistema ejetor devem ser determinados de uma forma tal que o produto seja levantado acima da câmara de alimentação, e haja disponível espaço suficiente para retirar o produto. :g essencial, em todo caso , que os pinos ejetores ou machos sejam retomados a suas posições originais antes da ação da força de compressão; de outra forma o mate· rial poderia escapar através dos furos abertos ou bloqueá-los. A instalação dos chama dos pinos de retomo é necessária. Um exemplo dessa construção é mostrado pela Fig. 1.1.39. Quando se fecha o molde , a armação de retenção da inserção-padrão 2 empurra o disco ejetor 10 para sua posição com o pino A, no qual os pinos ejetores est[o assentados. A posição dos pinos ejetores é assegurada com esta construção quando o molde 15
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Fig. 1.1.38. Pino ejetor
cônico.
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16 A
Fig. 1.1.39. Pino de retomo. O pino de retorno A automaticamente empurra a placa ejetora 10 para sua posição, assegurando assim a posição dos pinos ejetores 11. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
44
PLÁSTICOS
é totalmente fechado. As molas Belleville D mostradas pela Fig. 1.1.33 garantem que o disco ejetor 10 e os pinos ejetores retomem a suas posições antes que o molde seja completamente fechado. Em certos casos, a ejeção com ar comprimido é bem praticável. A elevação de produtos em forma de caixa ou recipientes algumas vezes é atrapalhada pelo vácuo entre o molde e o produto. De acordo com a solução mostrada pela Fig. 1.1.40, o ar que flui através do furo A levanta levemente o ejetor de seu furo cônico; então, enquanto penetra, o intervalo separa o produto do molde. Assim, a ejeçã'o é efetuada pelo ar, em vez de por pinos ejetores. Para reduzir o atrito, não é aconselhável utili zar guia justo para o pino ejetor. Se o ar comprimido repentinamente soltar vários pinos ejetores (desde que a pressão do ar seja alta e a superfície do produto seja suficientemente grande), o produto poderá escapar do molde. Esse tipo de constru ção facilita a automação total ou parcial da moldagem, devido à válvula de ar compri mido poder ser facilmente controlada pela barra de came montada na lateral do molde.
Fig.1.1.40. Ejeção do produto com
ar comprimido.
A = duto de ar, B = pino ejetar cônico, C = mola,
D = vedação por anel de borracha,E = porca.
Uma placa ejetora característica é incluída no sistema armação-padrão-inserção padnío, no qual os pinos ejetares sã'o conectados com sapatas de ejetores.
1.1.1.7. Ex tra tares Durante a moldagem, alguns produtos necessariamente permanecem no punção; o punção levanta o produ to da parte inferior do molde . Esse produto restante deve ser removido do punção, par pinos extratares, ou placas extratoras. Um exemplo é mostrado pela Fig. 1.1.41. A parte inferior e a superior da camisa cilíndrica do produto mostrado pela Fig. 1.1041 sã'o rosqueadas. De acordo com as regras anteriormente descritas para a ejeção, não é suficiente ejetar o produto do corpo do molde 17; a parte rosqueada do colar deve também ser removida do espaço entre a luva 21 e o punção 20. Caso contrário, o produto poderia quebrar-se facilmente ao ser desrosqueado.
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Assim, o molde funciona da seguinte maneira: após o endurecimento do produto (no fmal do processo de condensaçã'o), o operador abre a máquina. Com a elevação da placa superior 15, o gancho 22 carrega as placas ejetoras I Oa e 10b, às quais a pin ça ejetora 11 está fIxada. Com isso, o produto é levantado do corpo do molde 17. Quando a placa ejetora 10 faz contato com a placa inferior 16 (o molde ainda está
Fig. 1.1041 . Molde com placa extratora.
10a e JOb = placas ejetoras, 11 == pino ejetar, 15 = placa do relentor superior, 16 = placa inferior,
17 == inserção-padrão (corpo de molde), 20 == punção, 21 == luva do punção, 22 == ganho, 23a e
23b = placas porta-punções (neste caso, placa ejetora), 24 == carne, 25 == balanceiro, 26 == macho
roscado, 27 == barra ejetara, 28 == pino~ia, 29 == bucha~ia, 30 == pilar de guia superior,
31 = bucha.
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PLÃSTlCOS
abrindo), o gancho 22 empurra para baixo as placas extratoras 23a e 23b, e assim o punção 20 empurra o produto para fora da luva 21. O came 24 e o balanceiro 25 empurram o gancho 22, por meio do qual é possível a maior abertura da parte supe rior do molde. Agora o produto pode ser desrosqueado do punção 20 sem qualquer risco. O macho cônico e rosqueado 26 é desrosqueado do produto, que é retomado ao molde, para reiniciar o ciclo. A barra ejetora 27 evita que a placa ejetora 10 caia para trás. A placa ejetora 10 é guiada no pino 28 com a bucha 29, e as placas extra toras 23 no pilar-guia 30 com a bucha 31. O macho 26 e o punção 20 levantam-se metade da espessura de parede do produto, assim é aplicado um empurrão (e não um puxão) contra o produto na ejeçã'o e na remoção. Com certos moldes é necessário tomar providências para o retorno das placas extratoras e das placas ejetoras a suas posições antes do ciclo seguinte. Isso pode ser realizado com molas, ou com os chamados pinos de retorno. Tal pino de retomo é mostrado pela Fig. 1.1.39. aconselhável colocar uma placa temperada, sob a cabe ça do pino de retomo, na outra parte do molde. O uso do pino de retomo é absolu ta mente necessário nesses moldes nos quais os pinos ejetores seriam empurrados para trás pelo punção.
e
1.1.1.8. Pino-guia e bucha-guia A junção precisa das partes superior e inferior do molde é assegurada pelo pino-guia e sua bucha. Ambos são temperados, elementos de molde retificados padronizados no interesse da produção em série. Existem duas escolhas para os projetistas. A constru çã'o da Fig. 1.1.42 é mais simples, e assim mais barata, que aquela mostrada pela Fig. 1.1.43, devido às superfícies cilÚldricas serem usináveis e retificáveis. Por outro lado, a última tem a vantagem de que todas as peças do molde a serem guiadas s[o presas juntamente. Assim, podem ser furadas e retificadas ao mesmo tempo, assegurando consideravelmente a precisão necessária. Do ponto de vista da produç[o, as escolhas sobre em qual peça do molde o pino guia é inserido e a bucha-guia fica localizada n[o s[o arbitrárias. O aspecto natural, mas freqüentemente não considerado, para essa determinaç[o é a regra de que o pino-guia n[o deve atrapalhar a elevaç[o do produto. Portanto, 'se o produto permane ce na parte inferior da caixa do molde, é aconselhável colocar o pino-guia na parte superior do molde. Mas nesse caso, parte do pó de plástico a ser introduzido na parte inferior do molde inevitavelmente penetrará também na bucha-guia, causando conse qüentemente esforços; com isso são possíveis contrações. O risco é um pouco menor, se houver um furo de limpeza sob as buchas-guias, que podem ser limpas com ar com primido pelo operador, ou com outros meios, de tempos em tempos. A bucha do pino-guia pode ser mantida limpa mais facilmente se estiver localizada
Figs. 1.1.42 e 1.1.43. Pino-guia e bucha-guia. A parte desenhada em linhas tracejadas ê utilizada somente em caso de necessidade.
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na parte superior do molde. Neste caso, entretanto, o pino-guia freqüentemente atra palha a elevação do produto, ou a alimentação do pó de plástico. Os pinos-guias de vários diâmetros são utilizados em cavidades de molde arranja das simetricamente . Desta fonna, as duas partes do molde podem ser fechadas somente de uma maneira, que é a maneira correta. Naturalmente, o mesmo objetivo pode ser conseguido com pinos-guias colocados assimetricamente, também. Se o pino-guia tiver de ser colocado em qualquer das partes do molde, será essencial em qualquer caso que o comprimento da parte presa tenha, no mínimo, 1,5 vez o diâmetro do pino: Lp ;;;. 1,5 d.
Os comprimentos do pino-guia e da bucha são padronizados. De acordo com os cálculos de resistência, a posição Mima para o pino-guia em moldes grandes e angulares (por exemplo, moldes de caixas de rádios, etc.) fica na quarta ou terça par,te do maior lado do molde. Deve ser mencionado - não importa quão natural seja - que os pinos-guias são capazes de efetuar sua tarefa somente se estiverem em contato com a bucha-guia antes do punção fazer o mesmo em relação ao corpo do molde. 1.1.2. Moldes de produtos roscados As peças roscadas ocorrem freqüentemente nos produtos. Representam diferenças fundamentais em relação à construção do molde, quer as roscas estejam na direção da pressão ou afastem-se dela . Se as roscas estiverem na direção da pressão, haverá duas possibilídades : roscas internas (porcas) ou externas (eixo rosca do).
1.1.2.1. Rosca na direção da prensa Se o produto for internamente rosca do (rosca de porca), será fonnado por uma cavilha rosqueada no molde. Essa é uma característica necessária para cada molde desses. Entretanto, pode haver uma diferença em relação ao método de remoção dos produtos do molde, ou da cavilha roscada. No caso mais simples, as cavilhas rosca das A saem do molde com o produto (Fig. 1.1.44 e 1.1.45) e sã'o removidas do produto manualmente, ou, em caso de molde com múltiplas cavidades, com um dispositivo de desrosquear, durante a cura das peças seguintes. Neste caso, vários (um mínimo de dois) conjuntos de cavilhas roscadas sã'o necessários, para assegurar a continuidade da produção. Já que essas cavilhas são facilmente danificadas quando são desrosqueadas - especialmente as pontas rosqueadas que racham facilmente - é aconselhável providenciar cavilhas sobressalen tes adequadas durante a produção do molde. As cavilhas rosca das devem ser facilmente removíveis e substituÍveis no molde; portanto, seus furos sempre sã'o cônicos. Um pino ejetor deve ser projetado sob cada cavilha, levando-se em conta que se movem - quando removidos - ao mesmo tempo que os pinos ejetores instalados em outros lugares do produto.
48
PLÂSTICOS
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11
16
Ir Fig. 1.1.44. Moldagem de produto com
rosca fêmea, utilizando-se cavilha de
inserção.
A = cavilha de inserção. Outras
designações conforme a Fig. 1.1. I.
Fig. 1.1.45. Cavilhas de inserção a serem levantadas com o produto, para moldagem de roscas fêmeas. A = cavilhas de inserção, 11 = pino ejetor.
8
8
A A
Seção I
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Figs.1.1.46, 1. 1.47e 1.1.48. Cavilhas roscadas a serem colocadas na parte superior do molde. Fixadas com mola e esfera_
A = cavilha roscada, B = fio de aço para mola, C = esfera de travação.
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Se as cavilhas que fonnam as roscas forem colocadas na parte superior do molde, seu aperto deve ser assegurado. Pinos pequenos são fixados à mola de aço (Figs. 1.1.46 e 1.1.47) e maiores e mais pesados, a cavilhas com esferas de travamento (Fig. 1.1.48). Em ambos os casos, é difícil para o operador colocar as cavilhas no molde, já que a parte superior do molde raramente sobe o bastante para que sua super fície inferior fique visível para ele. Por essa razlfo - sempre que possível - os produ tos devem ser colocados no molde de fonna que as cavilhas roscadas fiquem na parte inferior do molde. O número de cavilhas a serem levantadas com o produto pode variar de 4 a 6, de acordo com a experiência do operador, pois ele não tem tempo de remover mais cavilhas durante a cura do produto seguinte, isto é, a remoção de um
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Fig.1.1.49. Dispositivo de desrosqueamento movido manualmente.
11 = pino eje tor, 21,22 e 23 = rodas de den tes re tos, 24 e 25 = engrenagens cônicas,
26 = engrenagem central , 27 = cabo, 28 = barra ejetora .
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PLÁSTICOS
número maior de cavillias atrasa a produção. Em tais casos, o dispositivo desrosquea dor é construído no molde. Vários métodos têm sido desenvolvidos na prática para esse propósito. Em caso de pequena demanda, o equipamento de desrosqueamento acionado ma nuahnente é o método mais simples (Fig. 1.1.49). A rosca da tampa hexagonal internamente roscada é fonnada por pinos ejetores 11. Nessa base, entre duas linhas de esferas, estão as engrenagens 21, acionadas por rodas de dentes retos 22 e 23 e pelas engrenagens cônicas 24 e 25. A rotação simultânea de todos os produtos é assegurada pela engrenagem central 26. pós o endurecimento do produto, o operador retira a rosca simultaneamente de todas as 4 cavidades pela manivela acionadora 27, e então levanta os produtos com a barra ejetora 28 da máquina. Deve ser mencionado que esse tipo de molde funciona com segurança somente se o giro do produto puder ser evitado - no caso presente, a cabeça hexagonal do pro duto. Quando se utilizam inserções-padrão, existe a possibilidade de que, variando-se os corpos, uma grande parte do molde poderia ser utilizada para outros produtos similares. Um dos mecanismos de desrosqueamento freqüentemente utillizados pode ser estudado na Fig. 1.1.50. A cavilha que fonna a rosca do produto é desrosqueada por uma rosca larga múltipla A com passo grosso e com uma porca B fIXada à placa ejetora. O ângulo do primitivo da rosca deve ser de no mínimo 40 a 60°; de outra fonna, uma força muito grande seria necessária para girar as cavilhas de fonnação de rosca. A rosca nas extremidades inferiores das cavilhas devem ter o mesmo passo C do produto. Dessa fonna, a cavilha roscada é retirada e puxada do produto do molde com um ejetor D. Com o tipo apresentado de construção, o número de giros da cavilha C deve ser um pouco maior que o número de voltas cortadas no produto, para assegurar o desros queamento completo. Entretanto, já que o passo da cavilha A é de no mínimo 40°, em muitos casos é obtido um molde alto, que a máquina somente é capaz de acomodar com dificuldade, se conseguir. Possivelmente, uma máquina de maior capacidade e que exija maior potência deve ser utilizada. Com isto, sua vantagem de exigir um tempo de produção reduzido é perdida, e assim sua eficiência econômica torna·se questionável. Neste caso, o uso da construção mostrada na Fig. 1.1.51 deve ser con siderado. Com esta construção, a cavilha C que fonna as roscas do produto é gira da pela barra dentada D e pelo sistema de engrenagens B. A barra dentada é movida por um cilindro auxiliar hidráulico, controlado por uma carne fIXado à parte superior do molde da abertura. De acordo com a experiência, se o número de cavidades estiver entre 6 e 8, ou mais, uma grande força será necessária para girar simultaneamente as cavilhas, o que poderia deslocar o molde ftxado à máquina de prensar. Para reduzir os efeitos da força, a inserção roscada F é fIXada à cavilha A, cuja lateral é usinada em um ângulo diferente para cada cavilha. No início da ejeção, o pino retentor G faz contato com o entalhe em um ponto diferente para cada cavilha; conseqüentemente, ó movimento dos giros no produto não ocorre simultaneamente, mas com uma certa defasagem de tempo. O molde apresentado e descrito é semi-automático, pois somen te o material de aríete é nele introduzido ; as peças acabadas não são removidas do macho levantado, mas ejetadas por ar comprimido após a retirada da rosca.
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Fig. J. J .50. O pino roscado pode ser automaticamente desrosqueado
do produto utilizando-se uma cavilha com uma rosca grossa de múltiplas entradas.
A = caviUJa de múltiplas en tradas com passo grosso, B = porca, C = rosca com passo
idêntico ao do produto,D = mecanismo ejetar.
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52
PLÃSTICOS
E
Cilindro hidráulico
A
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Fig. 1.1 .51. Desrosqueamento do macho roscado com cilindro hidráulico.
cavilha, B = engrenagem, C = cavilha com passo idêntico ao do produto, D = barra dentada,
E = cilindro hidráulico, F = inserção roscada, G = pino detentor , K = placa-guia . Outras
designações conforme a Fig. 1.1.1 .
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Planta do produto
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Inserção de bronze
1.
Fig. 1.1.52. A cavilha roscada é desrosqueada do produto com
barras dentadas conectadas a engrenagens.
A = cavilha com rosca de sua parte inferior com o mesmo passo do produto, B, C e
E = engrenagens, D e G = barras dentadas, F = suporte do rolete, H = inserção roscada, K = pino
detentor. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
54
PLÃSTICOS
De acordo com outro tipo de construção, a barra dentada G é fIxada à parte supe rior do molde, que aciona a engrenagem menor B, que é fIxada à parte inferior do molde. Uma engrenagem grande C é fIxada a seu eixo, que é conectado à barra den tada D, girando as cavilhas roscadas (Fig. 1.1.52). Com esse arranjo não há necessidade do cilindro hidráulico anteriormente mencionado, e o número necessário de rotações pode ser assegurado pela aplicação da modifIcaçã'o adequadamente selecionada. Deve ser mencionado que essa construção pode ser usada somente nas máquinas de molda gem nas quais a força adequada é disponível para abrir o molde, através da atuação dos chamados cilindros de abertura. Nesta solução, o cuidadoso dimensionamento dos elementos do molde é essencial. A barra dentada G é apoiada em roletes F na parte posterior. Se o produto tiver muitas voltas, então uma barra dentada muito longa será colo cada nas duas construções anteriormente descritas, o que pode atrapalhar a acessibi75 2 3
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Desenho do produto
11
Fig. 1.1.53. Cavilhas roscadas desrosqueadas do produto por motor elétrico.
A == engrenagem central , B = engrenagens pequenas, C = pino roscado , D = eixo do motor
elétrico . Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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lida de 10 molde, ou a livre movimentação do operador. Neste caso, as cavidades são coloc"das em tomo de uma grande engrenagem central A, movida por um motor elétrico com transmissão adequada. Isso é tratado em detalhes no Capítulo 2.5. A en grenagem central A move as pequenas rodas B, que desrosqueiam os pinos roscados C do produto (Fig. 1.1.53). Os produtos externamente nervurados são levemente levantados com a placa eje tora 10, e os pinos ejetores 11. A chave-limite aciona o motor elétrico, que move a engrenagem central A, que por sua vez move as rodas menores B. O pino ejetor rosca do superior 11, que sai desrosqueado do produto, é fIXado às rodas B. Agora os produ tos podem ser levantados do molde. O diâmetro da rosca interna do produto é maior que aqueles encontrados nos cadinhos ou em peças maiores. Permite-se que a parte da rosca esteja ausente, caso no qual o macho formador da rosca é feito em três partes (Fig. 1.1.54 A e C), das 777 7 7 7 7 7 7 7 7 7 7 / / 7 / / / -j
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Fig. 1.1.54. A rosca é formada de duas metades, que se aproximam na ejeção. A rosca não
existe em um trecho curto de ambos os lados do produto.
A e C = metades roscadas móveis, B = macho roscado estacionário, D = placa ejetora,
E = pino ejetor, F = entrada, G = pino-guia. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
56
PLÁSTICOS
quais a parte intermediária B é fIxada à parte inferior do molde, e as duas outras partes movem-se sobre o pino-guia G, inclinado na direção do centro. Não há rosca na parte B, e seu diâmetro externo é igual ao diâmetro externo da rosca. levantan do-se a placa ejetora D e os pinos ejetores E, o disco F levanta as duas meias-peças que são controladas pelos pinos inclinados G, próximos um do outro, liberando assim a rosca cortada nas partes A e C. O produto levantado é removido do molde pelo operador com uma forquilha adequada. O gancho também pode ser utilizado para levantar a placa ejetora D, conforme mostrado pela Fig. 1.1.31. Essa constru ção é preferível, especialmente se a parte roscada for longa no produto e a crosta fina que possivelmente se desenvolverá entre as três partes que formam a rosca não complicar o uso do produto. Se a rosca estiver na camisa do produto, o projetista poderá escolher entre várias construções de moldes. No caso mais simples, quando existirem somente 3 a 4 cavidades no molde e a parte roscada não é muito longa, um anel rosca do externamente cônico A é coloca do no interior do molde, cuja parte interna forma a rosca do produto. Esse anel é levantado do molde juntamente com o produto e retirado dele durante o tempo de cura das peças seguintes. Um mínimo de dois conjuntos de anéis é necessário para a produção contínua, mas é aconselhável providenciar anéis sobressalentes enquanto o molde está sendo fabricado. Também é necessário projetar um mínimo de 3, ou melhor, 4 pinos ejetores sob os anéis. O diâmetro da câmara de alimentação deve ser uns poucos milímetros maior que o diâmetro externo dos anéis temperados, para que os anéis não arranhem a camisa da câmara de alimentaçlro durante a elevação (Fig.1.1.55). De acordo com uma das alternativas desta construção (Fig. 1.1.56), os anéis ros cados C são assentados em uma armação contínua A. A armação é colocada no corpo D da parte inferior do molde durante a moldagem, e o pó de moldagem é derra mado em sua cavidade. Depois da moldagem, a armação é levantada do molde uti lizando-se qualquer um dos mecanismos de ejeção descritos, por meio do qual os produtos também serão levantados. Estes serão desrosqueados durante o tempo de cura das peças seguintes. Um mínimo de duas armações é necessário para a produção contínua. O resfriamento das peças não toma o desrosqueamento mais difícil ; pelo contrário, quanto mais elas resfriam, maior o espaço entre a peça e a parte roscada. A despeito disso, o operador deve tentar desrosquear as peças tão logo seja possível, pois não somente o produto resfria, como também a parte do molde removida, cujo reaquecimento pode aumentar consideravelmente o tempo de cura do produto seguin te. Para reduzir o resfriamento, a armação é colocada numa placa aquecida antes do desrosqueamento das peças. Um tipo de construção bastante harmoniosa, mas cara, pode ser estudada atra vés da Fig. 1.1.57. A rosca externa do produto é formada por duas inserções cônicas truncadas divididas FI e F 2 • Após a cura das peças, o gancho B levanta a placa eje tora C, que com os pinos ejetores 11 levanta o disco ejetor D. As inserções FI e F 2 do disco movem-se para cima, ao mesmo tempo em que os pinos-guia inclinados K empurram-nas, separando-as, e a parte roscada do produto fica livre. Se a placa ejetora C fizer contato com o plano superior do cilindro de distância 13, o gancho se desengatará, e o punção poderá subir ainda mais. O produto - retirado do macho E pelo disco ejetor D - pode ser elevado mais um pouco com o pino ejetor central
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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Fig. 1.1.55. A rosca externa do produto é formada por anéis cônicos do exterior. A = anel roscado, B = placa ejetora, C = pinos ejetores. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
58
PLÃSTlCOS
G até que seja facilmente retirado pelo operador. Quando se produz uma quantidade maior, pode ser necessário colocar as cavidades em duas ou mais linhas próximas entre si. Neste caso, as peças do molde que formam a rosca são movidas por dois sistemas de trajetória forçada. Um exemplo é mostrado na Fig. 1.1.58 . . A rosca na parte inferior do produto é formada por moldes divididos 20 e 21. A parte 21 do molde move-se sobre um trilho, e é movida pela trajet6ria forçada 23, e a parte 20 do molde pela parte 22 do molde, em forma de cunha. Na abertura da máquina, a trajetória forçada combinada com o pino-guia 23 empurra a parte 21 do molde móvel para fora da rosca do produto. Na fase posterior da abertura, o gancho
Fig. 1.1.56. As roscas externas do produto são formadas por anéis de inserção assentados em uma armação comum. Depois da moldagem, a armação é levantada e retirada do molde com os produtos. A = armação, B = punção, C = anéis de inserção cônicos, D = corpo do molde. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
24 levanta a placa ejetora 11, o calço 22 empurra para fora a parte 20 do molde que se move sobre o trilho, formando a outra metade da rosca. No fechamento do molde, a trajetória forçada 23 empurra 1 parte do molde 21, e o pino com a extremidade cônica 25 no centro do molde empurra a parte do molde 20 para a sua posição. No projeto do molde, deve-se assegurar que as partes 23, 24 e 25 do molde sejam longas o bastante para que no novo ciclo de operações após o fechamento das partes 20 e 21 o operador tenha espaço suficiente para introduzir o material necessário (principalmente na forma de pelotas pré-comprimidas) nas cavidades. Algumas vezes, as partes inferior e superior do produto são roscadas. Em tais casos, as construções apresentadas, ou equivalentes, devem ser combinadas. Um bom exemplo é mostrado na Fig. 1.1.59.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
59
A parte do produto com o diâmetro maior é provida de roscas internas, e a parte com diâmetro menor, de roscas externas. Um molde foi projetado, no qual a rosca superior é acionada pela manivela 20, colocada no porta-punção, engrenagens cônicas 21 e 22, engrenagem central de dentes retos 23 e as engrenagens 24 ao redor dela. Na parte superior da cavilha formadora de rosca 25 há uma rosca com o mesmo passo que a extremidade do produto. Assim, quando o tempo de ciclo é completado,
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Fig. 1.1.57. A rosca externa do produto é formada por duas inserções divididas em forma
de tronco de cone_
A = punção,B = gancho, C= placa ejetora,D = disco ejetor , E = macho , F, eF, = inserções
divididas em forma de tronco de cone, G = pino ejetor , K = pino-guia , M = caixa do molde.
Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
o operador primeiro vira ao contrário o braço 20, através do qual é desrosqueada a cavilha formadora de rosca 25 do produto através das engrenagens, e fica rosqueada na porca 26. Quando a máquina é aberta, o produto permanece na parte do molde inferior. Entretanto, quando a placa ejetora 10 é levantada pela barra ejetora da máquina, as partes do molde roscadas superiores 27 aproximam-se uma da outra como resultado da trajetória forçada 28, e então o produto pode ser facilmente removido.
60
PLÃSTICOS
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Desenho do produto
23
21
20
2'
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11
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+ + Fig. 1.1.58. As partes do molde que formam a rosca são movidas por trajetória forçada.
11 = placa ejetora, 20 e 21 = partes do molde que formam rosca, 22 = divisão, 23 = pino-guia
(trajetória forçada), 24 = gancho, 25 = pino com extremidade cônica .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
21
22
2J
26
2<
_ 25
28
___ 2 7
~.
10
Desenho do produto
Fig. 1.1.59. Molde de produto de roscas duplas.
1
= placa ejetara, 20 = manivela , 21 e 22 = engrenagens cônicas, 23 = engrenagem central de
dentes retos, 24 = engrenagem, 25 = cavilha que fOlTI1a rosca, 26 = porca, 27 = parte do
molde roscada superior, 28 = trajetória forçada.
61
62
PLÃSTICOS
l.l.2.2. A linha de centro da rosca desvia-se da direção de prensagem (prensagem de roscas inclinadas ou horizontais) Dependendo do comprimento, direção e diâmetro da rosca, e do formato interno e externo do produto, são possíveis vários desenhos de moldes. A mais simples e freqüentemente utilizada solução é mostrada pela Fig. 1.1.60. A rosca do produto é formada pela rosca da extremidade do pino A, que penetra na caixa do molde, e que tem o mesmo passo especificado para o produto. Depois da moldagem e da abertura do punção B, esse pino é desrosqueado, e o produto C é removido do molde. O encaixe da parte cilíndrica do pino é H8/h8 na parede do molde. E essencial que o pino não seja rosqueado demais; de outra forma, o punção do pino formador de rosca poderia ser deformado.
c
Fig. 1.1.60. Rosca nonnal à direção da prensagem formada por pino roscado.
A == pino, B == armação de retenção do punção, C == produto.
O desrosqueamento pode ser automatizado com a engrenagem D fixada no pino roscado e com a barra roscada fixada à parte superior do molde (Fig. 1.1.61). A bar ra dentada é feita de tal forma que a rosca é totalmente rosqueada no fechamento do molde, antes de o material ser comprimido pelo punção. Assim, somente a extre midade inferior da barra tem rosca, e em um trecho determinado pelo número de voltas e pelo número de dentes da engrenagem. O lado sem dentes da barra deve ser apoiado em um rolete F para evitar empenamento. A automação facilita não somente o trabalho do operador, mas também assegura que o pino roscado seja colocado ou retirado na extensão adequada. A solução inicial pode algumas vezes ser realizada somente com dimensões excessi vas de moldes que tiverem cavidades múltiplas. Por essa razão, o pino formador de rosca A é colocado numa inserção separada B, em vez de no próprio molde (Fig.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
63
B
F
E
Fig. 1.1.61. Automação do molde mostrado na Fig. 1.1.60,
com engrenagem movida por bana dentada.
A = cavilha ro scada , B = porta-punção, C = produto, D = engrenagem , E = barra dentada,
F = rolete de suporte.
Desenho do produto
~ ~
Fig. 1.1.62. Rosca normal à direção de prensagem formada por inserção separada.
A = pino roscado, B = inserção em forma de tronco de cone.
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Fig.1.1.63. Parafusos que formam roscas laterais são desrosqueados do produto com rodas de correia giradas manualmente.. 20 = engrenagem cônica central,2i = engrenagem cônica, 22 :: rodas de correia , 23 = correia de roletes, 24 = cavilha loscada, 25 = roda de correia, 26 = segmento ajustável.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
65
1.1.62). Em todo caso, o pino ejetor é colocado sob a inserçã"o que porta o pino rosca do. Com a aplicaçã"o de dois conjuntos de inserções, o pino rosca do pode ser retirado do produto durante o tempo de cura da peça seguinte, ganhando-se assim um tempo considerável. Quando se utilizam moldes de cavidades múltiplas, assegura-se que os pinos que formem FOSCas laterais sejam simultaneamente desrosqueados do produto. Isso foi resolvido pelo projetista do exemplo mostrado na Fig. 1.1.63, da seguinte maneira: a engrenagem cônica central 20 movida manualmente gira as engrenagens cônicas 21, nas extremidades dos eixos aos quais estão fIXadas as rodas de correia 22. A corrente de roletes 23 é conectada a essa roda de correia e move as rodas de correia 25, que estã"o fIxadas nas extremidades das cavilhas formadoras de roscas 24, ao mesmo tempo. As possibilidades de tracionamento e reajuste da correia são asseguradas pelo segmento ajustável 26. Se houver uma rosca externa no produto, desviando-se da direção de prensagem, então um anel roscado - em vez de um pino roscado - deverá ser colocado no molde.
1.1.3. Moldes de produtos rebaixados
o
produto será "rebaixado" se uma peça do molde - causando uma alteração de seção transversal: - estiver no caminho quando o produto for elevado do molde. Em outras palavras, o produto poderá ser levantado do molde somente se essas peças forem removidas, limpando o caminho. Tais rebaixamentos são, em sua maioria, furos cuja direção desvia·se da direção de prensagem, olhais projetados e internos, cames e peças similares. Devido aos rebaixos do produto, os moldes normalmente tomam-se complicados, já que a mobilidade das peças de molde intervenientes deve ser assegurada. Portanto, antes de projetar o molde é aconselhável considerar se é possível redesenhar o produ to de uma forma tal que os rebaixos, enquanto preservem a utilidade e requisitos estéticos, possam ser evitados. Um bom exemplo é mostrado pela Fig. L1 .64. As aberturas necessárias na lateral do produto são posições típicas dos rebaixos. Se a função e a estética do produto
Fig.1 .1.64. As aberturas laterais (rebaixos) do produto geralmente podem ser usinadas com partes móveis do molde. Algumas vezes as partes móveis do molde podem ser eliminadas com certas modificações do produto.
66
PLÃSTICOS
pennitirem, então pela leve modificação mostrada pela figura o punção e o macho do molde devem fonnar as aberturas laterais desejadas sem o uso de qualquer peça do molde. Em certos casos, para evitar complicações nos moldes concomitantes com os rebaixos, é praticável dividir o produto em duas partes e colá-Ias. Esse método é jus tificado com uma produç[o de pequena quantidade, já que o aumento de custo pode ria ser bastante significativo como um resultado do molde complicado que fonna o rebaixo. É aconselhável construir ambos os meios-produtos em um único molde, para evitar fazer uma quantidade substancialmente maior de produto a partir de uma das partes. A colagem de materiais termorreativos com um ou dois componentes adesivos hoje n[o acarreta nenhum problema, especialmente se os projetistas do produto tomarem em consideraçã'o os requisitos da colagem correta. Quanto à tecnologia da colagem, há uma literatura extensa para a seleção do adesivo mais adequado; portanto, o assunto n[o será tratado aqui. Se o rebaixo n[o puder ser eliminado alterando-se o produto, então a construção de molde mais adequada deverá ser selecionada numa base econômica com outros aspectos de operaçlfo. Entre as muitas variedades utilizadas na prática, os que seguem sã'o os tipos básicos de construção que OCorrem mais freqüentemente .
1.1.3.1. Moldes divididos Para um exemplo, a tarefa é projetar o molde de um bloco tenninal freqüentemente utilizado na indústria elétrica. O produto é mostrado pela Fig. l.l.65. É fácil veri ficar que a complicação é causada pelo furo transversal. Uma possível variação do molde é mostrada pela Fig. 1.1.66. O molde é dividido, o que significa que o produto consiste de duas metades em fonna de cone truncado, as partes inferiores de molde
Fig. 1.1.65. Conector de bloco tenninal.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
67
A e B. Os balanceiros C que formam os furos transversais são assentados em uma das meias-peças (parte A). A inserção compreende as duas metades e é elevada pelos pinos ejetores D (dois pinos para cada meia-inserção). Os produtos também são levan tagos, são puxados para fora ao mesmo tempo que os pinos E. Ap6s a elevação total da placa ejetora F, o operador levanta as duas meias-inserções com uma forquilha (senão encaixadas com contrapinos), abre-as com luvas de asbesto ou com uma ferra menta adequada, e remove os produtos. Então, as meias-inserções são encaixadas novamente, e recolocadas na parte inferior cônica do molde, o processo de moldagem começando novamente. Para poupar tempo, a desmontagem dos produtos ocorre durante o tempo de cura das peças seguintes; neste caso, naturalmente, o uso de dois
A e B
= par
Fig. 1.1.66. Moldagem do bloco terminal em molde dividido.
de calços , C = balanceiros , D = pinos ejetores, E = pinos que formam os furos no
produto, F = placa ejetora .
68
PLÁSTICOS
conjuntos de inserções é necessário. A desmontagem e a montagem das meias-inserções é uma operação que demanda bastante tempo, nll'o mencionando que a retirada de grandes produtos (talvez centenas de vezes por dia) representa um duro trabalho físico. Os dois conjuntos de inserções cônicas aumentam o custo do molde; portanto, em certos casos é projetado um molde onde as inserções cônicas n[o sll'o retiradas do molde durante a retirada do produto. Tal molde é mostrado pela Fig. 1.1.67. O par de cunhas A e B é elevado pelos pinos ejetores D fIXados à placa ejetora C. As duas barras-guias E fIXadas aos dois lados paralelos da inserção em forma de tronco de cone asseguram que abram durante o levantamento, assim as peças projetadas do produto - neste caso o chamado corpo da bobina - não atrapalham a desmontagem do produto do molde. ~ necessário tomar providências para que as inserções assen tem-se adequadamente em suas posições durante a moldagem, e para que na abertura do molde permaneçam imóveis por um instante. Isso pode ser conseguido através da barra de travação F, combinada com a trava do pino-guia que age sobre ela. Certos produtos (principalmente peças cilíndricas ou na forma de disco) são difí ceis de serem levantados do molde se as inserções cônicas consistirem somente de duas peças. Esses podem ser moldados em inserções de tronco de cone que consistam de três a quatro peças, cuja montagem é ainda mais difícil que a dos conjuntos de duas peças. Freqüentemente o projeto de tais moldes é praticável. Eles se abrem após a elevação da placa ejetora, e o operador tem de levantar somente o produto. Um exemplo desse tipo de construç[o de molde é dado pela Fig. 1.1.68. O produto neste caso é uma polia-V de correia A, cuja parte inferior é formada pelo macho C e a superfície superior pelo punção D. O punção compreende o pino K para o furo cen tral. O flange do disco - e o rebaixo com ele - é formado pela inserç[o B em tronco de cone de quatro peças. Existem duas orelhas na base de cada inserçã'o, em cujos furos ovais os pinos F introduzem-se ajustados firmemente nas ramificações inferiores em forma de cruz do macho (Fig. 1.1.68a). A peça moldada é levantada juntamente com as quatro inserções cônicas e os quatro pinos ejetores H usinados na extremidade semicircular. Já que a força de ele vação tem uma componente normal à camisa da inserção-padrão, as quatro inserções serão pressionadas contra a parede da caixa do molde E durante a elevação ; portanto, subirá e abrirá ao mesmo tempo, até que o entalhe usina do faça contato com a guia que limita o pino 1 (Fig. 1.1.68b). Enquanto continua a elevaçffo, os quatro pinos ejetores H são capazes de levantar as inserções B um pouco mais, mas eles giram em torno da extremidade arredondada da cavilha l, separam-se e assim a retirada do produto toma-se possível (Fig. 1.1.68c). O projeto desses moldes requer circunspecção total. ~ aconselhável seguir a opera ção do molde com o projeto de tantas posições quantas forem possíveis, e num caso mais crítico é preparado um modelo do molde - omitindo-se a construção precisa da cavidade. ~ necessãrio um trabalho muito cuidadoso quando as superfícies das peças do molde dividido forem usinadas. As superfícies em contato umas com as outras devem ter um encaixe adequado. As metades s[o encaixadas com a ajuda de contrapinos. O semi-ângulo de conicidade é de no mínimo 12 0 , mas pode possivelmente ser de 20°. As inserções com conicidade inferior a 12° são difíceis de serem retiradas do molde. Com um ângulo maior, a diferença na espessura das paredes é excessiva entre as partes inferior e superior do molde. Portanto, o limite pode ser excedido somente em casos
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
69
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Fig. 1.1.67. Versão de molde dividido. Os calços não do retirados do molde após a moldagem.
A e B = par de calços, C= placa eje tora , D = pino ejetor,E = barra~ia, F= trava, G = macho fixo.
70
PLÁSTICOS
Vista na direção X
II
II
Fig. 1.1.68. Molde dividido que consiste de quatro partes. Elevando-se a placa ejetora, automaticamente abrem-se os segmentos, e o produto pode ser retirado.
A = produto (polia de correia-V), B = calço em quadrante , C = macho, D = punção, E = caixa do
molde, F = pin o , G = placa ejetora, H = pino ejetor arredondado, J = pino (cavilh a) limite ,
K = pino formador de rosca.
excepcionais e justificados. Os moldes divididos padronizados podem ser utilizados para produtos menores, que se ajustem bem ao sistema de armação-padrão descrito. 1.1.3.2. Moldes com macho lateral Os chamados machos laterais podem ser freqüente e vantajosamente utilizados para a formação de rebaixas, especialmente nos casos em que eles estiverem somente em
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
71
~~ Fig. 1.1.69. Corte de molde com macho lateral. O macho lateral é levantado do molde juntamente
com o produto.
A = inserção lateral em forma de tronco de pirâmide, B = pinos, C e D = pinos ejetores,
E = ejetora. .
72
PLÁSTICOS
um dos lados do produto. Geralmente, menos encaixes são necessários nesses moldes que nos moldes divididos; assim, sua construção é mais rápida e mlÚS barata. A Fig. 1.1.69 mostra o molde com o macho lateral necessário para a moldagem do já conhe cido bloco terminal (Fig. 1.1.65). Os furos transversais do produto são formados pelos pinos B colocados na inserção lateral A em forma de tronco de pirâmide, guiada no entalhe em suas duas extremidades. O produto é elevado pelo pino ejetor C, a inserção lateral pelo pino ejetor D simultaneamente, após a cura do produto. O pro duto é geralmente ejetado pelo ejetor colocado no centro da mesa da máquina de moldar, ou com um gancho; depois da elevação da placa ejetora, uma forquillia é colocada sob o produto e a placa ejetora E é baixada novamente. Assim, o produto é retirado dos pinos C. A peça é puxada para fora do macho lateral com uma ferra menta adequada. A construção do molde é especialmente econômica com moldes de cavidades múltiplas. Os machos laterais B que formam os furos transversais do mesmo produto mostra do pela Fig. 1.1 .70 são assentados na armação comum F, cujas duas extremidades são encaixadas com os pinos-guias G. Esses pinos-guias deslizam na abertura da traje tória forçada H, que é ftxada à placa de retenção do punção. Durante a abertura do molde, a trajetória forçada automaticamente puxa para fora do produto os machos laterais; assim, os pinos C podem levantar os produtos sem qualquer impedimento. A posição dos machos laterais B durante a moldagem é fIxada pela trava M. No proje to de tais moldes, é necessário assegurar que os machos laterais n[o se curvem ou quebrem como resultado do momento fletor do controle de trajetória forçada. Assim, é aconselhável fazer com que a armação F deslize sobre a guia K. Vários produtos simetricamente posicionados podem ser feitos simultaneamente com as trajetórias forçadas H colocadas em ambos os lados do molde. A inclinação da trajetória forçada não deve exceder 30°; de outra forma, surgirão componentes de força com efeitos adversos. Essa exigência e a altura do molde inequivocamente determinarão o comprimento máximo dos furos laterais, ou o tipo de rebaixos que poderiam ser utilizados pelos moldes. Se os furos (rebaixos) forem maiores que, digamos, 15 a 20 mm, então os machos laterais acionados com engrenagem e barra dentada deverão ser utilizados. O diagrama esquemático do funcionamento desses moldes pode ser estudado na Fig. 1.1.71. A barra dentada A é fIXada à parte superior do molde ou à mesa superior da máqui na de moldagem. Somente a extremidade inferior da barra tem dentes; a extremidade superior é lisa. Essa barra está ligada à engrenagem B, à qual uma outra barra dentada C está ligada, em que o macho lateral está fIXado. Durante a abertura desse molde, o macho lateral é puxado para fora do molde. Para assegurar o acoplamento próprio das barras dentadas e engrenagens, ou as barras são dimensionadas de acordo com a resistência adequada, ou seus lados posteriores são apoiados no role te D ou em outro meio qualquer, nas vizinhanças do acoplamento. A modificação do curso pode ser conseguida com duas engrenagens de vários números de dentes fIXadas a um eixo comum, o que significa que um curso longo pode ser assegurado mesmo para moldes relativamente baixos, também. Em certos casos, 2 a 3 dentes da engrenagem B e o primeiro dente da barra dentada são usinados abaixo do círculo primitivo, e a barra A é colocada de forma que a parte superior lisa esteja em contato com a base de dentes restante. Com este método, a barra C e o macho lateral podem ser travados. O molde, que modela a tampa da caixa de junção do medidor de Corrente mos
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
73
8
f
Fig. 1.1.70. Molde com inserção lateral. O macho lateral é puxado para
fora do molde pela trajetória forçada.
A = produto (conector de bloco terminal), B = machos laterais, C = pino ejetor, D = pino-guia,
E = placa ejetora , F = armação porta-pino, G = pino-guia da armação , H = trajetória forçada,
K = guia,M= trava .
74
PLÃSTICOS
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c
o
Fig. 1.1.71. Movimento automático
dos machos laterais com engrenagens
ligadas a barras dentadas.
A == barra den tada fixada ao
porta-punção, 8 == engrenagem
ligada a mancais na parte inferior
do molde, C == barra dentada fixada
ao macho lateral, D == ralete de escora.
Fig. 1.1.72. Esboço da caixa de junção do medidor de corrente.
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Fig. 1.1. 73. Acionamento do macho lateral com engrenagens ligadas à bana dentada. cavidade, C = punção, D = pino ejetor,E = placa ejetora, F e G =partes inferior e superior do molde, H = annação do retentor do punção, I placa de sujeição, K = pino-guia e trava ao mesmo tempo , L = macho lateral,M = caixa de mancaI, N = engrenagem, O = bana de montagem, P = barra dentada fixada à armação de retentor de punção, R = barra dentada fixada ao macho lateral, S = eixo da engrenagem, T = furos de aquecimento, U = furo de limpeza.
A
= produto, B =
=
tT1
Z
..., tT1 -..) Vl
76
PLÁSTICOS
trado pela Fig. 1.1.72, opera de acordo com o princípio anterionnente descrito (Fig. 1.1.73). Os furos de fixação do produto A são formados pelos pinos D, que ao mesmo tempo servem como pinos ejetores. Estes são elevados pela placa ejetora E. Os furos laterais para as inserções de metal quadrangulares s[o formados pelos machos laterais L, conectados entre si pela barra O. A barra dentada R é encontrada em ambos os lados da barra O conectada à engrenagem N. Durante a abertura do molde, essa engre nagem é movida pela barra dentada P, fIXada à parte superior do molde, deslizando no entalhe feito na parte inferior do molde. Somente a parte inferior da barra é den tada, de forma que a retirada dos machos laterais L começa somente quando a guia K e o ontrapino, fIXado à parte superior do molde, emergem do furo do macho lateral L. A parte inferior da trava K deve ser cônica, de forma que, no caso de necessidade, poderia guiar os ainda não adequadamente assentados machos laterais L à posição necessária. Uma das engrenagens N encontradas em ambos os lados do molde deve ser fIXada com um calço ao eixo S, e a outra com um cone de autoftxação, de forma que o movimento simultâneo da barra dentada bilateral P e das inserções laterais possa ser ajustado. Com esse método - pelo arranjo simétrico dos produtos - um molde de cavidades múltiplas também pode ser produzido.
1.1.3.3. Outros tipos de moldes para a formação de rebaixos
e
Existem várias construções de moldes possíveis para a fon_ação de rebaixos. tarefa do ferramenteiro projetar um molde eficiente que seja adequado para o propósito e que demande tempos mínimos de peças. Após exame adequado e completa conside ração, o projetista terá liberdade para sua imaginação. Um exemplo é dado pela Fig. 1.1.74. Nos dois lados opostos do produto A (caixa de instrumento), um flange de assentamento é necessário para causar um rebaixo durante a moldagem. A parte inferior do molde é formada a partir de três peças, cuja parte intermediá ria B tem a forma de tronco de pirâmide, cortada de ambos os lados. A inserção C desliza em um sulco prismático nesses lados inclinados fIXos à placa ejetora E com barras D. Após a abertura do molde, a barra ejetora da máquina de moldagem levanta a placa ejetora E, e a barra D também levanta as inserções C, o que parcialmente eleva o produto A e parcialmente as aproxima deslizando no entalhe inclinado G. Com o contato da placa E, as inserções C puxam os rebaixos do produto; assim, ele pode ser elevado do molde sem qualquer dificuldade pelo uso de uma forquilha. A placa ejetora E é puxada para sua posição básica pelo sistema ejetor hidráulico da máquina de moldagem. Onde não existir um sistema hidráulico, o pino de retorno H empurra-a de volta a seu lugar e fica pronta para a moldagem do produto seguinte. Naturalmente, é necessário proporcionar um pino-guia e uma bucha adequados K. O molde deve ser cuidadosamente limpo com ar comprimido após a remoção de qualquer produto, para que qualquer rebarba ou outra impureza, que possa ter caído em seu interior, nã'o atrapalhe o encaixe preciso das peças do molde. Um tipo alternativo de construção pode ser estudado pela Fig. 1.1.75, onde o encaixe relativamente complicado dos sulcos prismáticos é substituído pelas inser ções C guiadas pelas placas A e B. As peças inferiores das inserções C encaixam o sulco em T da placa ejetora E. Assim, não podem mover-se numa direção lateral no
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
77
curso da ejeção ou na volta. É essencial que a parte superior E que forma o sulco em T da placa ejetora seja rosqueada separadamente na placa D. Isso é parcialmente devido à montabilidade e parcialmente devido à possibilidade de construção da placa temperada F para evitar encolhimento. Quando não houver cilindro ejetor Iúdráulico, o pino de retomo G empurra para trás a placa ejetora, para sua posição original. A vantagem deste molde em relação àquele apresentado na figura anterior é que não há sulcos prismáticos nas inserções C. Conseqüentemente, nenhuma impureza penetrará nas partes (no plano de divisão), cuja remoção exige grande cuidado e atenção. A tarefa é muito mais difícil se o produto precisar de um flange para fixação ou para outra razão qualquer, não somente nos dois lados opostos, mas em todos os quatro lados. Neste caso, o molde deve ser projetado (Fig. 1.1.76) para que o macho, que fonua a cavidade interna do produto, seja removível das peças. A parte interna D, provida de uma guia prismática em cada um dos quatro lados, é fixada à contra parte do molde. Duas inserções A deslizam sobre a guia prismática à frente e atrás, e duas inserções B à direita e à esquerda da mesma. A última tem uma guia prismática de cada lado, em que as inserções C deslizam (quatro, ao todo). Antes da moldagem,
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Fig, 1,1.74, O rebaixo no produto é formado por um macho que consiste de três partes.
As partes deslizam em ambos os lados do macho cônico intermediário, aproximando-se umas das
outras durante a elevação, liberando o rebaixo do produto.
A == produto, B == macho fixo (intermediário), C == inserções laterais que deslizam em uma guia
prismática, D == barra de impulsão, E == placa ejetara, F e G == guia e sulco prismáticos, H == pino de
retorno, K == bucha-guia.
78
PLÁSTICOS
o operador monta as partes do molde mencionadas. Primeiro, as partes A do molde são deslizadas pela guia, seguidas pelas duas peças B e quatro peças C. Após a cura do plástico admitido, os dois pinos ejetores F fIxados à placa ejetora E levantam todo o produto, puxando-o para fora da parte intermediária fIXa D. Entretanto, o produto ainda inclui as inserções A, B e C. Com um dispositivo adequado - funcio nando como uma bem-conhecida morsa - as peças A sa'o aproximadas, e após faze rem contato são removidas. Desta forma, é criado espaço para o movimento das peças B. As peças B são similarmente puxadas uma em direção à outra pelo aparelho,
[Ir 6
7 _..
A
B
5 --
F D
Fig. 1.1.75. Alternativa para a Fig. 1.1.74.
A e B == placas de aquecimento inferiores, C == inserções quc formam rebaixos, D e E == placa
ejetora (duas partes), F placa temperada, G pino de retomo. Outras designações conforme
a Fig. 1.1.1.
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PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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Permanece estacionário
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Fig. 1.1. 76. Moldagem de produto rebaixado dos quatro lados. A , B e C = inserções prismáticas, D = peça intermediária fixa, E = placa ejetora, F
= pino ejetor.
até fazerem contato - puxadas para fora do rebaixo - quando então podem ser re movidas. Então não há nada que evite que a guia prismática levante as peças C, libe rando o produto. Na prática, as partes puxadas para fora do produto na desmontagem são colocadas de volta no molde imediatamente; assim , após desmontar totalmente o produto, o molde estã pronto para a moldagem da peça seguinte. Pode ser verifica do pela descrição que a produção de tais produtos é bem lenta. O molde exige usina gem muito cuidadosa, ajuste preciso, têmpera e retificação. Assim, se possível, é acon selhável reconstruir o produto em cooperação com o projetista do produto.
1.1.4. Inserções de metal em peças plásticas As inserções de metal ocorrem freqüentemente nas peças de plãstico, especialmente se servirem a propósitos técnicos. Portanto, as questões que surgem em conjunto com a
80
PLÁSTICOS
Tabela 1.1.3. Coeftcíente de expansiio térmica dos plásticos e metais mais importantes Tipo de material
Metais Alumínio Aço "Electron" (liga de magnésio)
23.8 II
2S
Latão Cobre
18-19 17
Plásticos Acetato de celulose Resina epóxi, fundida Resina fenol-formaldeído + serragem Resina de uréia + celulose Poliamida
80-160 45-65 30-50 25-50 45-150 50-90 70-250 50-180
Pléxi PVC macio PVC duro
prensagem das peças de metal devem ser estudadas Sabe-se que o térmica dos é consideravelmente maior que o dos coeficiente de térmica dos e metais mais metais. Os valores dos coeficientes de ",,,rto,,f&.C sa'o mostrados na Tabela 1.1 diferença entre coeficientes de expans:Io térmica segue surgirão tensões tensões pode ser em torno de cada peça de metal A extensa'o através da fórmula descrita a seguir. A parte metálica colocada no molde atinge a de prensagem t2 dentro de um intervalo de tempo muito pequeno. Assim, se a dimensão (comprimento, e quando aque da peça de metal na temperatura do ar ambiente tI for , teremos:
L'=L[1+O:m(t 1
ti)]
sendo Qm coeficiente de expansão térmica do metal e coeficiente de térmica do plástico. Essa peça de metal de dimensão L' será circundada t2 por todos os lados durante a prensagem, e a prensagem resfriam tI' En tretan to, nesse meio a dimensão do
L"
= L'[1 -
ti)]
o metal resfriar e atingir novamente sua dimens[o original L, a diferença de dimensões entre o plástico e o metal serâ: M = Ldeve alongar-se da quantidade M nas do metal como se sabe - pode ser o resultado de uma s6 tens[o de Lei de Hooke:
EM 0=
L
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE 81
Após efetuar as operações, e desprezando o que é pennitido, é obtida a seguinte fónnula:
a=E(ap -amXt2 - ti). Como nos fenoplásticos, E = 7 - 9 X 104 , t 2 = 180°C, e ti = 20°C Quando uma peça de latão é prensada:
a = 210-240 kpfcm 2 Quando alumínio é prensado:
a = 67-220 kpfcm 2 E quando se prensam peças de aço:
a = 275-300 kpfcm 2 ocasionam-se tensões internas no plástico. Essas tensões surgem diretamente nas vizinhanças da peça de metal, diminuindo com o aumento da distância até ela. Assim, estabelece-se uma distribuição desigual de tensões na peça de plástico, reduzindo a capacidade de carga dos fenoplásticos rígidos. As tensões calculadas são bastante significativas: 1) o uso de inserções de alumínio ou metal é aconselhável; 2) cantos vivos e outras variações de seção transversal que causem concentração de tensões devem ser evitados nas vizinhanças das peças de metal; 3) os metais devem sempre ser circundados por uma camada de plástico, cuja espessura ajuste-se â dos metais. l.1.4.1. Inserções de metal na direção da prensagem As inserções de metal mais freqüentes são as rosqueadas: porcas e parafusos. Se a porca for prensada no produto, deve ser rosqueada em uma cavilha roscada e colocada dessa fonna no molde. Se a cavilha rosca da penetrar totahnente a porca, então o material inevitavelmente será prensado entre as espiras da porca e da cavilha durante o processo de prensagem. Isso é inconveniente não somente porque atrapalha a remoção da cavilha, mas enche as roscas da porca, causando dificuldades na monta
~
Fig. 1.1.77. Porca de metal
a ser prensada em uma
peça plástica.
82 PLÁSTICOS subseqüente do material prensado é uma operação que consome e que deve ser evitada. A rosca da porca deve ser mantida limpa se um 1.1 com de seus lados coberto (porca encastelada à de produç:ro, a das roscas feitas em um furo cego é mais difícil que se a rosca fosse no furo da porca. Isso é devido ao cortador de roscas freqüentemente, o que é custoso e acarreta de tempo. Os sitos contraditórios podem ser conciliados cortando-se a rosca ã direita através rf'nnf'\('llf'\
• • aI
b) cl Fig. 1.1.78. Porcas de meta! a serem prensadas em uma peça plástica
a) placa de cobertura fixada pelo flange mais fino da porca, b) de tampa, c) porca recartilhada coberta com
hexagonal coberta com placa
de tampa.
mas cobrindo-a com uma placa delgada posteriormente. Na Fig. 1.1 o adelgaçado da é dobrado para dentro concentricamente, ou somente em certos lugares. fixando a de cobertura, na Fig. Ll.78b é como uma na extrenúdade da de metal. não for exposta à tens[o excessiva do então em Se a inserção de vez de barras hexagonais as porcas poderão ser feitas a de cilíndricas utilizando-se recartilhamento transversal em sua central. A rosca é com uma tampa contra a do material, mesmo nesse caso (Fig. Se forem colocadas cavilhas roscadas no molde, vários métodos serão dUl.lL"Ha,. deles é quando uma superfície plana maior ou menor é usinada nos dois opostos da cavilha (Fig. 1.1.79a). Esse processo, entretanto, pode ser usado somente no caso já (ao lado da do plástico) é fixado somente de tensões pela plástica nas superfícies usinadas. A construção mostrada o recartilhamento 1.1 não é muito segura, mas tem a vantagem de ser feito em um torno automático durante a da peça, não como a 1.1.79a. lateral referente ã uti método de fixação mostrado pela Fig. l.l.79c também é lizado: aqui a canúsa cilíndrica da peça de metal é aplainada com uma ferramenta deformada através de algum outro meio. Com relação à é com cavilhas feitas de uma barra de metal hexagonal O giro dessas de metal é evitado pelo hexágono, e sua extrarecesso cilíndrico. Ul<1U'-
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
83
pressão de compressão facilita o fechamento do intervalo entre o furo que admite a parte de metal e a própria. Assim, a peça de metal assenta seguramente em seu lugar; o material que flui a levanta de seu lugar com mais dificuldade. O sobre fecho natural mente significa que a parte roscada da inserção de metal pode começar somente de 1 a 1,5 mm acima do corpo de plástico (Fig. 1.1.79a/d). Se isso nlIo for possível, entã'o também poderão ser utilizadas peças de metal bilateralmente deformadas e
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Fig. 1.1.79. Cavilhas roscadas prensadas em peças de plástico a) cavilha fixada por fresagem bilateral, b) fixação com recartilhamento lateral, c) pino fixado com deformação, d) pino feito de material hexagonal, e) parafuso de fixação com recesso, f) pino cilíndrico com recesso.
totalmente roscadas, caso em que o preenchimento de algumas roscas com material plástico nas vizinhanças do plástico deve ser levado em conta (Fig. 1.1. 7ge). Se a cavilha nlIo for roscada, então com o encaixe adequado a parte do metal que se proje tar do plástico deverá permanecer limpa. Embora, de acordo com a experiência, o furo que admite a peça de metal logo fique gasto. Inicialmente fica menor e mais tarde ocorre maior rebarbação (Fig. 1.1.790. Ou a porca ou a cavilha é prensada no plástico, e seu assentamento seguro no molde deve ser assegurado. Portanto, as partes de metal têm de ser assentadas no molde com uma profundidade mínima, como o seu diâmetro. O colar de assentamen to é ajustado à cavidade com uma tolerância H8/h7. Embora esse encaixe vede a
84
PLÁSTICOS
trajet6ria de fonnação do colar de plástico, a colocaç[o das peças de metal em t[o justa folga não é tarefa fácil. Se, após uso contínuo do molde, a folga aumentar, a parte de metal poderá ser deslocada pelo fluxo de material plástico eretirada de seu furo. Conseqüentemente, não somente será obtida uma peça defeituosa, como também o próprio molde poderá ser danificado. Em certos casos mais delicados, é aconselhável proteger as peças metálicas com nervuras projetadas, ou um colar contra o fluxo do material, ou elas deveriam ser colocadas em olhais que se projetem do material plásti co (Fig. 1.1.80). Essas precauções evitarã'o o fluxo de material, e far[o os materiais serem comprimidos nesses locais, em vez de fluírem. A 17
" '6
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11
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Fig.1.1.80. Prensagem de inserções de metal. a) inserção de metal colocada nos olhais que se projetam do produto; neste caso, a inserção de metal é protegida contra o fluxo do material, b) a inserção de metal é circundada no molde pelo colar projetado, protegendo·a contra o fluxo de material.
Fig.1.1.81 . A inserção de metal é subseqüentemente prensada no plástico amolecido por um pino. A == produto, B == inserção de metal, C == molas BeUeville. Outras designações conforme a Fig. 1.1.1.
Se nenhum dos métodos recomendados for adequado devido às características do produto, então será feito um molde no qual o pino porta-inserção de metal é prensado no material plástico amolecido e mais ou menos assentado. O esboço de tal molde é mostrado na Fig. 1.1 .81. A inserção de metal B a ser prensada no material plástico A assenta-se sobre o pino 11 moldado como um pino ejetor ao mesmo tempo. A tampa do molde 17 e a caixa do molde 1 são presas à placa de aquecimento inferior 16. Todas elas são mantidas pelas molas Belleville C à distân cia do pilar 13, de fonna adequada à altura da peça de metal. No início da prensagem, uma forquilha de espessura adequada é empurrada na folga entre as peças 16 e 13,
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
85
e o material é comprimido. Quando o material já estiver liquefeito, o molde será aberto e ventilado, a forquilha será puxada, e então o molde será fechado novamente. Durante esta última operação, a peça de metal é prensada pelo cabo ejetor 11 no material mais ou menos assentado mas ainda mole; assim, a peça de metal não é des locada de sua posição. Para prensar porcas, pinos e outras peças de metal mais longas, com ou sem rosca, que se projetem do produto, são freqüentemente utilizadas inserções em duas metades de tronco de cone. São colocadas na cavidade apro priada do molde juntamente com a peça de metal (Fig. 1J .82). Dessa forma, as demoradas operações de rosqueamento e desrosqueamento podem ser consideravelmente abreviadas. E aconselhável colocar os pinos ejetores sob a inserç:ro, em cada um dos A"'-- l"" " " 1 I I _ G casos. Ocorre freqüentemente que as peças de metal assentem-se profundamente no molde; o operac K
< < < < (,
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F
o E
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o
Fig. 1.1.8.2. Peças de metal maiores são colocadas numa inserçio que consiste de duas metades de um cone, que são retiradas com o produto.
c-t] o-
Fig. 1.1.83. Molde consistindo de três partes para prensagem de inserções de metal assentadas profundamente. A parte intermediária pode ser fixada à parte inferior ou superior do molde quando necessário. A = retentor de punção superior, B = orelha dupla, C = apoio de garfo, D = placa de aquecimento inferior, E = parte inferior do molde, na qual são colocadas as inserções de metal, F = parte intermediária do molde, G = braço, H = calço de trava.
86
PLÁSTICOS
dor nlo vI'! sua cavidade, e as peças de metal slo colocadas em suas posições com difi· culdade. Em tais casos - se por razlo as de metal nlo ser colocadas nos ejetores que emergem do molde - praticável dividir o molde em três partes. A intermediária deve ser fixada ao punça"o de metal for colocada, e a inferior quando da introduçlrO do material e durante a prensagem. Na 1.1.83, a (terceira) intermediária do molde F é fixada à infe rior do molde D durante a e prensagem do pó de plástico, com o H forçado no furo oval do braço G. levantar o o molde é fechado nova mente e o calço H é puxado de sua cavidade inferior. Após a mudança adequada do braço G, este é forçado em seu furo superior, similarmente oval. Na abertura seguinte intermediária do molde assim o do molde, a placa porta-punção A levanta a pode facilmente colocar as peças de metal em seuS lugares. O molde é fecha com o braço G fixado à base, e, com a introdução do pó de plástico, op,eraCO
1.1.4.2. Inserções de metal colocadas obliquamente à
de prensagem
de peças de metal coloca Deve-se tomar um cuidado vo..,"v'~ em relação à das obliquamente ã direção prensagem, para evitar seu deslocamento com pressão. A porca roscada deve ser em uma cavilha e colocada no molde. Na pren de cisalhamento sagem, as cavilhas são expostas a tensões de cisalhamento. A em
F=Pc DL e a tensão de cisalhamento introduzida 4Pc DL 1: = (0,8d)2 n onde Pc = de compressão (kpfcm 2 . D = diâmetro externo da porca (em); d = diâmetro externo da cavilha (em); o 0,8 é a relação entre o diâmetro do macho e o diâmetro externo. Utilizando-se 7 = 800 kpfcm 2 como tensão de cisalhamento admissível, 300 a 1000 kpfcm 2 como de e a relação = 2, obtém-se: L
~(O,2
a 0,6)d
dependendo da de compressão \OO~'''''Ju"a. Existe um coeficiente de segurança no cálculo já que a de comsurge somente com o fechamento completo do molde, quando a porca é plástico mesmo o que está debaixo dela. Por outro lado, a dedução aes:or(,za a força atrito que surge durante o fluxo do material amolecido, mas denso. Na prática, o resultado fmal da dedução anterior também é justificado, isto somente porcas muito curtas de diâmetro relativamente nas peças plásticas normais à direção de prensagem, sem risco podem ser de quebra
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
87
1.1.4.3. Inserções de metal tipo placa As inserções de metal tipo placa s[o prensadas em peças plásticas com menos freqüên cia que porcas e pinos. As dúvidas que surgem na formação dos moldes necessários são in teiramen te diferen teso Uma das diferenças mais importantes encontradas é a da resistência dos dois tipos de inserção de metal. Enquanto as partes de porcas e pinos que se projetam do molde suportam a press[o de compressão sem qualquer deformação, as placas ir[o fletir, possivelmente tanto que sairão do corpo plástico em alguns lugares. Na maioria dos casos essas projeções não são admissíveis. Entretanto, isso pode ser evitado se a seç[o da placa que atinge a cavidade do molde for apoiada em um ou mais pontos pelo pino ejetor, ou por alguma outra parte do molde . A placa prensada, entretanto, n[o será coberta pelo material plástico no ponto de apoio; assim, esse método raramente é utilizado. Não há traço deixado pelo suporte, se - em vez de pinos ejetores - pelotas ou peças moldadas de plástico pré-comprimido forem colocadas sob a placa, para suportá-Ia. Entretanto, devido à pressão de compressão e ao fluxo de calor do molde, o plástico liquefaz-se e funde·se completamente com o material plástico prensado acima da placa. Porém, para a preparaç[o de pelotas ou peças moldadas pré-compri· midas, são necessários tempos de máquina e de operaç[o (gastos) na análise fmal . Um molde adequado para a prensagem do cabo plástico da faca de sobremesa é mostrado pela Fig. 1.1.84. As lâminas A são colocadas na parte inferior do molde B, e apertando-se a porca E do parafuso D em torno do pino C, fixa-se a inserção F. Essa inserção também forma o quarto lado da câmara de alimentação da parte inferior do molde B. A extremidade dividida, ou perfurada, da lâmina atinge a cavidade do molde , sob a qual uma pelota pré-comprimida é colocada, correspondendo ao formato do cabo ,plástico, antes da colocação das lâminas. Após fixar adequadamente a inser ção F, o pó de plástico pré-medido necessário é introduzido na câmara de alimentação comum, e a moldagem pode começar. ~ aconselhável projetar o parafuso D confor me mostrado pela figura. Assim, após afrouxar a porca E, a rosca pode ser torcida, e a inserção F retirada, ou recolocada rapidamente. ~ aconselhável construir as cavi dades do molde separadamente, mas uma seguida à outra, conforme mostrado pela figura. Esse arranjo toma possível a produção fácil e rápida de cavidades por fresa· gem (V. item 3.2.1.3). f bastante econômico fazer os moldes com "bases basculantes". Então, a alimenta ção das lâminas e a desmontagem dos produtos acabados pode ser realizada durante o ciclo de prensagem seguinte . A parte das lâminas a ser embebida no material plástico deve ser perfurada , e os cantos arredondados. O material plástico que flui através dos furos fixa as inserções de metal. Os cantos arredondados reduzem a formação de áreas de concentração de tensões e suas conseqüências. Se a placa for tão estreita que a perfuraç[o reduza perigosamente sua seção transversal efetiva, podem-se também utilizar amarrações semicirculares em ambos os lados da placa (Fig. 1.1 .85). Certas peças plásticas utilizadas na indústria elétrica, por exemplo transmissores telefônicos manuais, exigem a prensagem de fios. Os fios devem ficar soltos no molde, para evitar ruptura durante a prensagem. No exemplo, dois ou mais fios são prensados nos cabos de transmissores manuais de telefones e em muitas peças plásticas elétricas que n[o devem fazer contato entre si. Isso é conseguido colocando-se uma pelota no
88
PLÁSTICOS
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8
II
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C
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::+ :~-- j
A
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E
D
Fig. 1.1.84. Molde de prensagem de faca de sobremesa.
A = lâminas, B = parte inferior do molde, C = pino, D = parafuso giratório, E F = inserção, G = contrapino.
J
oi
Fig.1.1 .85. Projeto de inserções em placas.
a) fixa com furos, b) fixa com perfuração lateral.
= porca,
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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A
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II
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Fig. 1.1.86. Molde para a fabricaçio de um receptor telefônico
(feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
A = punção, B e C = cavidades do receptor e microfone, D e E = anéis roscados ,
F e G = contrapinos, H = inserção,I = placa ejetora, K = pino ejetor .
89
90
PLÂSTICOS
molde, no qual são feitos sulcos adequados para os fios. A Fig. 1.1.86 mostra o molde de um cabo de transmissor manual de telefone, e a Fig. 1.1.87 mostra a pelota pré comprinúda (consiste de duas peças) para a retenç[o dos fios. A Fig. 1.1.86 mostra um molde de duas cavidades, cujo punção A forma a parte "representativa" superior do produto. As inserções formam as cavidades B e C para a retenção das partes elétricas. Os anéis D e E formam as roscas. As peças de metal e fios a serem prensados slro colocados na parte inferior do molde. Suas posições precisas são asseguradas pelos contrapinos F e G. As pelotas são colocadas na inser ção H, sob os fios. Depois da prensagem, o produto é levantado pela placa ejetora I, ou pelos pinos ejetores K. O operador remove o produto com as inserções B e C in cluindo os anéis D e E, utilizando luvas. São colocadas inserções de mudança no mol de, e o ciclo de prensagem recomeça. A remoção dos anéis roscados D e E, seguida da retirada das inserções B e C do molde, pode ser efetuada durante o tempo de cura da peça seguinte. Deve ser mencionado que as inserções de metal são prensadas em peças plásticas com propósitos decorativos. Assim, inscrições extremamente decorativas, por exem plo emblemas, podem ser preparadas através da aplicação da inscrição quimicamente gravada, ou outro elemento decorativo no produto durante a ventilação do molde. Na prensagem, a resina do material plástico é prensada na superfície e cobre a placa de metal com uma camada fma e transparente. Assim, as peças aminoplásticas são feitas especialmente para as indústrias de cosméticos e automóveis (Fig. 1.1.88).
E
I
o
Fig. 1.1.87. Pelota para receptor de telefone.
I == pelota inferior, /I == pelota superior,
1// == fios de latão; outras designações
conforme a Fig. 1.1.86.
Fig. 1. 1.88. Produtos com
metaI embutido. Uma placa
de metal fina quimicamente
gravada ou prensada é colocada
no material plástico em estado
viscoso durante a ventilação
do molde.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
91
1.1.4.4. Uso de metais instalados em vez de prensados Dos capítulos anteriores pode ser verificado que a prensagem de peças de metal em peças de plástico aumenta consideravelmente a duração do ciclo de operações, tor nando o molde mais caro, e na análise final aumenta o preço. muito mais simples quando as peças de metal não são prensadas no produto, e são nele instaladas. Alguns exemplos são mostrados nas Figs. 1.1.89 a 1.1.94.
e
fi
~
© Fig. 1.1 .89.
Fig. 1.1.90.
o eixo do parafuso da Fig. 1.1.89 é usinado como a borda de corte das tarraxas . Somente um furo sem roscas deve ser moldado no produto; as roscas serã'o feitas pelo próprio eixo do parafuso quando ele for colocado. A porca recartilhada mostrada na Fig. 1.1.90 é fendida em ambos os lados, e sua rosca é levemente estreitada para baixo, da mesma forma que as extrellÚdades das tarraxas utilizadas devem ser moldadas. Se essa porca for colocada no furo cilín drico da peça plástica, a cavilha roscada a ser rosqueada separará os lados da porca na montagem, e o recartilhamento fixará a porca no furo: Na Fig. 1.1.91, o furo da porca é cheio por uma placa de aço da espessura ade quada, brocado com furo passante na parte central e fendido em ambos os lados. As asas da placa fendida apóiam-se nas roscas da cavilha, e fixam as peças plásticas a serem conectadas. A Fig. 1.l.92 mostra a mesma soluçã'o numa construçã'o adequada para a forma çã'o de uma cantoneira de 90°.
I?!J Fig. 1.1.91.
Fig. 1.1.92.
92
PLÁSTICOS
Na porca - feita em sua maior parte de lat[o - da Fig. 1.1.93 , é visível uma exten são cônica. Se tal porca for colocada em um furo cilíndrico de uma peça plástica, e for cuidadosamente prensada de cima, a extensa-o cônica forçará a parte recartílhada inferior da porca a se separar, e a pressionará contra a parede do furo, fixando assim a inserç[o de metal .
Fig. 1.1.93.
Fig.l .l .94.
A extremidade roscada da inserç[o de metal mostrada pela Fig. 1.1.94 é conec tada ao colar superior por duas asas delgadas . Se tal peça de metal for colocada no furo do produto, a cavilha roscada empenará; assim , fixa-se a porca conforme mostrado na Fig. 1.1.94. Estes somente são alguns exemplos das várias soluções possíveis, mas provam defi nitivamente que uma peça de metal projetada para a produçifu em massa reduzirá consideravelmente o custo de fabricação.
1.1.5. Construções especiais de moldes Existem muitas peças de plástico que , durante o processamento, não podem utilizar adequadamente a produtividade da máquina de moldar. Conseqüentemente, o custo inicial das peças é alto. . Esse é o caso da bandeja de plástico triangular que, devido a seu tamanho, pode ser feita na máquina de moldar numa pressão mínima de 600 MPa, mesmo com um molde de uma s6 cavidade. Entretanto, o custo de operação por hora dessa máquina é tão alto que, a menos que o número de cavidades possa ser aumentado por algum tipo de construção de molde, as peças seriam invendáveis devido ao alto preço. Em outro caso - como por exemplo em certos cabos - o produto é tão espesso que é necessário um tempo de cura muito longo. Isso é verdade especialmente para evitar bolhas, com as quais as peças de paredes grossas podem ser prensadas numa temperatura inferior à costumeiramente utilizada. O longo tempo de ciclo envolve ao mesmo tempo alto custo inicial. Em tais casos, o uso de moldes especialmente construídos, de múltiplos níveis, giratórios ou basculantes, toma-se praticável.
PROJETOS DE MOLDES E MATRJZES DE MOLDAGEM A QUENTE
93
1.1.5.1. Moldes de múltiplos níveis Os moldes de múltiplos níveis - confonne indicado pelo nome - contêm cavidades que não estão arranjadas lado a lado, confonne o usual, mas uma acima da outra. A pressão de compresslfo é transmitida pela cavidade superior àquela abaixo dela, e assim por diante. Com esse arranjo, uma única prensagem é suficiente para produzir quatro peças simultaneamente. A instalação do sistema ejetor nesse molde geralmente é difícil ; portanto, é utilizado com vantagens especialmente com produtos que nlIo exijam um sistema ejetor. O projetista deve tomar providências para organizar a abertura do molde de acordo com a seqüência desejada, e para que os estãgios intennediãrios pennaneçam na posi ção horizontal após serem separados. A seqüência de abertura é assegurada com o jã mencionado gancho, e a posição horizontal com o mecanismo de sanfona mostra do na Fig. 1.1.95. A Fig. 1.1.96 mostra o esboço de um molde de três níveis para a produção de uma bandeja. Nesta planta do molde o projetista mantém o nível intennediãrio na posição horizontal com o uso de dois pinos-guias direcionais em vez do mecanismo Molde aberto
·tl ·.. -~
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I j
-+
+-_. I
Fig. 1.1.95. Sistema de sanfona para moldes de múltiplos níveis. As sanfonas montadas de
ambos os lados dos moldes de múltiplos níveis asseguram que também os níveis intermediários
permaneçam na horizontal quando o molde for aberto.
94 PLÁSTICOS pantográfico. Essa construção não teve sucesso na prática, pois foram verificadas inclinações consideráveis. Assim, o molde foi remodelado após as primeiras tentati· vas, utilizando-se dois pantógrafos de cada lado. A Fig. 1.1.97 mostra um molde para a parte inferior de um medidor de corrente elétrica, onde o mecanismo pantográfico é substituído por braços de tração. Existem quatro deles em cada um dos lados opostos: dois braços A e B fixos à parte superior e dois C e D fixos à parte inferior do molde. Nos furos longitudinais estão detentores de corrediça E projetando-se dos níveis, nos quais o nível permanece suspenso em uma posição horizontal, após a abertura do molde. A seqüência de abertura é con trolada pelos ganchos F montados na lateral do molde.
L
- --~--- - =.:. .-=--;::... ==-= -=-=-- -=J~
-- -- ---- =1=---- - --- _ .
- - -- - - - - - - -- - -- -- -- --
Fig. 1.1.96. Molde em três níveis de bandeja triangular. Para
manter os níveis intermediários em posição, imaginou·se a solução
com sanfona e dois pinos-guias diIecíonais de cada lado. Isso não
deu resultado na prática, sendo verificadas excentricidades
perigosas. O molde tem de ser equipado com dois sistemas de
sanfonas de cada lado (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e
isoladores elétricos).
A = partes inferiores do molde, B = punções, C = pinos-guias,
D = sanfonas.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
95
h requisito fundamental na operação dos moldes de mútiplo nível, para introduzir a quantidade necessária de material em cada nível, e o material deve transmitir a preso sA'o de compressA'o ao nível inferior seguinte. Se qualquer um dos níveis intermediários permanecer vago, ou o material introduzido for insuficiente, a pressão de compressão será transmitida por um flange de presslro relativamente estreita, com a conseqüência de que o flange de pressllo do molde poderá ficar deformado. c
o
E
'i
II
II I, I
I
E
oi
bl
Fig.l.l.97. Molde de dois níveis com braços de traçio. O nível intermediário é mantido em posição
por quatro braços de tração de cada lado. Vantagem: os pinos rotativos necessários para as sanfonas
do omitidos (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e Isoladores elétricos).
A e B = braços de tração superiores, C e D =braços de tração inferiores , E = paradores, F = gancho.
96
PLÁSTICOS
1.1.5.2. Moldes com placa giratória Se, devido à espessura da parede do produto, o tempo de cura for longo e o produto permanecer na parte inferior do molde, ent[o poderão ser utilizados os moldes com placa giratória (Fig. 1.1.98). Normalmente há quatro ou seis cavilhas nesse tipo de molde, fixo à placa B, girando sobre a base A. A base A é fixa à mesa inferior da máquina de prensar. Um prisma circular C é montado na mesa superior da máquina, no qual - se o corpo do molde D girar em tomo do eixo E - a cavilha G fixa o punção F, de,sliza para dentro e para fora. Na posição intermediãria, a forquilha H fixa a cavi lha G ao prisma C. Placas K são providas de furos em ambos os lados e fixadas ao corpo do molde D, em cujos furos a forquilha L, em forma de calço, pode ser intro duzida. Seção I-I.
II
E
L
Q I bl Fig. 1.1_98. Molde com placa giratória.
a) seções transversais do molde, b) fixação do molde na máquina de prensar.
A = placa í!lferior, B = p~aca giratóri.a, C = prisma ~cular, D = tampa do
molde, E =. eiXO, F = punçao, G = caV1lha, H = forquilha, K = placas laterais,
L = forquilha em forma de calço, M = pino ejetar, N = lingüeta em fonna d'e
calço, P e R = aquecedores.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
97
Operaç!Io do molde: a cavilha G, que é fIXada ao punç!Io da cavidade do molde e é girada no eixo central da máquina, corre no prisma C, que é fIXado à placa de press!Io superior da máquina. O operador empurra a forquilha H e retira a forquilha L; ele então abre o molde, introduz uma nova carga e fecha o molde. Quando a pres são plena da máquina é aplicada ao produto, a press[o é estabilizada, introduzindo-se a forquilha L e girando-se a placa B um pouco mais na placa inferior A. Então, com um novo produto, o processo descrito é repetido. Entretanto, no meio-tempo o pó de plástico prensado anteriormente alimentado cura-se um pouco mais no corpo do molde. O número de cavidades e a temperatura de prensagem s[o ajustados de uma tal maneira que a cura deve ocorrer durante o tempo de duraç!Io de uma rotação com pleta. Se uma lingüeta em fonna de calço N for montada na mesa superior de prensagem da máquina, ent!Io a borda inferior inclinada da lingüeta N empurrará a forquilha L, facilitando assim sua retirada quando o operador baixar a mesa da máquina. Já que a máquina de prensagem sempre fecha somente um corpo de molde, uma máquina de prensagem muito menor será necessária em relaç!Io àquela para comprimir todas as cavidades ao mesmo tempo. Portanto, a mesma produç!Io pode ser atingida com uma máquina muito menor, muito mais rápida e muito mais barata, em relaç!Io ao custo de operaçã'o , que com o uso do molde convencional. Naturalmente, outros corpos de moldes também podem ser montados sobre as mesmas placa de molde e placa giratória.
1.1.5.3. Moldes com cabeça basculante e carro basculante Os tempos de prensagem das peças podem ser substancialmente reduzidos desmon tando-se os produtos do molde durante o ciclo de prensagem seguinte. Isso pode ser conseguido se duas partes do molde forem feitas a partir daquela na qual o produto pennaneça após a cura cuidando para que as outras partes do molde em tudo o mais idênticas tomem parte na produç!Io alternativamente. A parte do molde a ser desmon tada é girada ou empurrada de maneira conveniente à frente ou para o lado daquela que está em processo de operaç!Io. Dependendo de a parte do molde superior ou a inferior estar em movimento, pode ser tomada a decisão quanto a utilizar um molde com uma cabeça basculante ou com um carro basculante.
Moldes com cabeça basculante. S~ o produto for carregado com o punção, será utilizado um molde com uma cabe~~a basculante (Fig. 1.1.99). Esse molde tem dois conjuntos de punções, A e B. Os pUll~~ões podem ser girados em tomo do eixo C. O punç!Io levanta os produtos da parte inferior do molde após estarem curados. Então os punções são girados de 90° e a nova peça é prensada com um outro con junto de punções. Durante o tempo de cura, os primeiros produtos s!Io reparados do punção (p. ex., se o produto for uma rosca fêmea, é desrosqueado); assim, o con junto de punções pode ser novamente utilizal.\o para a prensagem, após a retirada dos produtos curados no intervalo. Quando se projeta o molde, deve-se levar em wnta que a press[o de compress[o
98
PLÁSTICOS
c
Fig. 1.1.99. Molde com punção basculante. A e B = conjunto de punções, C = eixo.
deve ser tomada pela superfície usinada da cabeça basculante, em vez de pelo eixo C. Naturalmente , pinos-guias adequados têm de ser providenciados, aqui também. Após a recolocação dos punções e do corpo do molde , a cabeça basculante pode ser utilizada para a prensagem de outros produtos similares também. O desenho do molde com um corpo basculante é mostrado pela Fig. 1.l.lOOa. Roletes ou esferas são utilizados para facilitar a atuação. Entretanto, é necessário assegurar que a pressão não seja resistida pelos roletes ou pelas esferas durante a prensagem, mas pela maior superfície do molde possível (Fig. l.l.lOOb e c). As esfe ras A assentam na parte B do molde, e seu escape é evitado pela placa C. As esferas são adequadamente colocadas em recessos na placa inferior D na posição de pren sagem na qual as esferas neles se inserem. Assim, nessa posição o molde fica total mente assentado na placa inferior. Se o operador puxa o molde com o cabo com isolamento ténnico , as esferas emergem de seus recessos para retomarem a seus luga res na outra posição extrema. Para assegurar o encaixe preciso das partes inferior e superior do molde, devem ser utilizados pinos-guias de diâmetro adequado. Em caso de moldes maiores, a parte do molde é acionada por cilindros hidráulicos. Se o produto for removível do molde somente com um mecanismo ejetor, então será necessário proporcionar um ejetor adequado em ambas as posições extremas.
1.1.6. Moldes de produtos de paredes delgadas, altos ou grandes Os moldes de produtos de grande tamanho devem satisfazer a exigências específicas. Com o fim de poupar material, o corpo desses moldes é feito de aço forjado ou de
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
99
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Seção I-I
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Fig.1.1.100. Molde com caixa basculante. O molde pode ser empurrado
para a frente ou para trás (para a direita ou para a e~uerda).
a) localização do molde na máquina, b) e c) formação das superflcies de deslizamento
do molde, A = esferas ou roletes, B = parte inferior do molde, C = contraplaca,
D = placa inferior, E = placa de retenção do punção, F = descanso, G = placa
inferior, H = armação de ferro de cantoneira.
peças fundidas de aço, e somente as superfícies em contato direto com o produto são revestidas com placas de aço cromado de liga, temperadas e bem duras. Quando se desenham tais moldes, os seguintes itens devem ser considerados: 1. As partes do molde encaixam com sobreposição. 2. Apóiam-se uma na outra. 3. O assentamento é cônico (1: 10) e sem folgas no corpo do molde. 4. O número de elementos de fIxação (parafusos) tem de ser reduzido a um mí
nimo.
100
PLÁSTICOS
5. São arranjados de tal forma que, após o aquecimento do molde, devem ser acessíveis e apertáveis. Os pinos-guias de tamanho usual geralmente não servem a seus propósitos com esses moldes: o encaixe das partes do molde deve ser assegurado por algum outro meio, p.ex., pelo uso de barras-guias temperadas. O esboço do molde projetado de acordo com esses princípios é mostrado pela Fig. 1.1.101. A caixa do molde A internamente córnca é fixada à base B. Os calços C e D, que formam os lados, são assentados nela. Todo o molde pode ser reforçado
A
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c
Fig.l.l.101 . Produtos grandes em corpo de
aço fundido ou forjado são prensados em moldes
revestidos com placas de inserção temperadas.
A = caixa do molde, B = placa inferior, C e D = placas de inserção
temperadas (calços), E inserção , F parafuso de ajuste.
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introduzindo-se a inserção E. A pressão de compressão atua na direção do parafuso de aperto F; assim, a rigidez do molde é aumentada durante a operação. A remoção dos produtos do molde freqüentemente causa problemas. Entretanto, o produto não pode ser levantado, na maioria dos casos, mais alto que um terço da folga de abertura da mesa da máquina. Se essa condição não puder ser mantida, deve rã ser utilizado algum tipo de artifício de construção de molde. Um exemplo de tal artifício é mostrado pela Fig. 1.1.102. A tarefa é projetar o molde de prensagem de um elemento de bateria de 380 mm de altura. (O fato de a bateria ser feita de borracha dura em vez de plástico não faz diferença em relação à construção do molde.) Para reduzir o desvio da mesa da máquina de prensar, o proje tista coloca o produto "invertido" no molde. Dessa forma, somente um punção pe queno A é necessário, isto é, da profundidade da câmara de alimentação necessária para alimentar o material. A remoção do produto da parte inferior do molde é resol vida tornando removíveis os dois lados opostos B do produto de tal forma que as guias prismáticas são aplicadas na parte superior do molde C e na inserção lateral removí vel B, na qual a inserção prismática D é introduzida. Quando o molde abre, essa inser-
~Cl="''T'ot''! iECNOLOGICO DA
ZONA LES1E..
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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101
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Fig. 1.1.102. Molde de produtos aitos (bateria) feito pela VSZM (Fábrica de plásticos e isoladores
elétricos).
A = punção, B = inserções laterais, C = guia prismática, D = inserção prismática, E = inserção
fixa, F = entrada temperada, G = placa ejetora,H = pino ejetor com cabeça cônica, através da qual
o ar flui entre o produto e o molde, K = furos de aquecimento.
102
PLÁSTICOS
ção levanta os dois lados B, que por sua vez levantam o produto. Quando a superfí cie inferior do produto surge acima da borda superior da parte inferior do molde já que as inserções podem ser abertas em tomo de sua superfície superior levemente convexa F - o produto toma-se removível. Sabe-se por experiência prática que o vácuo desenvolvido entre o produto e o macho do molde pode causar uma grande quantidade de problemas na remoção. Por essa razão, o projetista colocou o pino H no centro do macho do molde, assentado em um recesso cônico com sua cabeça, que é movida para cima pela placa ejetora de curso curto G, facilitan- C L c do a remoção.
A
B
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Detalhe L, escala 2 : 1 A
B
8
o Fig.1.1.103. Sistema de ventilação para moldes "reversos",
A
= inserções fixadas à placa de retenção superior, B = punção em forma de sino, C = parafusos
limitadores de curso, D = dutos de ar.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
103
A montagem "reversa" demonstrada é preferida para caixas maiores, p.ex., caixas de rádios, porque a pelota colocada no macho interno flui na mesma direção, para baixo, que o punção em fonna de sino, enchendo a cavidade do molde. Isso é dife rente da moldagem no molde "para cima", onde o pooção que se move para baixo força o material para cima. Esse contramovimento envolve atrito substancial, assim, envolve calor. Portanto, especialmente no caso de produtos de paredes finas, o mate rial se solidifica de tal fonna que n[o mais preenche a parte superior do produto (principalmente aqueles reforçados com nervuras, que exigem uma quantidade relati· vamente grande de material). Esses moldes, entretanto, têm um defeito maior: os gases - mesmo no caso de materiais pré-aquecidos - que se desenvolvem durante a moldagem, são capazes de escapar, independente da ventilação feita pelo operador. Assim, o produto terá bolhas e porosidade em alguns lugares. Isso pode ser eliminado pela construç[o de molde mostrada pela Fig. 1.1.103. A essência da idéia é que a parte superior do molde em fonna de sino é composta de duas ou três partes. As par tes A são fIxadas à placa superior do molde. Uma possibilidade de um movimento vertical de alguns milímetros (8 a 10) é assegurada com os parafusos de limitação C para as peças B que fonnam as laterais do sino. Os canais D são fresados entre as partes fixa e mÓvel, começando a 2 ou 3 milímetros das superfícies de operação. Quando o molde é fechado , o material não pode fluir por esses canais. No início da molda gem, essas duas partes do molde devem ser fIxadas em posição. Uma vez que o molde se tenha fechado, o operador executa a ventilação de acordo com as especificações tecnológicas. A camisa externa afasta-se das inserções fixas A por seu próprio peso. Os canais ficam livres, e os gases desenvolvidos podem deixar o molde. Se os machos fixos A não garantirem o guiamento adequado da camisa móvel B (punção), então deverão ser providenciados pinos-guias separados - ou se o peso da camisa não for suficiente para pennanecer atrás da abertura - para separar o mecanismo de abertura.
1.1. 7. Moldes semi-automáticos e automáticos A moderna fabricação de plásticos evolui para a automação ou no mínimo para a semi-automação (a semi-automação é o processo através do qual a máquina pára pOF si mesma após a complementação do ciclo, e começa novamente quando o opera do pressiona um botão). A automação completa requer equipamento complicado; assim, somente é justifi cada em casos de produção em massa. A aplicação da automação de moldagem seria ideal para esse propósito (Fig. 1.1.1 04), mas o investimento inicial seria muito alto. A produção semi-automática pode ser efetuada também com máquinas de molda gem convencionais. Seu equipamento é bem simples, e após a padronização adequada, os elementos de controle e sensores podem ser utilizados para vários moldes. ~ verdade que o desenho da atuação do molde algumas vezes é uma tarefa bastante complicada, mas desde que o operador seja capaz de atender a 2 ou 3 - ou possivel mente mais máquinas - o custo inicial das peças será consideravelmente reduzido. A Fig. 1.1.1 OS mostra o arranjo de uma máquina de moldagem convencional modi ficada para a operaç[o semi-automática. A Fig. 1.1.1 06 mostra seu diagrama de influ ência. A Fig. 1.1.107 mostra o de tempos. A parte inferior do molde A não é fixada diretamente à mesa B da máquina de moi dagem, mas à sua mesa auxiliar C, estendendo-se por ambos os lados da máquina.
104
PLÁSTICOS
A parte inferior do molde pode ser movida nessa mesa auxiliar - como sobre um trilho-guia - para a direita ou para a esquerda. O tanque D fica localizado em um dos lados da peça que se projeta com uma grande quantidade de pó para moldagem dentro dele. A base do tanque é fechada pela placa E que se move no trilho, mantendo-se retraída pela mola F em ambos os lados, até que a parte inferior do molde móvel A empurre-a para fora de sua posição. Na parte que se projeta no outro lado (diretamente acima do nível superior do
Fig. 1.1.104. Máquina d.e moldagem automática.
molde móvel), fica localizada uma placa em forma de forquilha G, que pode ser girada em torno de um eixo horizontal. Quando a parte inferior do molde é puxada pelo motor M, a engrenagem K e a corrente L sob o tanque D que contém o pó de moldagem, ela empurra a placa de trava E do tanque em frente a ela. Depois disso, o pó de moldagem cai na cavidade do molde, o motor M puxa a parte A do molde na posição intermediária, então o dispositivo sinalizador de controle do programa PrM aciona o motor propulsor da bomba da máquina de prensar. O punção fecha a cavidade, e se inicia a cura do pro duto. No tempo especificado pela tecnologia, a máquina abre ao sinal do controle do programa, e o motor M é novamente acionado; puxa o molde para a outra posição extrema (à direita). Entretanto, o molde é construído de tal forma que dois pinos U projetam-se para ambos os lados da placa ejetora na trajetória forçada T da mesa auxiliar, fIxada à mesa da máquina. Quando o molde passa para a posição extrema, a trajetória forçada já terá levantado a placa ejetora, e os produtos levantados desli zarão pela forquilha G. Neste estágio, o sensor X do controle de posição gira a for quilha G em tomo do eixo de um cilindro rotativo hidráulico Q de meia volta, reti
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através do pino U quando o molde é puxado para a frente, de forma que a borda superior do produto fique acima da forquilha G.
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Fig. 1.1.105. ~uina de moldagem hidriulica automática. A = a parte inferior do molde move-se em trilhos, B = máqUIna de moldagem, C = mesa auxiliar ,D = tanque d.e armazenamento de plástico,E = placa de travação, F = mola de travação, G forquilha de elevação, H = placa do labirinto semideflet~.':! , K = engrenagem, L correia, M =
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= motor elétrico, N = balança, P = cilindro hidráulico da máquina de moldagem, PrM = motor programado para o controle de moldagem , R = contrapeso, Q = cilindro hidráulico que aciona a forquilha ejetora, S = carrinho, T == trlijetória forçada, U = pino que se projeta na lateral do molde, Z = magneto de retardamento, I = chave de partida manual, II = microchave de movimento de avanço, 111 = sensor de posição da extremidade posterior, IV = dispositivo de controle com o motor programado, V = sensor de posição da extremidade superior, VI = microchave , VU = relê de movimento reverso, VIU = sensor ·de posição da forquilha de elevação, IX = chave de controle de peso, X = chave do sensor de posição frontal.
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108 PLÁSTICOS rando os produtos do molde e fazendo-os cair no labirinto H. Os produtos escorregam de uma das placas do labirinto para outra, e caem na bandeja N da balança com um choque suave. O contrapeso R, móvel no outro braço da balança, é ajustado de fonna que a balança se incline apenas quando todos os produtos estiverem sobre a bandeja. Nesse caso, as peças caem no carrinho S colocado sob o labirinto. Entretanto, se os produtos, ou parte deles, não forem ejetados do molde, a balança não se inclinará, a automação não receberá o sinal esperado da balança, e a máquina parará. Quando todos os produtos tiverem passado para o prato da balança e ela se incli· nar, o controle de peso ligará as chaves IX para a automação novamente, e todo o ciclo começará novamente do princípio. Quando o material escapar do tanque, conti nuará ocorrendo um ciclo, mas a balança - sentindo o peso deficiente - automatica mente parará a máquina. Deve ser observado que, quando se utiliza um corpo de molde-padrão inferior, o equipamento pode ser utilizado para a produção de vários tipos similares de produ tos substituindo-se os copos que contêm inserções e os punções, assim o investimento logo terá retorno. A Fig. l.1.106 mostra o diagrama de influência da automaça-o des crita. As unidades são mostradas com símbolos idênticos no diagrama. Ugando-se o conjunto manual I, o motor M começa a girar, e move a parte inferior do molde A para a posiçtro intennediária. Depois de um movimento de cerca de 1 a 2 mm, a parte inferior do molde fecha a microchave li; conseqüentemente, o motor leva-a um pouco mais adiante, a despeito de o operador disparar a chave de partida J. Entretan.to, quando a borda posterior do molde alcançar o sensor de posição li, o circuito é aberto, e o motor e o molde têm uma parada em posição intermediária. Ao mesmo tempo, a borda inferior do molde fecha a micro chave VI. Essa coloca a chave da máquina de moldagem em operação, ligando primeiro o registro de gaveta de controle magnético do cilindro de presslfo da máquina de moldar, e a moldagem começa. O dispositivo de programação IV, após o intervalo de tempo ajustado anteriormente de acordo com a espessura das paredes do produto, move a válvula de gaveta para a outra posi çlfo. Com isso, a mesa da máquina começa a subir, com o punçlfo montado sobre ela. O movimento da mesa é parado pelo senso r de posição V, abrindo o circuito. Ao mes mo tempo, liga o motor, o que coloca a parte inferior do molde novamente em movi mento, até que o sensor de posição X abra o circuito. Entretanto, o sensor de posi ção X simultaneamente liga o contator do cilindro operador Q, que executa uma rotação da forquilha G. Quando a forquilha toca o sensor de posição VIII em sua rotaçlfo, o movimento dela é invertido em sua direç:ro. Por outro lado, liga o motor em "reversão", pois a bobina magnética do relê de reversão VII recebe corrente até que o molde em reversão atinja o sensor de posição traseiro IIl. Isso abre o circuito do motor, e o molde pára. Se o peso dos produtos retirados igualar ao peso ajustado pelo peso tensor R da balança, exercerá press:ro sobre a chave de controle de peso IX, já que o circuito do magneto de retardamento da balança já está aberto pelo sensor de posição III. Entretanto, o dispositivo sinalizador liga a chave IX do motor M para "forward", e o ciclo de operações recomeça. A operaçã'o de automação anteriormente descrita é bem explicada na Fig. 1.1.107, um diagrama de tempos no qual a fooça-o das unidades de controle e acionamento é claramente compreensível.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZ ES DE MOLDAGEM A QUENTE
109
1.1.8. Auxiliares de moldagem
Quando se constroem moldes, freqüentemente é necessário considerar as peças auxilia res que não constituem peças integrais do molde , embora seja indispensável para a produção contínua. Essas auxiliares podem ser utilizadas para alimentação, pré-molda gem (tabletagem), remoção, abertura, etc. Portanto, para elas é fornecida uma breve descrição. 1.1. 8.1. Equipamento de alimentação A quantidade de plástico a ser introduzido no molde é medida em balanças automáti cas nas fábricas modernas. Essa balança mede automaticamente o peso necessário. Embora a mediyão dos lotes através do peso seja indubitavelmente o mais preciso, e ao mesmo tempo o mais econômico método, freqüentemente pode ocorrer, especial mente no caso de moldes de cavidades múltiplas, que o operador não tenha tempo suficiente para a medição e a alimentação. Isso é devido ao fato de que, no momento em que o último lote é introduzido, o primeiro perde parte de sua deliqüescência; assim ocorre desgaste. Com moldes de cavidades múltiplas, o material deve ser medido pelo volume, em vez de pelo peso. Mesmo os moldes de poucas cavidades devem ser medidos pelo volume.
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Fig. 1.1.108. Dispositivo de medição volumétrica em forma simples_
Fig. 1.1.109. Dispositivo de medição volumétrica para moldes de cavidades múltiplas.
o dispositivo de medição é um béquer, uma placa de aço em um caso simples. Com moldes de cavidades múltiplas, vários béqueres slro colocados a distâncias apro priadas entre si. O operador mergulha-os numa caixa que contém o p6 de plástico. O excedente que passa da superfície do béquer é rasado acima do vasilhame, para que o material supérfluo caia de volta na caixa. Os béqueres são então esvaziados no molde no momento adequado (Fig. 1.1.108). O aparelho de alimentaça'o mostrado pela Fig. 1.1.109 serve ao mesmo propósi to. Os béqueres medidores, distribuídos de acordo com as cavidades do molde, são
110
PLÂSTlCOS
colocados entre duas placas, das quais a inferior é removível. O operador enche os béqueres com uma colher, o pó supérfluo é varrido do aparelho, e é colocado em cima do molde aberto, utilizando-se seu pino-guia ou bucha para assegurar sua posi ção. Então a placa de cobertura da abertura inferior é puxada, e o pó cai na cavidade do molde. 1.1.8.2. Moldes de pré-moldagem (tabletagem) As pelotas freqüentemente são utilizadas para acelerar a alimentação com tabletes pré-comprimidos. Esses tabletes tomam muito menos espaço que o pó plástico solto, especialmente se seu material de carregamento for papel cortado ou fibras têxteis (tipos 51 e 71), e então uma câmara de alimentação muito mais baixa será suficiente. Os lotes pré-comprimidos são utilizados em tal caso e quando o fluxo de plástico no molde não for desejável, p.ex., quando houver risco de as peças de metal do molde serem carregadas com o pó. Quando as pelotas são usadas para poupar o operador de medir os lotes, s[o utiliza dos tabletes mecanicamente comprimidos, geralmente cilíndricos. Entretanto, se a tarefa for evitar (reduzir) o fluxo de material, então as pelotas são preparadas como uma função separada, em um molde pré-aquecido a um máximo de 60 a 80°C. Existem máquinas de vários tipos e capacidades disponíveis para a tabletagem. Sua pressão específica fica entre 600 a 100 kp/cm 2 • O princípio de operação de um molde construído em um sistema de automatização de tabletagem horizontal ru dráulico (feito pela English BIP) de 70 Mp de pressão pode ser estudado pela Fig. 1.1.110. O porta-ejetor A, porta-punçã'o C e túnel de alimentação C, no qual o sistema de lâminas de mistura de material gira, sã'o acessórios permanentes da máquina. A caixa do molde B, ejetor D, punção E e tampa F são acessórios do molde substituíveis de acordo com as exigências existentes. O material a ser transformado em pelotas é colocado no espaço indicado pela linha
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Fig. 1.1.110. Desenho de molde embutido
em aparelho de tabletagem de curso horizontal.
A = porta-ejetor, B = caixa de molde, C = porta-punção.
D = ejetor, E = punção, F = placa de cobertura .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
111
tracejada, onde o ejetor D de curso ajustável introduz a quantidade de material corres pondente à quantidade ajustável. O punção hidraulicamente operado E do arranjo horizontal o comprime; então, após o ciclo de afastamento, o ejetor D retira o tablete acabado, que cai no canal de coleta. O ejetor empurra um novo lote para a caixa moldadora B. Entífo o processo é repetido. O tablete pré-comprimido deve ser menor que a cavidade do molde uns poucos milímetros de cada lado, para que possa ser facilmente inserido na cavidade do molde. A preparação de tabletes de tamanho muito grande nífo é recomendada, já que que bram facilmente e esfarelam, podendo assim ocorrer alimentação deficiente. Entre tanto, quando necessário, não há nada que impeça" o uso de tabletes que tenham o mesmo tamanho da cavidade. 1.1.8.3. Dispositivos de remoção Com bastante freqüência existem roscas internas ou externas nas peças de plástico. Os moldes necessários para a produção dessas · peças foram descritos nos capítulos anteriores. As peças do molde que formam as roscas também foram descritas, sendo removidas, pelo operador, do produto principalmente durante o tempo de cura do produto seguinte. Várias peças auxiliares são conhecidas para a remoção dos produtos. Pequenos motores elétricos são utilizados para a remoção em fábricas modernas, cuja velocidade é reduzida para 120 a 200 rpm pela aplicaçífo de uma transmissão por engrenagens intercambiáveis. Esses motores são mantidos em uma mola helicoidal. O operador coloca o produto em um aparelho sob tal motor, desrosqueando a parte do molde formadora da rosca com o motor. Se houver tempo suficiente para remover as peças do molde, então o aparelho movido manua1mente mostrado na Fig. 1.1.111 poderá ser utilizado. Enquanto o plástico-ainda adere à peça de metal, o operador empurra a manivela do aparelho para
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Fig. 1.1.111. Aparellio movido manualmente
pua desrosquear a parte formadora da rosca da peça.
A = suporte, B e C = engrenagens, D = manivela, transferível para o eixo de ambas
as engrenagens, E = eixo de conexão adequado para fixar a cabeça de desrosqueamento.
112
PLÁSTICOS
o pino da engrenagem menor superior. Assim, a rosca é movida com um grande torque. Quando a adesão cessa, a manivela é transferida para o pino da engrenagem maior inferior; com isso, com transmissão de engrenagens por aceleração, roscas relativa mente longas também podem ser desrosqueadas em um tempo muito curto.
1.1.8.4. Modelos de resfriamento As peças de plástico comprimido ainda são diretamente defonnáveis após a remoção do molde. Essa propriedade pode ser usada para confonnação subseqüente do molde. Se a dimensão especificada do furo ( cavidade) tiver de ser mantida com precisão, ou se, como resultado do resfriamento desigual - especialmente em produtos angulares - tiver de ser evitado o empenamento, é aconselhável utilizar um modelo de resfria mento. Este essencialmente é uma peça de aço ou outro metal adequadamente mol dada colocada sobre o produto ainda quente, ainda' a ser resfriado. Entretanto, na'o deve ser esquecido que o material plástico encolhe no modelo de resfriamento duran te este, e um mecanismo de compressa'o adequado deve ser providenciado em cada caso. O mecanismo de compressão utilizado com mais freqüência é mostrado pela Fig. 1.1.l12. Os modelos de resfriamento são usados especialmente quando peças de plástico são encaixadas umas às outras, por exemplo, caixas, tampas e peças similares.
A
A
Fig.l.l.112 . Modelo de resfriamento. = produto, B = modelo de resfriamento, C = parafus.o de compressão.
Fig. 1.1.113. Calço adequado para abrir fendas menores. A = armação montada em mesa,B = calço.
1.1.8.5. Dispositivos de abertura Quando se utilizam moldes divididos, é necessário tomar providências para a rápida abertura das duas metades. Em inserções simples, menores, é suficiente montar um calço na mesa de operaçlfo, prensando a base das inserções contra ele (Fig. 1.1.113). Em caso de peças maiores, a inserçã'o é colocada numa "morsa de abrir", confonne mostrado pela Fig. 1.1.114, e girando-se sua cavilha roscada, as metades se abrem.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
113
A
D
E
Fig. 1.1.114. Dispositivo de abertura de molde dividido.
A e B == metades do molde, C = contrapinos,D == cavilha roscada,
E == trilho de guia prismática fixável à mesa de operação.
BffiLIOGRAFIA 00 CAPITULO 1.1 1. Pattantyús, P. H. G., Glpész-ls vü!amosmlrnoktJk klzikonyve (Manual para engenheiros me· cânicos e elem'cistos), Müszaki Kõnyvkiad6, Budapest (1961).
1.2. Moldes de transferência (Usz16 Sors)
1.2.1. Tecnologia da moldagem de transferência, partes principais do molde 1.2.1.1. Vantagens e desvantagens da moldagem de transferência A característica comum dos moldes de plástico discutidos até aqui é que o pó de pren sagem é colocado numa cavidade de molde aberta, isto é, fechada pelo punção na prensagem. Entretanto, a experiência tem mostrado que essa tecnologia tem certas conseqüências indesejáveis em certos casos. Por exemplo, a conseqüência inevitável deste processo é que o tamanho do produto na direçiIo da prensagem somente pode ser mantido em limites bem grandes. Isso por que a dimensiIo - independentemente da aplicação de canais de extravasamento depende muito da quantidade de material admitido. A outra conseqüência necessária da prensagem é a de que o pó de moldagem não somente é comprimido de acordo com o fonnato do produto, mas também flui de um lugar para outro. Se existirem peças de molde finas ou inserções de metal na cavidade do molde, o fluxo do material tentará carregá-las ou deformá-las. Isso freqüentemente envolve conseqüencias não-admissíveis.
114 PLÁSTICOS
o pÓ de moldagem, como todos os materiais plásticos, é mau condutor de calor. Assim, as partículas em contato com as paredes da cavidade do molde assumem a temperatura do molde e iniciam o processo de cura muito mais rapidamente que as peças mais afastadas das paredes do molde. Esta é a razão pela qual os produtos, cuja espessura de parede é variável demais, podem ser prensadas com artifícios especiais; de outra forma, inclusões porosas não-curadas permanecerão no meio das peças gros sas, as paredes delgadas irão queimar-se, ou bolhas serão desenvolvidas como resultado da cura demorada em relação ao tamanho. Essas dificuldades geralmente são evitadas com a moldagem de transferência. Com ela, o material (amolecido no corpo do molde como resultado do calor) é prensado pelo aríete através do jito na cavidade do molde, que então é fechado por todos os lados. O jato fino de material afluente cerca as partes de metal por todos os lados, e quase ao mesmo tempo; assim, deformam-se menos que na prensagem. Finalmente, o material que flui através do canal estreito em alta velocidade, devido ao atrito gerado e ao aquecimento concomitante envolvido, aquece bem e uniformemente todas as peças; com isso, não somente o tempo de cura é reduzido, mas a estrutura do material do produto é mais uniforme, e seu isolamento elétrico será melhorado. Dados informativos a respeito da redução do tempo de cura podem ser encontrados na Fig. 1.2.1.
.
B :J c:
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10
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8.
5
.,E
I
10
20
-30 mm
Espessura das paredes em mm
Fig. 1.2.1. Tempo de cura para a moldagem
de compressão e para a moldagem de transferência,
em função da espessura das paredes.
A produção é muito mais rápida se o material estiver em um estado pré-aquecido _ especialmente se for pré-aquecido em aparelhos de alta freqüência - pois entrará no corpo do molde (Fig. 1.2.2). ~ moldagem de transferência tem desvantagens que equilibram suas vantagens. ASSIm, por exemplo, o produto será levemente coberto na direção do fluxo. Especial mente em casos nos quais a direção é normal ao fluxo do material e após as partes do molde que formam roscas ou furos, ou após grandes inserções de metal onde o mate rial separado reúne-se novamente. Não funde tão adequadamente como' se o material fosse comprimido; assim, sua resistência será reduzida nesses lugares. Esse problema é melhor explicado através da análise das barras de teste.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
115
Resistência à flexão de barras de teste, de acordo com Weigel ' 10 a 30%
18 a 43%
18 a 40%
menos de 40 a 70%
da de barras de teste à compressão
Redução da resistência à flexão - choques de barras de teste entalhadas
em barras de teste com teor de serragem 40 a 60%
em barras de teste com papel ou fibras têxteis 60 a 70%
em barras de teste-com teor de serragem em barras de teste com papel ou fibras têxteis Resistência à flexão - choques em barras de teste com teor de serragem em barras de teste com papel ou fibras têxteis
Geralmente, é necessário mais material para a moldagem de transferência que para a moldagem de compressão, pois em cada carregamento o material que permanece no jito e na parte inferior do corpo é perdido . Os dados informativos referentes ao mate rial em excesso são encontrados na F ig. 1.2.3. "E u
li .>t E
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3000
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200 0
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1000
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10 20 30 lO 50 60 70 80 90 1005 Tempo necessárío para a moldagem de transferAncía de 100 9
Fig.1.2.2. Tempo necessário para a moldagem de transferência de 100 g
de fenoplast, em fu nçao da pressio e do pré-aquecimento.
A = garganta de entrada de 6 mm de diâmetro sem pré-aquecimento;B =
= g~ganta de entrada de 6 mm de diâmetro com p~-aquecimento por co~
vecçao; D = garganta de entrada de 3 mm de diametro sem pré-aqueCI
mento; E = garganta de entrada de 3 mm de diâmetro com pré-aqueci
mento por convecção; F = garganta de entrada de 3 mm de diâmetro com
pré-aquecimento a 130 De em aparelho de alta freqüência; G = garganta de
entrada de 6 mm de diâmetro com pré-aquecimentCJ a 130 De em aparelho
de alta freqüência.
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100
Peso do produto, líbras Fig. 1.2.3. Excesso de material necessário para a moldagem de transferência em função do produto (dados informativos).
116
PLÁSTICOS
Uma desvantagem da moldagem por transferência é que somente materiais com boas qualidades de fluência com alto teor de resina podem ser utilizados eficientemente. Pelo que foi dito, é evidente que o projetista de molde deve considerar cuidadosa mente as características do produto, com base nas quais poderá decidir entre um mol de de compressão e um de transferência como o mais adequado.
1.2.1 .2. Principais partes dos moldes de transferência
o corpo
funciona admitindo o pó de moldagem. Assim, é natural que seu volume seja determinado pelo volume do produto e pelo fator volumétrico de prensagem, exata mente como na câmara de alimentação dos moldes de compressão. Entretanto, a diferença é que, enquanto o volume da cavidade do molde pode ser considerado para utilização em moldes de compressão - já que parte do lote cai dentro dela durante a alimentação - com os moldes de transferência a cavidade do molde fica completa mente separada do corpo; assim, seu volume não pode ser considerado. Quando se calcula o volume do corpo, a qualidade do material restante no jito e na base do corpo em cada carregamento deve ser desprezada (V. Fig. 1.2.3). É desejável um corpo cilíndrico, porque sua construção e o encaixe preciso do aríete é o mais simples e o projeto mais barato. Entretanto, em casos excepcionais em que a aplicação de dois ou mais jitos parece ser conveniente, poderá surgir o projeto de um corpo alongado. Embora sua construção freqüentemente exija um considerável tempo de trabalho, ainda é menor que o tempo perdido durante a opera ção medindo-se o pó de moldagem em vários lotes. Depois da determinação dos volumes de corpo necessários, é essencial decidir a respeito do diâmetro d e da altura h do corpo. B necessário considerar que, na molda gem de transferência, no caso de serragem ser utilizada como pó de moldagem, atua uma pressã'o de 1 200 a 1 500 kp/cm 2 , e no caso de material têxtil ou papel, atua uma pressão de 2000 a 2 500 kp/cm 2 . Assim, no caso de um corpo de grande diâmetro, uma máquina de grande capacidade é necessária. Um corpo com uma capacidade muito grande também não é desejável, porque nesse caso a altura do molde aumenta, possivelmente de forma indesejável. De acordo com a experiência prática comprovada, h=(1,5a3)d
proporciona o valor mais favorável. Para a determinação do diâmetro do corpo, a seguinte relação simples é freqüentemente utilizada: d = (1 a 1,2N'G onde d = diâmetro do corpo em cm, G = peso do plástico prensado por um único carregamento, em libras. O diâmetro do pote assim determinado deve ser verificado em cada caso com rela ção à capacidade da máquina de moldagem. Com base no que foi dito, demonstra-se que
d
< (0,7 a 1}/F
onde d = diâmetro do corpo em em, F gem,em MPa.
= força
de compressão da máquina de molda
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
117
Com base no diâmetro do corpo e no volwne do lote do material, a altura necessá ria do corpo pode ser detenninada precisamente. É aconselhável projetar o corpo com uma altura de 15 a 20% maior, para que o pó de moldagem admitido não ocupe todo o corpo, pois neste caso o aríete facilmente poderá jogar fora dele parte do material. O ariete prensa o plástico (amolecido e liquefeito como resultado do calor) através do canal de saüta do corpo da cavidade do molde. Isso pode ser conseguido se a folga entre o aríete e o corpo for pequena. Entretanto, na prática essa folga pequena tem causado muitas complicações. Se o aríete for ajustado ao tamanho do corpo frio, en tão - já que o aríete pennanece quase frio, mesmo durante a operação, e o corpo tem de ser suficientemente aquecido - seria desenvolvida wna folga tão grande entre eles que, antes que o aríete pudesse desenvolver a pressão necessária para a moldagem de transferência, o material escaparia. Por outro lado, se o aríete fosse ajustado ao tama nho do corpo quente e expandido, seria impossível introduzi·lo no corpo frio; assim, haveria dificuldades para se guardar o molde e montá-lo na máquina. Além disso, pode acontecer de, durante a fixação do molde, o aríete seja forçado no corpo, e como resultado quebre ou emperre. Esse problema tem sido superado utilizando-se o ajuste variável do aríete às dimen sões do corpo, com sulcos feitos no aríete. Quando se coloca o aríete em operação, após as primeiras prensagens esses sulcos enchem-se de plástico, que quando solidifi cado fonna wn colar adequado ao tamanho do corpo quente. Assim, não há folga grande através da qual o material possa escapar, durante a fabricação. Após parar o molde, .o colar é retirado do punção com um cinzel de cobre, tomando-se cuidado para que o punção não seja danificado . Assim, o aríete pode ser mantido no corpo durante a imobilidade do molde e em sua próxima fixação. A espessura de superfície tanto do aríete como do corpo deve ser de no mínimo Ra = 0,8 a l,61lffi. A construção da superfície de travação do aríete depende bastante do tipo de mol de. Com certos tipos de moldes é desejável que o aríete remova a borra restante do canal de saída. Nesse caso, a rosca cônica é feita na superfície de travação (Fig. 1.2.4), ou sulcos prismáticos que se estreitam para wn dos lados (Fig. 1.2.5). Em ambos os casos, o material restante na superfície de travação do aríete retira o resíduo também do canal. Então o operador o remove da rosca, ou o raspa dos sulcos pIismáticos. A construção do aríete para moldes com aríete mais baixo pode ser vista na Fig. 1.2.6. O jito e a garganta são as peças mais delicadas dos moldes de transferência. Em caso de molde de uma s6 cavidade, o jito leva à cavidade do molde. Em moldes de cavidades múltiplas, os canais de saída unem o corpo às cavidades do molde radial mente. A garganta fica ao fim dos canais de saída, imediatamente antes da cavidade do molde, sua seção transversal tendo um terço da seção transversal do canal de saída; assim, o fluxo de material nela é mais rápido . Ao mesmo tempo, a energia cinética do material é transfonnada em calor; assim, o material nesse ponto é mais aquecido. O dimensionamento do jito é praticamente impossível, devido a requisitos adversos e quantidades não-calculáveis. Ainda é incontestável que é necessário deixar o canal de saída tão curto e sua super fície tão fina quanto possível. Mas, com relação à sua seção transversal, os requisitos são opostos. No interesse do fluxo adequado do material e da redução de pressão de transferência, é preferível a maior seção transversal; entretanto, já que o material per
118 PLÁSTICOS manece nos canais de saída após cada carregamento, com o fIm de reduzir a perda de material, é desejável uma seção transversal a menor possível. Do ponto de vista da mecânica dos fluidos, são preferíveis os canais de saída de seção transversal circular mas, para facilitar a construção do molde , freqüentemente é necessária uma concessão, e são utilizados canais angulares circulares ou planos. A Fig. 1.2.7 mostra uma luva de entrada facilmente substituível, que liga o corpo com os canais de distribuição.
Fig. 1.2.4. Aríete terminando em
rosca cônica. O resíduo do canal permanece no aríete, mas é facilmente removível.
Fig. 1.2.5. Sulco prismático estreitando-se em uma direção é usinado na superfície inferior do aríete. O resíduo do canal é removido do pistio com. uma pancadinha.
Fig. 1.2.6. Formação do aríete nos moldes com aríete inferior.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
119
Tabela 1.2.1. Dimensões do /Ito e da garganta, em mm Tipo de pó de moldagem Fenoplástico misturado com serragem Fenoplástico misturado com fibras têxteis Fenoplástico com peças têxteis
I Dml" I
R
E
Cm1a
K
4 5-6 6-7
1/2(D+5) 1/2(D+5) 1/2(D+7)
2,5 3 4
0 ,8 1,2 1,6
0,28--{),30 0,32--{),36 O, 37-{),42
A seção transversal da garganta entre o jito e a cavidade do molde também é deter minada como a ótima entre requisitos contrários. No interesse do aquecimento unifor· me do material e da removibilidade do resíduo dos canais de saída do produto sem qualquer traço, é desejável a menor seção transversal possível. A pressão e o tempo necessários para a prensagem de todo o material aumentam rapidamente com a redu ção da seção transversal; portanto, o estreitamento da seção transversal é limitado. De acordo com a experiência prática, a formação do canal de saída mostrada pela Fig. 1.2 .8 tem sido a mais aceitável. As dimensões mostradas na figura estão dispostas na Tabela 1.2.l. A seção transversal mais estreita do jito, ou a soma das seções trans versais das gargantas dos moldes de cavidades múltiplas, pode ser determinada através de
A=GK onde A = seção transversal mais estreita do jito, ou a soma das seções transversais das gargantas em mm 2 ; G = peso dos produtos produzidos por uma única prensagem em libras; e K = valor mostrado pela Tabela 1.2.1. 6
~~ De acordo com o tamanho da parte do mold.
FIg. 1.2.7. .fito para molde de transferência
de uma 8Ó cavidade.
,."'j
~\">1 r»k;X~
FIg. 1.2.8. Fonnaçãõ do jito, canal de distribuição e garganta.
C = profundidade da garganta, Dmín = menor diâmetro do jito, E = comprimento da garganta.
120
PLÃSTICOS
Em moldes de uma só cavidade, onde a seção transversal mais estreita do jito faz o papel da garganta - especialmente no caso dos pós de moldagem tipos 51,54,71 e 74 - é aconselhável colocar um came de transiç[o entre o produto e o jito; caso contrário, quando se retirar o resíduo nos canais, alguns fragmentos também poderão quebrar o produto. A formação desse came é mostrado pela Fig. 1.2 .9.
Fig. 1.2.9. Formação do carne
de transição entre o jito
e o produto.
Os jitos, se possível, devem ser arranjados de forma que o material flua diretamente para o produto, sem mudança de direção. No caso de moldes de cavidades múltiplas, são projetados canais de saída radiais partindo do corpo, pois dessa forma evita·se a mudança de direção do material. Sempre que possível, o jito deve ficar na parte mais espessa do produto. É bastante vantajoso que o material preencha a cavidade do moI· de, deslocando o ar quente e desenvolvendo gases à sua frente. Naturalmente, é neces sário assegurar a saída de ar acumulado na parte mais alta do produto através de uma divisão conveniente dos moldes, ou através da solução também imaginada de .canais de saída com uma profundidade máxima de 0,1 mm. As experiências relativas à aplicação de vários jitos não são favoráveis. Se os mate . riais afluentes fluírem em oposição - especialmente quando houver uma diferença de temperaturas entre eles - a fusão nem sempre será perfeita, e serão desenvolvidos pon tos mais fracos, de acordo com sua resistência. Se o produto for grande o bastante para que o material não possa ser prensado através de um único jito na cavidade do molde em 40 segundos (máximo de 90 segundos) correspondentes a uma boa média, entã:o poderá ser praticável a utilização de dois jitos. Buchas de jitos substituíveis são embuti das no molde; com isso, determinam-se as dimensões mais adequadas dos canais de saída. Freqüentemente, um material de cor diferente é introduzido acima de cada canal de saída nas experiências. Assim, os pontos de fusão ficam bem visíveis no produto acabado, e sua resistência pode ser testada. Se não for satisfatório, variando-se a seção transversal do canal de saída, o experimento é repetido até que a peça torne-se defei tuosa. Material multicolorido pode ser utilizado favoravelmente para a produção das primeiras peças-modelo, mesmo se existirem grandes furos no produto , ou se grandes inserções de metal tiverem de ser moldadas, pois desta forma os pontos críticos pode rão ser facilmente reconhecidos.
1.2.2. Tipos de moldes de transferência Uma das características fundamentais da tecnologia da moldagem de transferência é que o material flui para a cavidade do molde, que é fechada por todos os lados . A peça curada, entretanto, pode com total naturalidade ser retirada por elevação do molde, mas somente se este puder ser aberto. A divisão do plano das partes do molde pode ser feita na direção do movimento do aríete, ou normalmente a essa direção. O molde dividido na direção do movimento do
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
121
aríete pode ter uma inserção vertical ou uma inserção horizontal. Os moldes divididos na direção nonnal ao movimento do aríete podem ter um aríete superior ou um inferior. Uma das vantagens principais dos moldes com divisões verticais (Fig. 1.2.10) está em poderem ser utilizados em máquinas de moldagem convencionais (isto é, como moldagem de compressão), movidas hidráulica ou mecanicamente . As partes do molde dentro de um invólucro cônico são comprimidas; assim, se as superfícies em contato não forem danificadas, somente uma rebarba muito fma e facilmente removível será desenvolvida. A ma,ssa que pennanece no corpo pode ser facilmente retirada com o produto. Para a remoção do produto, a inserção deve ser retirada por elevação da caixa do molde. Na maioria dos casos, isso requer um trabalho físico substancial. Alguns produtos são mordados de fonna que as inserções possam ser abertas sem sua retirada da caixa do molde. Com uma divisão horizontal (Fig. 1.2.11), a inserção é introduzida em uma caixa de
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A
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Fig. 1.2.10. Molde de transferência com inserção vertical. a) inserções divididas em um invólucro cônico, b) as inserções são prensadas por cilindros hidráulicos. A = corpo , B = cavidade do molde, C = aríete, D = canal de saída.
I
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B
LFig. 1.2.11. Molde de transferência com inserção horizontal.
Designações conforme a Fig. 1.2 .10.
122
PLÁSTICOS
molde em forma de cavalete pela lateral. Esses moldes são usados principalmente para produtos altos (longos)" pois o aríete não fica na trajetória de remoção da peça. Um cilindro hidráulico freqüentemente é utilizado para prensar e puxar as inserções. A massa que permanece no corpo e o resíduo no canal de saída são retirados do corpo pelo aríete; assim, seu plano inferior deve ser formado conforme descrito pelo item 1.2.1.2. Esses moldes também podem ser montados em máquinas de moldagem con vencionais. A vantagem de um molde dividido em um plano normal ao movimento do aríete (Fig. 1.2.12) - além de ser utilizável numa máquina de moldagem convencional - é o
Fig.12.12. Molde de transferência dividido no piano normal ao movimento do aríete. Designações conforme a Fig. 1.2 .10.
fj
Fig.12.13. Molde de transferência com aríete jnferior. Designações conforme a Fig . 1.2 .10 .
que a remoção de produto pode ser mecanizada com uma construção adequada. Assim, o trabalho difícil associado à remoção dos moldes divididos é eliminado. Um molde com um aríete inferior somente pode ser utilizado (Fig . 1.2.13) com uma máquina de moldagem projetada para tal funespecífico - uma máquina extre mamente produtiva e moderna . Essa máquina tem dois cilindros: o superior comprime as partes do molde, o inferior aciona o aríete. Com uma construçã'o correta do molde, pode ser assegurada boa ventilação, melhorando a compacticidade do produto e suas propriedades elétricas. Do que foi dito, é evidente que cada um dos tipos de moldes desenvolvidos tem vantagens e desvantagens. g problema do projetista do molde selecionar o tipo de moI· de mais adequado para o produto dado.
1.2.3. Partes metálicas nos produtos moldados por transferêncio 1.2.3 .1. Produ tos com peças de metal que se projetam de ambos os lados
g uma tarefa difícil projetar um molde para um produto no qual as partes de metal sejam prensadas em ressaltos de ambos os lados. Se o projetista quiser colocar as peças de metal no molde na direçãO de prensagem (para cima), de forma que sua extremida
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
123
de superior permaneça descoberta , a parte de metal deverá deslizar no furo do punção. Assegurar isso é muito complicado, mesmo no caso de uma única peça de metal, e mesmo se a peça de metal for longa o bastante para aflorar sobre o pó de moldagem. No caso de várias peças de metal curtas isso é impossível. Por outro lado, o projetista poderia querer colocar as peças deitadas, mas a pressão necessária poderia deformar e até mesmo quebrar as peças de metal. Nesse caso, o processo correto é a moldagem de transferência e a utilização de um molde de transferência. Por exemplo, as peças de metal poderiam ser colocadas em um molde dividido de forma que uma de suas extre midades fique numa das metades da inserção, e a outra extremidade na outra metade . O material que afluir do corpo não deformará as peças de metal nem mesmo no caso
4Uí' i - -' --
1II · - --- - - - - - - - - 1
I ~~+++++ I ~~+++++ : iL ~~+++++++ ++ .Jf __ _" _ _ . ___ _ __ _ _
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Fig. 1.2.14. Esboço de um acoplamento em série de 26 almas.
C = inserção de metal.
de estas serem delgadas. Se, por exemplo, a tarefa for construir um produto (um acoplamento de cabos de 26 almas), como o mostrado pela Fig. 1.2.l4, deverá ser utilizado para esse propósito o molde mostrado pela Fig. 1.2.15. O molde consiste de dois meios-cones A e B cuidadosamente encaixados um ao outro. O operador coloca as peças de metal em uma das meias-peças, e então o con junto é encaixado à outra meia-peça. As peças de metal são levadas para as suas posi ções através de furos cônicos. O encaixe preciso das duas partes do molde é assegurado pelos contrapinos D. Então a inserção é colocada no invólucro E. O pó de moldagem é prensado pelo aríete K a partir do corpo F e através do jito G na cavidade do molde H. A junção entre K e F é assegurada pelos contrapinos ajustados à luva-guia L. Após a cura dos produtos, o operador gira o pino de travação P, que até então garantia a posi ção da inserção, e ao mesmo tempo evitava que o aríete levantasse a inserção. Então a placa ejetora M a levanta, e a coloca no mecanismo de abertura preso à mesa de opera ção. Esse mecanismo, com o auxílio de pinos que penetram os furos N, uma cavilha e uma porca (semelhante ao aparelho mostrado pela Fig. 1.1.114), abre a inserção. O meio-cone no qual o produto permanece é colocado sobre uma placa com fresas que pré-perfuram os furos para admissão das peças de metal . Assim , o produto torna-se removível do molde. Uma das extremidades das peças de metal que se projeta do produto acabado é armado com fresagem; assim, é tomada adequada para a soldagem . Roscas e furos pas santes são feitos na outra extremidade para fixarem as extremidades dos cabos.
124 PLÁSTICOS L
A
N
F
N
B
D
Fig.1 .2.15. Molde de transferência para a moldagem do produto visto na Fig. 1.2.14.
A e B == inserções em forma de tronco de cone para a admissão de peças de metal C; D == con tra
pino; E == caixa do molde; F == corpo; G == jito ; H cavidade do molde; K aríete ; L luva-guia;
=
M = placa ejetora;N == furos necessários para a abertura ;P
=
=
= pino de travação.
1.2.3.2. Tubos e fios nos produtos moldados por transferência Também para esses produtos os moldes divididos são os mais praticáveis. A Fig. 1.2.16 mostra o molde de transferência para um receptor de telefone. Um tubo de metal de paredes muito fmas é prensado no receptor, através do qual os fios que ligam o recep tor com o microfone são passados. Esse tubo também reduz consideravehnente o peso do receptor de mão . Devido ao comprimento do receptor de mão, foi conveniente projetar um molde dividido horizontal . A cavidade do molde A é usinada nas meias·peças B e C. Uma das extremidades do tubo de metal é assentada no macho que forma o recesso do micro fone, e a outra é assentada no macho que forma a cavidade para a membrana. As duas meias-peças são puxadas para debaixo do cavalete D pelo cilindro Wdráulico G. O ma terial é espalhado no corpo E, de onde o aríete F o prensa na cavidade do molde. Natu ralmente, o cilindro hidráulico também é utilizado para comprimir a inserção. Após prensar a inserção , é retirado do gancho L e então uma inserção de reposição é empur rada para debaixo do cavalete pelo. cilindro. O produto é desmontado durante a molda gem por transferência da peça seguinte. Com essa solução, a elevação dos calços tomou-se desnecessária.
H
G
c
e'" trl
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o trl ;s: o t" o trl
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.o Fig.1.2.16. Molde de tnmsrerência pua receptor de telefone; um tubo de paredes delgadas é prensado no receptor
(feito pela VSZM -- Fábrica de plásticos e illDladores elétricos).
A .
= cavidade do molde, B e C =metades do molde, D =cavalete, E = corpo, F = aríete, G = cilindro hidráulico, H = furos de aquecimento, K
= isolamento térmico, L = gancho.
N
VI
126
PLÁSTICOS
1.2.4. Moldes de transferência para produtos longos, ocos e de paredes delgadas
A moldagem por transferência de produtos ocos de paredes delgadas também é prati cável, especialmente se forem de 2 a 3 vezes mais compridas que sua dimensão trans versal. Tais moldes de transferência podem ser projetados de várias maneiras. A Fig. 1.2.17 mostra a seção transversal de um molde utilizado para a moldagem por transferência de um cabo com ferro. Ambos os lados do cabo são mais largos que uma parte central; assim, para a cavidade interna, o projetista utiliza duas fresas incli nadas G dentadas na base, e movidas pelas engrenagens F. Essas fresas mantêm-se numa posição estendida. As engrenagens são giradas pelos cilindros hidráulicos N. Esses cilin dros são controlados pela trajetória forçada K fixada à placa do retentor. A cavidade do molde A é colocada nas inserções em forma de tronco de pirâmide B e C nas quais o material é prensado através de dois canais de saída do corpo D pelo aríete E. Depois da cura, para o controle de trajetória forçada K fixada à parte superior do molde, os cilindros hidráulicos empurram a fresa G para fora da cavidade, e então o pino ejetor L levanta as metades A e B. Estas deslizam no duto P, cuja inclinação concorre com o ângulo de sustentação dos calços B e C e assim não somente sobem, mas são abertas ao mesmo tempo; assim, o operador pode facilmente retirar o produto. Moldes com aríetes inferiores podem ser utilizados para a moldagem de transferên cia de peças ocas, de paredes delgadas, esbeltas. Um exemplo disso é mostrado pela Fig.1.2.18. A cavidade do molde A é introduzida nas inserções B, que se assentam na caixa C. O material é derramado no corpo D, de onde o aríete E o prensa através dos canais de saída F na cavidade do molde A. O produto curado é empurrado para fora do ma cho que forma a cavidade interna, pela placa ejetora G ou pelos pinos ejetores H. A construção de molde apresentada permite a formação de dutos de ar na parte do molde que forma o plano superior do produto, através dos quais o ar e o gás podem deixar a cavidade do molde no momento da injeção. 1.2.5. Moldes de transferência para produtos de paredes grossas, ou com espessura de parede não-uniforme
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aconselhável produzir os produtos de paredes grossas através da moldagem por trans ferência porque, como resultado do aquecimento mais uniforme do material, o ciclo de operações é substancialmente reduzido. A cavidade do molde mostrado pela Fig. 1.2.19 é introduzida parcialmente na parte inferior A e parcialmente na parte superior B do molde, removível pela parte inferior A. As duas são conectadas com ganchos D. A extremidade mais afastada do ponto arti culado é muito mais grossa, sendo mais pesada que a extremidade que tem ganchos; portanto, seu peso assegura o engate automático dos ganchos. A extremidade inferior da barra F, fixada à placa de fixação do aríete E, recebe uma pOrca, que levanta o braço externo e os ganchos D, assim desengatando e levantando a parte superior B. O produto move-se para cima com a ajuda dos pinos K fixados à placa ejetora H. A placa ejetora é levantada através do mecanismo ejetor da máquina de moldagem, mas pode ser facilmente mecanizada com correntes de roletes L flXadas à parte superior B. Isso é mostrado pela Fig. 1.2.19.
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Fig. 1.2.17. Molde de transferência de produtos de paredes delgadas ocos (porta-ferro, p.ex.) (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
= cavidade do molde , B e C = inserções em forma de tronco dc pirâmide, D = corpo , E = aríete , F = engrenagem, G = fresa dentada que forma a cavidade intema,H = trava de segurança de posição, K = trajetória forçada , L = pino ejetor,M = placa ejetora, N = cilindro hidráuliCü, P = sulco-guia.
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128
PLÁSTICOS
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Fig.1.2.18. Molde de transferência com aríete inferior
(feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores plásticos).
A = cavidade do molde, B = inserção, C = caixa, D = corpo, E = aríete, F = canal de distribuição,
G = placa ejetora, H = pino ejetor.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
129
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Duas correntes de
roletes (soltas) e ganchos de elevação de cada lado
Fig. 1.2.19. Molde de transferência dividido no plano normal à direção do movimento do aríete,
como, por exemplo, para a moldagem de peças de paredes grossas.
A = parte inferior do molde, B = parte superior do molde, C = corpo, D = gancho, E = aríete,
F = haste de liberação do gancho, G = porca, H = placa ejetora, K = pino ejetor, L = corrente de roletes.
1.2.6. Automatização dos moldes de transferência A possibilidade de automatização dos moldes de transferência é aqui discutida, embora indubitavelmente envolva um custo adicional significativo. Assim, a praticabilidade da automatizaçã'o sempre deve ser considerada em cálculos econômicos cuidadosos. Quan do se preparam esses cálculos, nunca deve ser esquecido que certos elementos da auto matização podem ser utilizados novamente em muitas ocasiões após algum tipo de padronização; portanto, as usinas devem fazer um sacrifício, especialmente no início, para adquirirem os elementos de automatização, e para automatizar a produção num campo tio amplo quanto possível. O diagrama do circuito do molde semi-automati zado do porta-ferro da Fig. 1.2.17 é mostrado pela Fig. 1.2 .20, e o diagrama horário pela Fig. 1.2.21. A operação dos moldes automatizados é facilmente entendida com base no diagrama horário. A posição básica é a seguinte: molde aberto, mesa da máquina no ponto morto superior; a ejeção da peça acabada começa e o operador aciona a chave manual I. A corrente passa através dos contatos fechados dos relês 11 e V, e aciona o contator da válvula de gaveta A. O óleo passa para os cilindros ZI e Z'l' passando para a direção negativa (a haste do aríete entra no cilindro), puxando para fora as partes do molde que fonnam a cavidade do produto. Após isso ser tenninado, os contatos a e b dos
130
PLÁSTICOS
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Fig. 1.2.20. Diagrama de circuito do molde semi-automatizado para cabo de ferro.
1 = chave principal, II a VilI e X e Xl = relês, IX = chave de partida manual, Z" Z, e Z, = cilin
dros hidráulicos, A e B = válvulas de gaveta de 4/3, F = válvula de mistura, M = motor ejetor,
P = bomba, V = válvula de retenção.
relês /lI e IV fecham. No fechamento de Illb e IVb, o relê V abre, a válvula de gaveta A assume urna posição intermediária e os cilindros Z I e Z2 fazem urna pausa. Ao mes
mo tempo, com o fechamento dos contatos Illa e IVa, o contator da válvula de gargan ta B se move, e o óleo flui para o cilindro Z3, que levanta o ejetor AI do molde (v. Fig. 1.2.17). No ponto morto superior do ejetor o relê V/l (chave-limite) fecha-se; conse qüentemente, o relê VilI abre-se, e o circuito do contator da válvula de gaveta B é aberto. A válvula de gaveta passa para a posição intermediária e o cilindro Z3 pára. Então o operador levanta os produtos, retirados do molde manualmente. A chave de partida manual IX é prensada. Como resultado, o relê X abre-se; a corrente flui através dos contatos fechados do relê XI para o contator do outro lado da válvula de gaveta B; e o óleo começa a mover o cilindro Z3 na direçlIo negativa, e os cilindros Z I e Z'l movem-se no sentido positivo (o ejetor retoma a sua posiçlIo inferior os machos que
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE Diagrama horário para a moldagem do cabo de ferro
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Tudo desligado, mesa da máquina antes do ponto morto superior. O operador liga a máquina, que deve estar no ponto morto superior, 05 cilindros de movimentação do macho começam a mover-se. O cilindro de movimentação do macho está na posição final, o cilindro do ejetor é acionado. Cilindro do ejetor no ponto morto superior, o equipamento pára (o produto é removidol. O operador liga, os machos laterais e os cilindros do ejetor começam a retornar. Cilindros na posição final, o equipamento pára. O operador introduz o pó de moldagem no molde, a mesa da máquina fecha. O tempo do ciclo é controlado pelo equipamento de automatização embutido na máquina, que assim é aberta ao instante adequado .
Fig. 1.2.21. Diagrama horário do diagrama de inlluência mostrado pela Fig. 1.2.20.
131
132 PLÃSTlCOS fonnam os furos fechados). Quando isso é tenninado, a corrente passa pelos relês
XI, VI,llle e IVc. O relê XI abre os contatores da válvula de gaveta A e D, que ficam sem corrente. As válvulas de gaveta retornarão à posição intennediária, e o movimento dos cilindros pára. Em seguida, o operador introduz material fresco no molde. Aciona a chave de tem po da máquina de moldagem, e o ciclo seguinte se inicia. A automatização algumas vezes é estendida à alimentação. A partir desse problema, surgiram os moldes de transferência com alimentação à rosca-sem-fun e com aríetes inferiores (v. Fig. 1.2.22). Uma rosca-sem-fIm B com uma extremidade cega empurra para a frente e pré·aque ce o lote do ciclo seguinte do tanque A. Após a abertura do aríete C, durante a ejeção do produto acabado, a rosca·sem-fun empurra o lote para o interior do corpo, de onde o aríete o injeta na cavidade do molde durante o ciclo seguinte. O lote pode ser variado ajustando-se o curso da rosca de acordo com os requisitos apresentados. A máquina é bastante produtiva, pois a medição e o pré-aquecimento do material não requerem tempo extra, e pode servir também vários moldes. Quando se utiliza um aríete simples ao invés de uma rosca-sem-fun, com um cilin dro de pressão hidráulica, equipamento similar ao descrito pode ser facilmente proje tado, vinculável a vários tipos de moldes de transferência. Neste caso, entretanto, o controle de temperatura dos canais de transferência - e possivelmente seu resfria mento - não devem ser esquecidos.
Fig. 1.2.22. Esboço do aparelho de alimentação do molde de traruferincla com
alimentação à rosca-sem-fim e aríete inferior.
A = tanque de alimentação, B = IOsca-sem-fun, C = aríete.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
133
BmUOGRAFIA DO CAPITULO 1.2 1. WeigeI, w., Festigkeit und Struktur v. gepressten u. spitzpressten ArtikeI. CuI Hanser VerIag MÜfichen (1947).
LEITURA ADICIONAL KarnJnsld, A., Messen u. Berecltnen von EntformungskráJten an geometrisch einfachen Form teilen. KUnltltoffe, No. 4, p. 208 (1976). Greiner, H., Erweíterte Grenzen bei Metalleinbettungen an Duroplast-Formteilen. PIaste Kautsch., No.4,pp. 178 -180 (1975). Aylieff, R., Large molds - technology and economics.Europlast., No. 12, pp. 45 - 48 (1973).
1.3. Moldes de injeção (László Soes e István Radnóti)
1.3.1. Moldes de injeção em geral A moldagem por injeção é um método de processamento de plásticos que cresce conti nuamente. O material é prensado na cavidade do molde pelo aríete da máquina de injeção com pressão muito alta. A máquina alimenta-se automaticamente - com a utilização de uma ferramenta adequada. Os produtos saem da máquina prontos para uso. Assim, na maioria dos casos, o custo de produção é menor que o dos produtos feitos por compressão. A economia, entretanto, é parcialmente superada pelas matérias-primas mais caras necessárias em muitos casos. A moldagem de injeção geralmente é utilizada para o processamento de materiais termopLásticos, mas há não muito tempo atrás foram colocadas em operação, com sucesso, máquinas de moldagem de injeção de plástico termoflxo. As fases da moldagem de injeção dos materiais termo plásticos são as seguintes (Fig. 1.3. la, v. Bibl., 1): 1. O operador enche o tanque da máquina com material plástico granular e aciona a máquina. 2. O material admitido pelo alimentador é comprimido pelo aríete da máquina. 3. O material força o material na seção aquecida, onde se funde. 4. O dispositivo de travação da máquina prensa a metade do molde móvel na parte do molde estacionária, e o molde é fechado. S. O material fundido é injetado pelo aríete através do bocal da máquina, através do jito e do sistema de canais de distribuição do molde, na cavidade do molde, empur rando o ar à frente do material na cavidade. 6. O material em contato com as paredes laterais do molde frio resfria-se e então solidifica-se. 7. A máquina abre o molde, permitindo a remoção do produto de entre as duas partes. 8. Finalmente, o mecanismo ejetor da máquina levanta o produto acabado da cavidade do molde. Deve ser observado que, nas máquinas modernas do tipo de rosca-sem-flm, o impu! sionamento do material é separado da injeção (Fig. 1.3.lb) de tal maneira que o mate rial é avançado no sentido do bocal através da rotação de uma cavilha roscada. Quando
134
PLÁSTICOS
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Fig.1.3.1. Tecnologia da moldagem por injeção (diagrama esquemático).
Fig.1.3.10. Esboço de uma máquina de moldagem convencional.
Corte superior: A e B = partes do molde fechadas. O material C cai do tanque D para o sistema de
canais. Corte no centro: a quantidade de material é empurrada para a frente pelo aríete E e prensada
pelo aríete F através da garganta G da máquina, para dentro do molde. Corte inferior: o cilindro
hidráulico H com hastes K puxa a parte móvel A do molde para trás, a barra ejetora L choca-se
contra o amortecedor M da máquina, e os pinos ejetores N ejetam o produto do molde. A máquina
fecha as partes A e B e o ciclo pode en tão recomeçar.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
135
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Fig. l.3.1b. Esboço de máquina de moldagem de injeção
do tipo de rosca-sem-fun. O material é empurrado para a frente pela
rosca-sem-fim F ao girar (eixo com rosca grossa)jdesta forma,
o aquecimento do material é mais uniforme e a pressão é maior_
c)
Fig. 1.3.1c. A fusão do material (pré-plastifieação) é efetuada por uma rosca-sem -fim separada, em certas máquinas de moldagem de injeção modernas. O aríete F prensa o material fundido através do bocal, para o molde.
a quantidade necessária de material fundido for acumulada, a cavilha roscada funciona rá como um aríete, prensando o material na cavidade do molde. No interesse do aumento de produção, é utilizado aparelho de "pré-plastificação" com certos tipos de máquinas (Fig. 1.3.1c)_ Aqui o material é fundido em um cilindro separado, onde é avançado por uma rosca-sem-fun para o espaço em frente ao bocal. O material, acumulado em quantidade suficiente, é prensado por um outro aríete na cavidade do molde. A fase tecnológica anterior, característica de todas as máquinas de moldagem por injeção, é variavelmente assegurada por máquinas muito diferentes entre si com rela
136
PLÁSTICOS
ção à marca, capacidade, força de fechamento do molde e grau de automatização. As máquinas de poucas gramas de capacidade movidas por força humana ainda podem ser encontradas em indústrias de pequeno porte, mas já existem várias máquinas de 5000 g ou mais de capacidade com controle hidrelétrico e sistema totalmente auto mático. As máquinas mais modernas, controladas eletronicamente, surgiram no merca do há não muito tempo atrás, com sensores de pressão e temperatura embutidos con trolando automaticamente o aquecimento e a pressão da máquina. Deve ser mencionado que o uso de tais sensores embutidos é desejável e útil mesmo nas máquinas convencionais, pois podem ser utilizados para medir a temperatura e a pressão, diretamente na cavidade do molde. Quando necessário, são desejáveis para modificar o ajuste da máquina. O arranjo das máquinas geralmente é horizontal (isto é, o material flui horizontal mente no molde dividido verticalmente), mas essas são máquinas estacionárias de arranjo vertical. Nessas últimas, o molde é dividido em um plano horizontal e assim essas máquinas - com uma adequada mesa circular giratória - são predominante mente convenientes para a produção de peças com inserções de metal. Após a descrição resumida da tecnologia da moldagem de injeção, é necessário expor as definições precisas de alguns conceitos básicos: Pressão externa: pressão induzida pelo aríete no cilindro de pressão da máquina (kp/cm2 ). Pressão interna: a pressão que resta em relação à pressão externa, na cavidade do molde, após o estrangulamento dos canais de saída e da garganta (kp/cm 2 ). Pressão posterior: para evitar absorções, como resultado do resfriamento e contra ção do material, o material ainda é prensado por um instante após o material injetado, e a pressão necessária para isso é chamada pressão posterior (kp/crn 2 ). Pressão residual interna: a pressão interna cai como resultado do resfriamento e contração do material. A pressão que atua no produto após a solidificação completa é chamada pressão residual interna. Pressão de vedação: o endurecimento do material em toda a seção transversal ocor re principalmente no canal de distribuição, ou na garganta formada diretamente à frente do produto. Isso ao mesmo tempo significa que o material não pode mais ser reprensado na cavidade do molde. A pressão que atua no produto nesse instante é chamada pressão de vedação. A variação de pressão no produto, como um ciclo completo, pode ser estudada na Fig.1.3.2. Durante o trecho a mostrado nesse diagrama, o aríete, ao avançar, enche a cavidade do molde, mas a pressão se desenvolve somente no trecho b, após o preenchimento. Após ser atingida a pressão interna total (no ponto mais alto do diagrama), o fluxo de material ainda é assegurado pela pressão posterior. Enquanto o material resfria, con trai-se, e assim sua pressão interna é diminuída (trecho d). A cavidade do molde logo é vedada (trecho e) e em seguida a pressão - sem acréscimo posterior - rapidamente cai (trecho f) até que se anula completamente na abertura do molde. Entretanto, no mo mento da abertura há uma pressão (posterior) residual g persistindo na cavidade do molde. Um processo extremamente complicado que reage com outros ocorre durante o ciclo de moldagem de injeção, que determina a duração do ciclo e também a qualidade do produto.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
137
De acordo com a experiência, se a pressão residual interna for alta (isto é, se uma pressão alta ainda prevalecer na cavidade do molde imediatamente antes da abertura do molde), tensões internas serão desenvolvidas no produto, causando fissuras mais cedo ou mais tarde. Por outro lado, se a pressão residual for baixa, o material enco lherá durante o resfriamento , e possivelmente serão desenvolvidas embebições. Portan to , uma determinada pressão interna tem de ser atingida, para que a contração que ocorre durante o resfriamento do produto seja compensada. A pressão interna também Molde fechado o ar(ete se move Para a frente Para trá.
Molde aberto
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Tempo
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e Fig. 1.3.2. Diagrama pressão-tempo pua a moldagem de injeção. a = cavidade do molde cheia com o material; b = a pressão se desen volve na cavidade do molde cheia, c = a pressão na cavidade do molde atinge o valor de pico, d = o material começa a esfriar e a contrair'ie, e = o sistema de distribuição fica vedado na menor seção transversal (na garganta).{= a peça esfria e contrai'ie um pouco mais, g = a pressão residual cessa repentinamente na abertura do molde.
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Pressão interna, kp/cm'
Fig. 1.3.3. Corre1açio entre aa preSllÕea interna e externa em funçio da temperatuza do material (diagrama eBquemátioo).
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Fig. 1.3.4. Variaçio da pressio interna em funçio
da prealo externa em caao de temperatuza de moldaaem de injeçio idêntica e tempo de preado posterior, idem. A = em caso de pressão externa de 2 400 kp/cm' , B = em caso de pressão externa de 1 500 kp/cm' , C = em caso de pressão externa de 860 kp/cm' .
138
PLÁSTICOS
depende da pressão externa e da temperatura do material prensado na cavidade. A Fig. 1.3.3 demonstra os resultados de tal série experimental. Embora as curvas somente sejam numericamente válidas para o material e o molde utilizados no experimento, podem ser consideradas como regra geral, já que em caso de material em temperatura mais alta, à mesma pressão, a pressão interna também será mais alta. Entretanto, numa A
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Fig. 1.3.5. Variação da pressão interna em função da temperatura e do tempo de atuação da pressão posterior. A = moldagem de injeção numa temperatura de 221°C, B = moldagem de injeção numa temperatura de 207°C.
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Tempo
Fig.1.3.6. Variação da pressão interna em função do tempo de
atuação da pressão posterior em pressão externa e temperatura
de moldagem de injeção idênticas.
A = cavidade do molde cheia, pressão posterior por 7 segundos e nenhuma pressão
residual, B = idem, com pressão posterior de 10 segillldos e nenhuma pressão
residual, C = idem, com pressão posterior por 14 segundos, pressão residual de 280 kpJcm 2
•
preSSl10 interna maior, o tempo de resfriamento e, com ele, a duraçl10 do ciclo também serl10 aumentadas (v. as Figs. 1.3.4 e 1.3.5). A pressão residual é consideravelmente influenciada pela duração de atuação da pressão posterior. Na mencionada série experimental (Fig. 1.3.6), não se desenvolveu pressão residual com pressões posteriores de 7 e 10 segundos. A pressão residual não foi significativa até uma pressão posterior de 14 segundos. . Os tempos de resfriamento e do ciclo S110 também consideravelmente influenciados pela temperatura do molde. Em um molde frio, o material resfria mais rapidamen te; por outro lado, em um molde mais quente a pressão de vedação será menor, o que é concomitante com a redução da pressão residual (Fig. 1.3.7). O processo também é consideravelmente influenciado pela "garganta" utilizada à .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
139
frente da cavidade do molde e pela viscosidade associada à temperatura do material. Essa relação é mostrada pela Fig. 1.3.8. Recapitulando, pode ser afirmado, de acordo com a experiência geral, que: 1. O projetista do molde deve trabalhar em estreita cooperação com o tecnólogo de produção no projeto de novos moldes, com o fun de utilizar a experiência de pro dução . 2. Um novo molde deve ser posto em operação com a prática adequada, se necessá rio com a alteração metódica dos parâmetros técnicos (pressão, temperatura, etc.). Existem alguns moldes que dão início à operação continuamente, sem alteração de pressão, temperatura, ou modificações tecnológicas ou estruturais secundárias. 3. É aconselhável registrar as experiências na produção no arquivo do molde, para que a cada acionamento repetido a produção se inicie com o mínimo desperdício e perda de tempo possíveis.
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, 240 kp /c m
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20
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Tempo
Fig. 1.3.7. Variação da pressão interna em função da temperatura do molde, para pressão externa, tempo de atuação de pressão posterior e temperatura de moldagem de injeção constantes. A = a temperatura do molde é 50 °C, B = a temperatura do molde é 40°C, C = a temperatura do molde é 30 °C.
200
30 0
Temperatura,OC
Fig. 1.3.8. Variação da viscosidade de alguns materiais termoplásticos em função da temperatura (em tensão de cisalhamento constante). Como pode ser visto pela figura, uma queda de temperatura de 30 a 50°C aumenta em dez vezes a viscosidade de certos materiais.
140
PLÃSTICOS
1.3.2. Partes dos moldes de injeção 1.3.2.1. Jito
o material fundido flui
no jito do bocal da máquina para o produto (no caso de mol des de uma só cavidade) e para os canais de distribuição (no caso de moldes de cavi dades múltiplas). O jito tem a forma de tronco de cone, para que o chamado resíduo do canal restante seja facilmente removível da bucha do canal (Figs. 1.3.9a e b).
o)
o
o
m
20 - 40 b)
Fig. 1.3.9. Jito simples (a) e jito combinado com garganta de ponta (b).
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
141
Se houver reserva (capacidade e pressão) suficiente na máquina, seu diâmetro mínimo poderá ser determinado a partir da seguinte tabela experimental: Peso total do produto (libras)
Diâmetro mínimo do jito (mm)
0--10 10-20 20-40 40-150 150-300 300--500 500-1000
2,5- 3.5 3,5--4,5 4,0-5,0 4,5-6,0 5,0-7,5 5,0-8,0 5,5-8,5
Os valores tabelados são somente valores-guias; os valores-limites inferiores devem ser usados em caso de materiais de boa fluidez, e os valores-limites superiores, em caso de materiais mais densos. O diâmetro do canal deve ser aumentado se as características de produto do canal registrarem um comprimento incomum (mais de 20 a 30 vezes seu diâmetro) ou se o produto for muito delgado. Já que é duvidoso que o projetista tenha projetado o canal com a dimensão ótima de início (para a primeira aplicação), o que somente será descoberto no teste do molde (em funcionamento), é aconselhável utilizar um jito padronizado domesticamente, pois desta forma será dada uma oportu nidade para a troca da bucha do jito, se houver necessidade (Fig. 1.3.10). f essencial que a abertura do bocal da máquina de moldagem de ignição tenha diâmetro menor que o furo adjacente da bucha do jito. Esta é a única forma de evitar o extravasamento de parte do material externo ao furo, causado pelo leve "jogo" do bocal (v. Fig. 1.3.11).
1; 25
Fig.l.3.10. Bucha dejito.
Fig. l.3.11. Encaixe correto do bocal ela máquina de moldasem de injeção e a bucha do jlto do molde.
142
PLÃSTICOS
1.3.2.2. Canais de distribuição Os canais de distribuição têm de ser construídos depois do jito no molde de múltiplas cavidades para o avanço do material para a cavidade do molde. ~ evidente que as lições tiradas da fórmula de dimensionamento mencionada no Capítulo 2.2 são valiosas para esses canais também, de acordo com : 1. Os canais de distribuição devem ter, se possível, seção circular. O uso de seções transversais semicirculares ou trapezoidais é admissível somente na moldagem de inje ção de materiais delgados (viscosos), desde que a força de compressão da máquina seja muito maior que aquela teoricamente necessária. 2. Os canais de distribuição devem ser o mais curtos possível, conduzindo o mate rial para a cavidade do molde com mudanças de direção mínimas. 3. A soma das áreas das seções transversais iniciais dos canais de distribuição deve ser tão grande quanto a área de seção transversal fmal do jito. 4. O comprimento do canal de distribuição deve, se possível, ser igual ao do pro duto. O material deve atingir todas as gargantas ao mesmo tempo. 5. O preenchimento das cavidades do molde e sua vedação devem ocorrer ao mes mo tempo . 6. Canais longos não devem fluir diretamente para a cavidade do molde, mas para uma lente . Freqüentemente esta é colocada em oposição ao jito. A lente é necessária, especialmente em caso de ciclos de maior duração, para evitar que o material descolo rido superaquecido no bocal da máquina penetre no produto. A lente também pode ser utilizada para a injeção do produto . Essa lente não representa perda de material, pois sabe-se que o resíduo do canal adequadamente granulado pode ser misturado numa pequena quantidade com o material fresco; assim, é reutilizável.
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aI
c1
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91
fi Fig. 1.3.12. Conformações de canais de distribuição. a) e b) = comprimento variável dos canais, c) = há desnecessariamente muitos canais,
d) e g) = conformação correta .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
143
Em vista do acima exposto, as Figs. I.3.12a e b não são corretas. A distribuição mostrada pela Fig. I.3.12c é melhor mas ainda não é perfeita, pois os canais de distri buição são muito longos. A distribuição mostrada pelas Figs. 1.3 .12d a g é correta. A direção a partir da qual o material enche a cavidade do molde é uma questão essencial. O ponto de entrada mais natural e mais favorável fica no centro do produto (Fig. 1.3.13a). Nesse caso, o material deve atingir uma distância igual em qualquer direção na cavidade do molde. Isso deve ser conseguido mesmo em caso de moldes de múlti plas cavidades, e se possível o fluxo lateral deve ser evitado (Fig. 1.3.13b). Para pro dutos anulares ou cilíndricos, a entrada em forma de guarda·chuva é mais eficiente, estreitando·se nas vizinhanças do produto. Assim, é fácil sua remoção do produto (Fig. 1.3.13c). A entrada mostrada pelas Figs. 1.3.13d e e não é favorável, pois o mate rial fluindo a partir de dois pontos não funde adequadamente na junção (nesse ponto estará a seção transversal mais fraca do produto). Pela mesma razão, os arranjos mos trados pelas Figs. 1.3.13f, g e h não são interessantes. O material resfriado na Fig. I.3.13i é coletado pela lente colocada diametralmente oposta ao ponto de entrada; assim, a resistência do produto será mais uniforme. De acordo com a experiência, o melhor resultado é obtido com a entrada mostrada pela Fig. 1.3.13j, quando partes do material um pouco resfriadas prensadas no início da entrada encontram-se com partes delgadas prensadas no final; assim, a fusão será quase perfeita. Com produtos planos é utilizada a eritrada em fita da Fig. 1.3.13k.
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Fig.1.3.13. Variações de entrada do material.
Para a explicação das figuras, veja o texto.
Na detenninação da localização e do formato da entrada, deve ser considerado que o material enche a cavidade do molde, primeiro nas vizinhanças do canal de entrada (de distribuição). Então segue com velocidade aproximadamente uniforme até encon trar algum tipo de obstáculo, como, por exemplo, uma inserç[o que forme um furo, ou seja, compelido a mudar de direção. O enchimento da cavidade do molde do recipiente mostrado pela Fig. 1.3.14 é demonstrado pela Fig. 1.3.15 (v. Bibl., 2). Se esses obstá culos não forem simétricos no produto, então é aconselhável colocar a seção transversal de entrada assimetricamente, n[o ao centro da peça, mas levemente deslocada em dire ça'o ao obstáculo. (As Figs. 1.3.14 e 1.3.1 5 s[o encontradas no Apêndice).
144
PLÃSTICOS
1.3 .2.3. Garganta Se o jito ou o canal de distribuição fluírem diretamente para o produto, seria muito difícil removê-lo sem deixar um traço do produto. Para evitar isso, é aconselhável estreitar a seção transversal de entrada em frente ao produto com a formação da cha mada garganta. A garganta não somente assegura a removibilidade do resíduo, mas, também, o fluxo do material é acelerado devido à seção transversal estreita e como resultado do atrito aquece-se novamente; com isso torna-se mais deliqüescente.
Fig. 1.3.16. Construção de umaguganta de fita. em molde de simples (a) ou dupla (b) cavidade.
São conhecidos três tipos de gargantas:"gargantas de fita, de ponta e de runel.
Garganta de fita: é uma passagem em forma de tronco de pirâmide entre o canal de distribuição e o produto (Fig. 1.3.16). Quando determinar suas dimensões, o pro jetista deverá considerar vários aspectos contraditórios. Como mencionado anterior mente, seria desejável uma seção transversal o mais estreita possível, pois a remoção do produto do resíduo do canal seria mais fácil neste caso, e seria feita sem qualquer traço. Por outro lado, em caso de uma seção transversal muito estreita, a queda de pressão seria excessiva - às custas da pressão interna - e o material poderia ficar superaquecido, descolorido ou queimado. Assim, suas dimensões dependem do material, do volume do produto e da queda de pressão admissível. De acordo com o procedimento prático, as dimensões são estabelecidas no projeto do molde e então são verificadas com cálculos e modificadas quando necessário . No caso de produtos com volume médio (la a 20 cm 3 por peça), com 2 a 3 mm de comprimento em suas partes mais fmas e 0,3 a 0,6 mm de profundidade, uma tira de 1 a 3 mm de largura seria fixada. Naturalmente, as dimensões serão aumentadas para peças maiores .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
145
Em um caso mais simples, quando os cálculos não parecerem ser absolutamente necessários, é conveniente especificar primeiro que a seção transversal mais estreita nas plantas do molde seja alargada - se necessário no acionamento do molde. Se os produtos forem colocados um em seguida ao outro, em uma fila, por alguma razão, a garganta do produto seguinte ao jito deve ter uma seção transversal menor que a do mais distante dele. As diferenças entre as dimensões podem ser determinadas a1través de cálculos .
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:
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oI
bJ
Fig. 1.3.17. Fonnação de garganta de fita. Fig. 1.3.18. Efeito da construção da garganta a) com entrada convergente, b) com entrada divergente . na moldagem. a) em caso de entrada convergente, na retirada do resíduo de canal pode quebrar-se uma pe quena parte da moldagem ; b) em caso de entra da divergente, pode permanecer uma pequena lente na moldagem, cuja remoyão na maioria dos casos é desnecessaria .
Dois tipos de fonnaç6es são utilizados: fmal convergente e divergente (Fig. 1.3.17). O final convergente dificilmente deixa qualquer traço no produto , mas acarreta o risco de que o produto defonne-se quando se quebra o resíduo do canal. O perfil divergente deixa poucos traços no produto, que poderiam não ser removíveis (Fig. 1.3.18). Garganta de ponta: é utilizada de preferência com produtos de paredes fmas - se o número de prensagens for de no mínimo 3 ou 4 por minuto . Dirige-se do jito (Fig. 1.3.19) para o produto ou, numa construça-o de molde com canal aquecido (veja adiante) do corpo do bocal embutido no molde para o produto (Fig. 1.3.20). Seu dimensionamento pode ser efetuado confonne o Capítulo 2.2. Em um caso mais simples - através de métodos experimentais - desenvolveu-se o uso das dimen sões seguintes : Peso dos produtos
Diâmetro da ponta
(libras)
(d, nun)
0-10 10-20 20-40 40-150 150-300 300- 500
0,6-ü,8 0,8- 1,2 1,0-1,8 1,2-2,5 1,5-2,6 1,8- 2,8
Garganta de túnel: freqüentemente é utilizada em moldes de cavidades múltiplas (Fig . 1.3.21). -e diferente da garganta "aberta" anteriormente descrita na medida em que um furo inclinado da seção transversal convergente leva da extremidade do canal de distribuição para a cavidade do molde . O produto é prensado e retirado do molde com pinos ejetores, enquanto as peças têm raspado o resíduo de canal neste ponto.
146
PLÁSTICOS
o jito central e os canais de
distribuição são levantados do molde com outros elemen tos do molde, tomando providências para a remoção do material que permanece no túnel. Assim, o resíduo de canal não tem de ser removido dos produtos assim prepa rados por uma operação separada.
50° Fig. 1.3.20. Garganta de ponta combinada com corpo.
Fig. 1.3.19. Formaçãousual da gupnta de ponta. d= éC,7-2,5
Fig. 1.3.21. Formação usual da garganta de túnel.
1.3.2.4. Sistemas de jito A produtividade da moldagem de injeção pode ser aumentada com uma construção de molde na qual n[o reste material nos canais de distribuição. Assim, a capacidade da máquina é melhor utilizada, e o tempo de fluxo é reduzido. Para esse fun, vários siste mas, construções de jitos foram desenvolvidas. ~ problema do projetista selecionar o sistema mais adequado e mais econômico para o caso em questão.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZ ES DE MOLDAGEM A QUENTE
147
o
sistema mais freqüentemente utilizado é o jito com copo . A idéia é que o bocal, que quase atinge a parede do produto - seja ele o bocal da máquina ou, no caso de moldes de múltiplas cavidades, um bocal embutido no molde - não faça contato com a bucha, mas haja um espaço de uns poucos milímetros entre ambos. No momento da primeira prensagem, o material plástico flui para esse espaço e permanece no bocal. A tampa protege o bocal contra o resfriamento e, se a distância entre o bocal e as pare des da peça de plástico for suficientemente pequena (1 a 2 mm), na prensagem seguin te o material, ao escoar, abrirá caminho e passará para a cavidade do molde. Embora a tampa do bocal fique queimada, seu propósito é realizado. A Fig . 1.3.22 mostra o jito com copo, combinado com uma garganta de ponta. O resfriamento do material prensado no copo será mais lento se o contato da bucha do copo com o molde resfriado ficar restrito a urna superfície pequena. Se o número de prensagens por minuto for menor que três ou quatro , haverá o risco de que o material resfrie no copo tanto que a prensagem seguinte não possa penetrá-lo, e a produção se tomará vagarosa . Nesse caso, é utilizado o chamado jito de "copo quente" (Figs . 1.3.23 e 1.3.24). Aplica-se calor ã camisa do bocal, como mostrado pela Fig. 1.3.23 , ou sob a forma de um cartucho de aquecimento roscado no bocal, como mostrado pela Fig. 1.3 .24.
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Fig. J.3.22. Garganta de ponta combinada com corpo e bucha de jito móvel.
A :; bocal da máquina, B :; mola, C = bucha de jito, D = folga de bocal. As dimensões (em mm)
são denotadas com letras, como segue:
Peso do material Número de prensagens por minuto D
d
3-6
6-15
8-10
6-7
8,8
lO
- 0,8-1,0
r
3,5
q
0,5
15-40
4G-I$O
4-~
2-3 13,7
11 .2
1,2-1,6
1,5-2,5
4
4,5
5,5
0,6
0,7
1,G-I,2
I
I
I
0,8
libras
148
PLÁSTICOS
6
Fig.1.3.23. Entrada através de pote aquecido; o aquecimento é feito sobre a camisa do bocal. 1 = canal de distribuição, 2 = espaçadOI, 3 = aquecedor, 4 = bocal de cobre e benlio,5 = tampa plástica no corpo, 6 = bucha, 7 =parafuso de travação.
8
F
Fig. 1.3.24. Entrada através de corpo aquecido. O aquecimento é feito no bocal. 1 = canal de distribuição, 2 = bocal de benlio e cobre, 3 = cartucho de aqueci mento roscado, 4 = tampa plástica no corpo, 5 = bucha, 6 = parafuso de travação.
o
E
Fig. 1.3.25. Entrada através de corpo aquecido. O
aquecimento é feito através de uma placa separada.
A = bucha de jito, B = projeção da bucha, C =
= placa aquecida,D = anel de vedação, E = aquece
dor, F = orifício para água de refrigeração.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
149
E aconselhável fazer o bocal de bronze-ao-berílio, pois este - após tratamento térmico adequado - é um material tenaz com a resistência adequada, e cuja condu ti vidade ténnica é melhor que a do aço. Assim, pode-se con~guir ~ue o bocal fique mais quente de 4 a 5 °c ou, com uso de isolamento térmico de 10 C, que um bocal que tenha sido feito de aço. A construçã"o mostrada pela Fig. 1.3.25 também é usual. O material do copo é aquecido através dos aquecedores E colocados numa placa separada C. Nos moldes de múltiplas cavidades, não é o bocal, mas a placa que consiste do canal de distribuição, que é aquecida. Estes são moldes com canais aquecidos (Fig. 1.3.26). Para moldes com corpos e canais aquecidos, é necessário assegurar o sensoreamento do temperamento dos materiais e o controle dos aquecedores, para evitar o superaque cimento ou a queima do material. Certos materiais termoplásticos, como, por exemplo, as poliamidas, amolecem sob efeito do calor, e fluem para fora do pequeno orifício do bocal mesmo sem a aplica ção de qualquer pressão. Por essa razão, são utilizados bocais controlados. Com esses,
Sensor térmico Aquecedor -
I
L;;jJ
1±2
Fig. 1.3.26. Entrada com canal quente. O aquecedor fica na placa
que inclui os bocais e os canais de distribuição.
150 PLÁSTICOS a saída abre somente no instante adequado. A Fig. 1.3.27 mostra um corte de um mol de desses, com copo aquecido. O furo do bocal A é fechado pela válvula de agulha B. Se o material fluir para o molde com pressão alta, então a parte posterior cilíndrica mais grossa da válvula de agulha C também receberá pressão. Assim, independente mente da pressão da mola D, abrirá o orifício do bocal A e o material fluirá para o molde. Se a pressão cair, a mola fechará a abertura ou tra vez. O furo F, perfurado na placa de distribuição E, leva a um recesso, através do qual o material - prensado du rante o movimento do cabo C - poderá sair sem encontrar qualquer obstáculo. Experiências têm sido efetuadas por alguns anos com moldes que funcionam com
o
c
F
B
E
Fig. 1.3.27. Bocal com válvula de agulha.
A = bocal, B = válvula de agulha, C = parte posterior mais grossa
da válvula de agulha,D = mola, E = placa aquecida, F = saída.
o chamado sistema de jito de canal quente . Este difere do sistema de jito de canal aquecido já que a solidificação do material restante no canal de distribuição não é evi tada pelo aquecimento, porém são feitos canais com grandes seções transversais, nos quais, entre duas prensagens, o materíal não se solidifica, ou ao menos permanece líquido um núcleo interno (Fig. 1.3.28). De acordo com a experiência, é necessário
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
151
um car.a..l com no mlfllffiO 16 mm de diâmetro para a produção contínua. Em tal canal, a dimensão do intervalo mostrado com uma linha tracejada no diagrama per manece existindo, já que a camada isolante térmica externa a protege do resfria mento. Naturalmente, em caso de ruptura séria, ou quando se reaciona o molde, deve ser desmontado , e o resíduo do canal que permanecer da produção anterior deverá ser removido. O sistema de jito com canal quente - conforme mostrado - é o mais simples de todos os sistemas descritos.
Fig. 1.3.28. Sistema de entrada com canal quente.
Se o canal de distribuição for suficientemente largo, permanecerá
um núcleo líquido ao centro da seção transversal do canal.
1.3.2 .5 . Sistemas eje tores Várias soluções construtivas têm sido desenvolvidas na prática para a remoção do pro duto solidificado do molde de injeção. A mais adequada deve ser selecionada, conside rando-se os formatos externo e interno do produto , sua posição no molde, o jito e o sistema de garganta. No caso mais simples, são utilizados pinos ejetores para a remoção de produtos pia· nos, em forma de disco (Fig. 1.3.29). O lado A do molde , voltado para o bocal, é fixa do à parte estacionária ; o painel da outra extremidade, B, é fi x ado à parte móvel da máquina . Após a solidificação do produto, a parte móvel B do molde afasta-se da parte estacionária até que a barra ejetora C faça contato com o amortecedor da máquina . Nesse caso, a barra ejetora pára, e a placa ejetora D move-se para cima na parte móvel B. Os pinos ejetores E - que levantam os produtos da cavidade - são fixados a esta placa. É problema do ferramenteiro assegurar a remoção do resíduo de jito da bucha. Isso pode ser conseguido com um pino ejetor em guia prismática colocada oposta ao jito. Simultaneamente à remoção dos produtos, esse pino ejetor empurra o resíduo do canal para fora do molde, e os produtos em grupo, juntamente com o resíduo do
152
PLÁSTICOS
canal, caem devido ao seu próprio peso. A extensão da garganta de entrada n!o somen te facilita a remoçã'o, como também assegura que o resíduo do canal permaneça no produto e que o material descolorido e queimado que peunanece no bocal depois do ciclo de trabalho anterior seja nela depositado, ao invés de atingir o produto. . Se o produto tiver founa cilíndrica, e houver risco de que a borda lateral do produ to não seja removida eficientemente pelo pino ejetor simples, será utilizada uma luva ejetora (Fig. 1.3.30). A parte do molde B, flXada à parte móvel da máquina, afasta-se da parte A na abertura do molde, e a barra ejetora C faz contato com o amortecedor estacionário da máquina. Entretanto, a placa ejetora D prensa as buchas E, que puxam
E
Fig. 1.3.29. Remoção de produtos com pinos ejetores.
A
= parte estacionária do molde,B = parte mówl do molde,
C = barra ejetora, D = placa ejetora, E = pinos ejetares,
F = res(duo de canal (pino ejetor pára), G = mola.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
G
o
Fig. 1.3.30. Remoção de produtos com luva ejetora.
A
= parte estacionária, B = parte móvel, C = barra ejetora, D = placa ejetara, E = bucha ejetora, F = núcleo, G = pino para retirada. F
G
Detalhe X
~
Fig.1.3.31. Remoção de produtos com placa extratora.
A = parte estacionária, B = parte móvel, C = barra ejetora, D = placa
extratora, E = núcleo, F = bucha de jita mantida em mola, G = mola.
1~3
154
PLÁSTICOS
A
F
G
c H
K
e
Seção O-E Desenho do produto
Fig. 1.3.32. Remoção do produto em duas etapas_
A = placa de sujeição da parte estacionária, B == placa de sujeição da parte móvel, C == pino de
formação do furo interno, D e E = luvas, F e G == placas ejetoras, H = molas Belleville, K = barra
de sujeição.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
155
os produtos para fora do núcleo F flXado à parte do molde B. Com o flm de wna varia ção para demonstração de possibilidades, o resíduo do canal não é retido no molde pelo pino ejetor (em forma de Z), mas em wn sulco de décimos de milímetro de pro fundidade. Depois da remoção do produto, a placa ejetora é prensada de volta a sua posição original pelo pino de desengate G (a mesma operação foi efetuada pela mola G, conforme mostrado pela flgura anterior). Se o produto tiver paredes muito delgadas, a bucha ejetora também será muito flna. Neste caso, o uso de uma armação extratora é preferível (Fig. 1.3.31). Com esses moldes, o produto é puxado para fora do núcleo E pela placaD. O resí duo do canal - ao contrário da construção anteriormente demonstrada - é puxado para fora com a bucha do canal apoiada à mola neste tipo de molde. O bocal da máqui na prensa a bucha do canal na moldagem de injeção, e então, quando se afasta da parte do molde estacionária, após a complementação da pressão posterior, a mola G levanta a bucha, e o resíduo de canal solidificado sai de seu furo cônico. Um recesso de poucos décimos de milímetros de profundidade é utilizado no núcleo para assegurar a perma nência do produto na parte móvel do molde. Há produtos que podem ser removidos do molde somente em duas etapas. Assim ocorre com a tampa mostrada pela Fig. 1.3.32. O pino C que forma o furo interno da tampa é flXado à parte móvel do molde B. Existem dois sistemas de placas ejetoras, F e G. A luva ejetora D é flXada ao primeiro, e a luva ejetora E é flXada ao segundo. Na primeira fase da ejeção, a barra ejetora K levanta ambas as placas ejetoras F e G através das molas BeUeville H; com isso, o pro (j
G
H
Fig. 1.3.33. Remoção do produto em duas etapas com "coletor de esferas",
A e B = discos de um dos sistemas ejetores, C e D = discos do segundo sistema ejetor,E = barra
ejetora, F == mola, G == pinos ejetores, H == pino com sulco, K = mola, L = disco de carne.
156
PLÁSTICOS
duto é puxado para fora do pino C pelos flanges externo e interno, com as luvasD e
E. Quando a placa ejetora G faz contato com a borda do molde que suporta o anel, a placa ejetora G pára, mas devido à compressão das molas 8elleville a placa F ainda pode mover-se uns poucos milímetros. Isso é suficiente para que a luva D empurre o produto para fora da luva E. Os produtos então caem na bandeja sob a máquina. A construção demonstrada pode ser utilizada somente quando o sistema ejetor per correr uma distância relativamente curta no segundo passo, já que as molas H são com· pressíveis somente de poucos décimos de milímetro.
A
Ji(---.-~'+I
Fig. 1.3.34. Remoção de produto com ar comprimido.
A = parte estacionária, B = parte móvel, C = aríete, D = registro de disco, E = duto de ar F =
= núcleo, G = placa extratora, H = fresa de cabeça arredondada, K = parafuso, L = bucha 'M =
= núcleo para resfriamento de água, N = anel de vedação,l,lI,llI = planos de abertura do ~olde ..
157
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
Se, devido às particularidades do produto, for necessária uma trajetória de ejeção maior, poderá ser utilizada a solução mostrada pela Fig. 1.3.33. ~ o conhecido "cole tor de esferas", freqüentemente utilizado, também, em outras construções. O came L (ou talvez a esfera) é prensado pela mola K no sulco do pino H (fixado às placas ejeto ras A e B). Assim, na primeira fase da ejeção, o sistema ejetor das placas A e B começa a funcionar simultaneamente com o sistema das placas C e D. Entretanto, quando as placas A e B fazem contato com a borda interna do molde, o came L salta do sulco do pino H; assim, o sistema ejetor C e D pode levantar o produto - ou produtos - do molde um pouco mais com o auxIlio dos pinos ejetores G. O uso de ar comprimido na remoção de produtos toma-se cada vez mais freqüente, naturalmente , nos casos em que a forma do produto o permite. A Fig. 1.3.34 mostra o corte de um molde necessário à produção de copos de plástico. A fonte de ar compri mido a 6 ou 7 atmosferas deve ser conectada à parte móvel do molde. Quando a parte móvel do molde estiver totalmente aberta, uma chave-limite abrirá a válvula, através da qual fluirá ar comprimido, inicialmente sob o aríete C. Isso levanta levemente a válvula de gaveta de disco D, flXada à parte superior do aríete. Entretanto, o ar flui através da perfuração E - através da parte superior aberta D para o interior do copo e o levanta um 'pouco mais do núcleo F. Os elementos do molde utilizados para a remo ção do resíduo de canal serão discutidos mais tarde. A
N B
I ~
.-l-J
IVI
K
~f1
~~I
L
-
~ I j . I }43t32·~~ua I z/ '77
tíÍlV) 71
G
Fig. 1.3.35. O produto é movido pelo anel de i'xtração e removido por ar comprimido do molde
(feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
A pino de retenção de cabeça arredondada para resíd uo de canal, B placa extra tora, C = arma
ção do extrator, D gancho, E trajetória forçada, F = parafuso espaçador, G = placa ejetora,
H = pino extrator, K = núcleo, L = conexão de ar, M = duto de ar, N = porca flanjada, [, II e
[lI = planos de abertura do molde.
=
=
=
=
158
PLÁSTICOS
Se não houver disponibilidade de ar na pressão adequada, e houver um risco de que o produto não seja elevado pelo aríete D, a construção de molde mostrada pela Fig. 1.3.35 deverá ser utiljzada. Nela o produto começa a subir através de uma placa de extração. Juntamente com a parte móvel do molde, a placa ejetora G afasta-se da parte estacionária e faz contato com a barra ejetora da máquina corretamente posicio nada. Os pinos H levantam a armação de extração C, que levemente puxa o produto para fora do núcleo K. Ao mesmo tempo, o duto M fica livre, e através dele o ar con duzido através da conexão L flui para o interior do copo . O gancho D, montado na lateral do molde, assegura sua abertura, inicialmente no plano I, raspando o resíduo de canal do produto. Com o contato com a cabeça do espaçador F o molde abre no plano lI, também; a placa B puxa o resíduo de canal para fora do pino de retenção A. O gan cho D é desengatado pela trajetória forçada E, 1 ou 2 rum antes do contato com a porca de flange N. Se isso não for cuidadosamente ajustado, ou o molde não abrirá, ou o gancho quebrará. De acordo com a experiência prática, é desnecessário acionar produtos flexíveIs de paredes finas com o anel de desengate ou os pinos ejetores. ~ suficiente que o amorte cedor da máquina pressione levemente a válvula, assentada então na cavidade cônica na parte central da peça (Fig. 1.3 .36). O ar que flui através da conexãoA, do duto transH
A
Fig. 1.3.36. Remoção de produtos flexíveis, de paredes delgadas, com ar comprimido_
A = conexão de ar, B = canal transversal, C = canal lateral, D = válvula cônica,
E
= mola, F = luva ejetora, G = produto,H = núcleo.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
159
versal B , e dos canais laterais C, empurra o produto G para fora do núcleo H. Depois da remoção do produto, a válvula é novamente fechada pela mola E. Como mostrado pelo diagrama, o projetista de moldes tomou providências para o resfriamento do núcleo, formando a cavidade interna. Desta forma, asseguram-se tem peraturas idênticas para as duas partes do molde, e a duração do ciclo é diminuída . Deve-se providenciar a vedação total dos furos de resfriamento .
1.3.2.6. Retenção do resíduo de canal de pinos ejetores Quando se projeta um molde, deve-se assegurar que o resíduo de canal permaneça na parte de molde desejada até que o ejetor de resíduos comece a funcionar. Em relação a isso, algumas soluções costumeiras já foram apresentadas em figuras anteriores, mas, por conveniência, as construções utilizadas com maior freqüência estão resumidas na Fig. 1.3.37. Nas Figs. 1.3.37a a f, o resíduo de canal é retido por um rebaixo (anular,
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8
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Fig. 1.3.37. Dispositivos de retenção do resíduo de canal. a) = furo divergindo para baixo , b) = sulco em Z, c) = recesso anular, d) e e) = pinos de cabeça arredondada, O = recesso cônico, g) = sujeição à mola,A = mola, B = inserção.
160
PLÁSTICOS
em Z, arredondado, ou de outra fonna) . Na Fig. 1.3.37g, a inserção B é prensada pela mola A, ejetando o material solidificado do canal de distribuição. Muitos preferem utilizar a construção mostrada pela Fig. 1.3.37b, cuja vantagem é que o molde fica preso na mesa da máquina, de forma que o corte seja feito por baixo; o resíduo de canal cai numa caixa de coleta por ação da gravidade. Para moldes mais simples, o pino de retençã'o é embutido no molde sem wna bucha. 1.3.2.7. Dispositivos de separaçã'o do resíduo do canal
o tempo de produçã'o dos produtos pode ser diminuído se o projetista do molde asse gurar que o resíduo de canal, uma vez separado do produto, caia em um tanque de armazenamento sob a máquina. Isso pode ser conseguido projetando-se o molde de tal forma que o resíduo de canal permaneça na parte estacionária do molde quando o produto começar a subir com a parte móvel. Depois do resíduo de canal ser raspado dos produtos, naturalmente, o resíduo deverá ser um pouco "ejetado" do molde . Em
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Fig.1.3.38.
Fig.1.3.39.
Quebrador de resíduo de canal com garganta de ponta e com garganta de túnel.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
161
certos casos excepcionais, um cortador separado é embutido no molde. Um exemplo para o primeiro caso é mostrado pela Fig. 1.3.34. O resíduo de canal permanece na parte estacionária do molde no início da abertura, pois nela é mantido pelo pino de ponta esférica H. Assim, no estágio de abertura, o resíduo de canal quebra-se em pedaços na garganta de ponta . Entretanto, durante a abertura posterior, a cavilha K faz contato com o furo do invólucro do molde B, a bucha L puxa a placa extratora G, que, por sua vez, puxa o resíduo de canal para fora do parafuso de cabeça arredondada H. As Figs. 1.3.38 e 1.3 .39 mostram soluções bastan te engenhosas. A separação do resíduo de canal é resolvida pelo projetista rebaixando-se a extremidade do canal de distribuição. Esse rebaixo é suficiente para raspar o resíduo de canal do produto. O processo também pode ser uWizado com garganta de túnel. A raspagem automática do resíduo do canal pode ser conseguida de acordo com a Fig. 1.3.40, e por outros métodos. Conforme mostrado , as molas C e N são colocadas sob o colar da buchd de jito M e sob o disco móvel B oposto à bucha de jito. Quando o bocal da máquina é pressionado contra o molde, pressiona ambas as partes do molde, e o material passa sem ser obstruído para a cavidade do molde. Após a complementa ção da pós-prensagem (pressão posterior), mas antes da abertura do molde, o bocal da máquina se retrai; a bucha de jito e o disco sobem, raspando os resíduos de canal dos produtos. Na abertura total do molde, os produtos e os resíduos de canal caem separa damen'te fora do molde. 1.3 .2.8. Resfriamento dos moldes de injeção
g fato comprovado que o valor característico para o resfriamento de um corpo mais quente que sua vizinhança é dado pela razão entre sua superfície e seu peso:AIG = S. Se essa razão for alta, o corpo resfriará rapidamente; se a razão for baixa, resfriará devagar. Assim, os moldes, especialmente aqueles de produtos altos (por exemplo, os moldes de injeção de copos de plástiCO), aquecem-se durante a produção de tal forma que o produto exige maior tempo para solidificar-se, independentemente de sua pare de delgada. Portanto, o resfriamento do molde é absolutamente necessário para tais produtos, mas é desejável também em produtos mais baixos. A água geralmente é utilizada no resfriamento, recirculada com uma aparelhagem de recirculação. Os canos ou dutos de resfriamento ficam embutidos no molde. Para o resfriamento de machos de moldes, são freqüentemente utilizados canos de resfriamento. Seu esboço é mostrado pela Fig. 1.3 .41. O cano B é rosqueado no furo interno do macho A. A água de resfriamento flui através da conexão de cano-padrão C e sai através da junção D. A posição dos furos de resfriamento no molde é essencial. A Fig. 1.3.42 mostra o esboço dos resfriamentos correto e incorreto de um macho de molde . Embora a placa deJletora na Fig. 1.3.42a force a água refrigerante contra as paredes do furo, devido à redução da velocidade da água o resfriamento não é adequadamente eficiente. A solu ção correta é mostrada pela Fig. 1.3.42b, onde a inserção com sulco de formato de ros ca colocada no macho assegura a velocidade do fluxo e o espraiamento da água de resfriamento. No posicionamento dos furos de resfriamento, é necessário considerar que o resfria mento resulta no aquecimento da água; assim, o estágio de aquecimento e o efeito de
162
PLÁSTICOS
Fig.1 .3.40. Mecanismo de corte do resíduo de canal. A parte estacionária , B disco móvel, C mola l D = inserção, E = parafuso limitador de cw:so, F = corpo do molde , G pino que forma a superflcie interna do produto, H = disco, J parafuso de sujeição para evitar que as partes do molde se separem, K e L ::: placas de sujeição da parte
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=
móvel, M
= bucha de jito, N = mola.
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PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
163
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Água
c Fig. 1.3.41. Arranjo para tubos de resfriamento.
A = macho do molde, B == tubo de resfriamento, C = junção
de entrada de água, D = junção de saída de água.
oI
bl
Fig. 1.3.42. Resfriamentos incorreto e correto do macho do molde.
164
PLÁSTICOS
resfriamento diminuem consideravelmente. Com moldes maiores, mais sistemas de resfriamento devem ser utilizados, de tal forma que a entrada de um sistema esteja colocada próxima à saída do outro. Os arranjos correto e incorreto podem ser vistos na Fig. 1.3.43. A água de resfriamento é ligada à parte estacionária do molde em seu ponto mais quente, e nas vizinhanças do jito. Em muitos casos, o jito é resfriado com um sistema de resfriamento separado. Não é aconselhável colocar os furos de resfriamento muito próximos da superfície que se quer resfriar, pois, mesmo se o resfriamento for eficien te, a temperatura da superfície resfriada será desigual. É aconselhável colocar os furos separados a uma distância de 3 a 6 d da cavidade do molde.
a) Incorreta
b) Melhor
t t
c) Correta
Fig. 1.3.43. Conformações correta e incorreta
dos furos de resfriamento.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
165
1.3.2.9. Ventilação dos moldes de injeção
o construtor de moldes inexperiente
freqüentemente é surpreendido pelo fato de que as providências para a livre passagem do ar preso na cavidade do molde foram despre zadas. O ar preso pode ser a causa de produtos deficientes, bollias "inexplicáveis". Esses defeitos surgem especialmente nos moldes que não têm ejetores. Se houver eje /
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Fig.1.3.44. Formação de dutos de ventilação.
= corpo inferior do molde, B = luva ejetora, C = pino ejetor, D = corpo superior do molde,
= incrustração temperada, F = cano de resfriamento de latão ou ferro, G = pino de desen~ate,
H = sistema ejetor superior, J = sistema ejetor inferior, K = placa de sujeição da parte movei,
L = barra ejetora.
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166
PLÁSTICOS
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Duto de ventilação incorretamente arranjado
Fig. 1.3.45. Arranjo incorreto dos dutos de ventilação.
Duto de ventilação corretamente arranjado
Fig. 1.3.46. Arranjo correto dos dutos de ventilação.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
167
tores no molde, então a folga do "ajuste livre" necessário será suficiente, na maioria dos casos, para que o ar - ou a maior parte dele - escape do molde. Em certos casos, sulcos de I a 3 mm de largura e 20 a 40 m de profundidade são feitos na parte do mol de 00 plano de divisão para assegurar a ventilação da cavidade do molde. Um exemplo de ventilação bem projetada é dado pela Fig. 1.3.44. O construtor tem de considerar onde instalar os dutos de ventilação no molde. Seria fútil colocar os sulcos de ventilação no plano de divisão do molde, produzindo a "bo ca" mostrada pela Fig. 1.3 .45 . Eles já ficariam bloqueados pelo material afluente no início do fluxo ; assim, esses sulcos não cumpririam sua missão. No exemplo , um furo de aproximadamente 0 ,05 a 0,1 mm de diâmetro foi broquea do na ponta do produto, na extremidade de furos que gradualmente se estreitam, com uma máquina de erosão por centelhas ou fagulhas (Fig. 1.3.46). Especialmente com um grande produto - se menor em determinado ponto - po dem ser admitidas partes de superfície de encaixe maiores, se sua estética o permitir, e a ventilação do molde pode ser assegurada pela instalação de inserções de bronze de concreção compactadas com um processo metalúrgico de granulação. Esse material é suficientemente poroso para que o ar escape da cavidade do molde sem bloquear os poros entre aS 'partículas de plástico. A inserção pode ter de 3 a 5 mm de espessura. Uns poucos furos são feitos no corpo de aço do molde por detrás da inserção, através dos quais o ar passa para fora . Tais inserções podem ser utilizadas também em moldes de compressão e moldes de transferência.
1.3.3. Efeito dos vários materiais termoplásticos no projeto dos moldes de injeção A extensão da queda de pressão em um canal de distribuição ou garganta de tamanho ótimo, em caso de utilização de vários plásticos, pode ser determinada através de cál culos reológicos, discutidos no Capítulo 2.2. Entretanto, os diagramas de tensão de cisalhamento em função da viscosidade necessários para os cálculos nem sempre estão disponíveis para o projetista; assim, algumas vezes os cálculos são difíceis de executar. Em casos mais simples, podem ser obtidas certas informações a respeito do comporta mento dos materiais no chamado "diagrama de comprimento de serpentina". Foi construído um molde de injeção, cuja cavidade é um canal de serpentina de 4,7 mm de diâmetro, e cujo raio aumenta de 12,5 mm por volta. O material nela é injetado o mais distante possível. Os materiais de viscosidades e temperaturas diferentes naturalmente resultam em serpentinas de diferentes compri mentos, que são característica do material na temperatura e pressão dadas (Fig. 1.3.47). Entretanto, é necessário enfatizar que o comprimento da serpentina fornece so mente informações gerais a respeito da viscosidade, já que foi montado para uma deter minada pressão (1 400 kp/cm na Fig. 1.3.47). Assim, não fornece qualquer informa ção sobre as condições que têm lugar com a variação de pressão. A despeito disso, pode-se afirmar o seguinte a partir dos diagramas: 1. Os materiais cuja curva apenas levemente dentro de amplos intervalos de tem peratura são moldáveis por injeção, e não são demasiadamente sensíveis à flutuação de temperatura. 2. Os materiais cujas curvas são quase horizontais, mas curtas, são menos adequados
168
PLÀSTICOS
à moldagem de injeção, e são mais sensíveis à flutuação de temperaturas. E aconselhá vel aplicar maior pressão de moldagem de injeção, um sistema de resfriamento cuidado samente projetado e termostatos sensíveis. 3. Os materiais cujas curvas são curtas e quase verticais, devem ter um termostato extremamente sensível cuidadosamente projetado e um sistema de resfriamento ajus tável, pois são extremamente sensíveis mesmo à mínima variação de temperatura. Pode ser verificado no diagrama que as diferenças entre as propriedades dos mate riais são tão grandes que o molde que dá forma a um determinado material continua mente e quase sem desperdício, é completamente inútil para um outro material. Os materiais utilizados mais freqüentemente são os seguintes: 1. O poliestireno tem uma temperatura de moldagem de injeção de 150 a 270°C, e a pressão externa exigida é de 800 a 1 200 kp/cm 2 . A temperatura ótima do molde vai de 50 a 70°C. A contração é de aproximadamente 0,5%. A deliqüescência do material é excelente: não é sensível demais ao tamanho do jito ou dos canais de distribuição, nem às dimensões ou ao formato da garganta. Entretanto, o poliestireno é bastante rígido; assim, devem ser projetados ejetores adequados para paredes delgadas e nervu· ras altas. Os produtos devem deslizar para baixo ao invés de caírem da máquina ; caso contrário, poderão ocorrer rachaduras. 2. O poliestireno 51, copolímero acrilo-nitrila tem uma temperatura de moldagem de injeção de 160 a 280°C, e uma temperatura ótima de molde entre 60 e 80°C. Contração de 0,2 a 0 ,6%. E levemente mais viscoso, e mais sensível à temperatura de moldagem de injeção que o poliestireno. Devem ser utilizados canais e gargantas mais largos.
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Fig. 1.3.47. Diagrama de comprimento de serpentina. 1 =' PE MFI 20,2 =' PE MFI 7,3 =' PE MFI 2,4 =' PE MFI 0,3,5 =' PVC macio, 6 =' PVC duro, 7 = PMMA, 8 =' PMMA resistente ao calor, I) =' PA tipo 6,10"" PA tipo 11, 11 =' PA tipo 610, 12 = PA tipo 66, 13 "" PA 66 reforçado com fibra de vidro, 14 =' PP, 15 = PS, 16 = POMo
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
169
3. Acrilonitrilo-butadieno-estireno (polímero ABS) copolimerizado. Tem uma tem peratura de moldagem de injeção entre 180 e 250°C, e a pressão externa exigida é de aproximadamente 1 800 kp/cm 2 • A temperatura de molde ótima é de 60 a 80°C. A contração é de aproximadamente 0,4 a 0,6%. Flui com mais dificuldade que o poliestireno; assim, são preferidos canais de distribuição, assim como jitos e gargantas, de grande seção transversal. Os canais devem ter seção circular, ou, se isso for difícil, seção trapezoidal. A demanda relativamente alta de pressão interna e externa deve ser considerada durante o projeto do molde. A conicidade das paredes laterais deve ser de no mínimo 1%. A vizinhança da entrada de material freqüentemente não é adequada; assim, a garganta deve ficar na superfície interna, invisível, do produto. É aconselhável afastar o material afluente da direção de entrada, isto é, o jato de material deve ser diri gido para a parede do produto mais próxima, ou para uma inserção ou macho; assim, evita-se a extratificação do material. 4. As variedades de polietileno produzidas em alta e baixa pressão são conhecidas. A temperatura de moldagem de injeção do polietileno produzido à baixa pressão está entre 180 a 280°C, e a temperatura de molde ótima entre 50 e 60°C. A pressã'o exter na exigida é de 600 a 1 500 kp/cm 2 . A contração fica entre 1,5 a 3,0%. É facilmente moldável por injeção. A estrutura do material do produto depende da velocidade do resfriamento; assim, é aconselhável resfriar o produto numa velocidade rápida, mas unifonne . Os jitos devem ser curtos e com grande seção transversal. A partir de alguns de seus tipos, como o Hostalen GD ou GC, produtos de paredes especialmente fmas podem ser feitos numa temperatura de material entre 200 e 300 °c, e numa pressão específica relativamente alta (cerca de 1 500 kp/cm 2 ). 5 . Polietileno produzido em alta pressão (Lupolen H, Oppanol B) tem uma tempe ratura de moldagem de injeção de 140 a 220°C, e uma temperatura ótima de molde de 40 a 60°C. A pressão específica exigida é de 600 a I 200 kp/cm 2 . Contraçã'o entre 1,5 e 3,0%. Requer um molde cuidadosa e unifonnemente resfriado; portanto, na maioria dos casos, o molde é projetado de fonna a ter a entrada de água refrigerante próxima da garganta. Com grandes produtos é praticável aplicar vários sistemas de água de refrigeração/ara assegurar resfriamento uniforme. Os canais devem ter seção transversal circular. aconselhável deixar um espaço vago em oposição à garganta de entrada para o material frio, ao invés de lançá-lo sobre o produto. De acordo com a experiência, peças longas e delgadas ficam empenadas se a cavidade do molde for preenclúda a partir da parte central do lado longo; assim, é melhor colocar a garganta no lado mais estreito. Grandes produtos devem ser injetados através de mais gargantas de ponta . 6. O polipropileno tem uma temperatura de moldagem de injeção de 200 a 250°C e uma temperatura de molde ótima de 50 a 60°C. A pressão externa exigida é 1 200 a 1 800 kp/cm 2 • Contraçã"o entre 1 e 2%. Com este material, também, é aconselhá vel colocar a conexão de água de refrigeraçã'o próxima da garganta. Em caso de espes sura de parede não-uniforme, freqüentemente ocorrerão bolhas. Assim, a acumulação de material deve ser evitada nas junções com as paredes laterais. O comprimento do jito e dos canais de distribuição deve ser de no máximo 150 vezes a espessura da parede do produto, e a seção transversal da garganta deve ter no mínimo I x 0,75 rum. Um duto de ventilação de 0,025 a 0,050 rum de profundidade e 1 a 2 rum de largura é usinado no molde, possivelmente em vários lugares. 7. O metacriÚlto de polimetilo tem uma temperatura de moldagem de injeção de )
170 PLÁSTICOS 160 a 250°C, e uma temperatura ótima de molde entre 60 e 80°C. A exigência de pressão externa vai de 1 500 a 2 500 kp/cm 2 • A contração fica entre 0,2 a 0,6%. O ma terial fundido é muito grosso; assim, devem ser utilizadas seções transversais e canais e gargantas maiores e com paredes mais grossas. Os ejetores também devem ser dimensio nados para terem maior resistência. Para evitar a corrugação da superfície, o material afluente é dirigido para as paredes laterais da cavidade, ou para a parte que forma o furo - se houver uma - e, assim, o material n[o ficará estratificado como resultado do impacto. ~ altamente higroscópico; assim, freqüentemente é secado entre 6 a 8 horas a 9Q Oll 100°C, antes de ser utilizado. Logo acima do ponto de fus[o o material começa a de';integrar-se. As peças devem ser resfriadas lentamente; se não for assim, as tensões internas surgidas poderão causar rachaduras. 8. Os poliamidas têm uma temperatura de moldagem de injeção entre 200 e 270 De e uma temperatura de molde ótima de 60 a 100 vc. A pressão externa exigida é de 800 a 1 450 kp/cm 2 . A contração fica entre 0,8 e 3,0%, dependendo do processamento, condições de resfriamento, formato da peça, etc. A fusão repentina e a deliqüescência são características de todas as suas várias qualidades. Portanto, têm de ser utilizados bocais controlados manual ou automaticamente, pois, do contrário, o material trans bordará. A solidificação repentina é perigosa, especialmente quando a seção transver· sal crescer sem transição , onde o fluxo de material tem sua velocidade diminuída brus camente . Tais pontos devem ser evitados. No início da moldagem de injeção é utilizado um molde pré-aquecido. Antes da utilização, o material é seco a vácuo a cerca de 80°C. O produto seco e lentamente resfriado produzido com um molde quente fica livre de tensões e é dimensionalmente estável. 9. O PVC duro tem uma temperatura de moldagem de injeção entre 140 e 170°C, e uma temperatura de molde ótima de 40 a 60 Cc. A pressão externa exigida é de 1 000 a 2 000 kp/cm 2 A contração vai de 0,4 a 0 ,6%. O fluxo de material não é facili tado pelo aumento de temperatura, pois facilmente desintegra; excelentes produtos podem ser feitos por uma máquina de moldagem de injeção de rosca, devido à alta pressão necessária. O jito e os canais de distribuição s[o projetados de forma a serem muito curtos e com grande seção transversal; caso contrário, como resultado do atrito, o material começará a se desintegrar. Por essa razão, a entrada em canal quente não poderá ser utilizada. Na desintegração do material, desenvolve-se vapor de ácido clorí drico; assim, todas as partes do molde devem ser cromadas. Mesmo assim, há risco de o material do molde ser atacado pelos vapores mais cedo ou mais tarde. Uma lente deve ser formada na extremidade dos canais de distribuição, para que o material que tenha restado do ciclo anterior e tenha ficado descolorido pelo efeito do calor passe para ela ao invés de para o produto. 10. O PVC macio é um material um pouco mais agradável que o duro. Uma garganta de seção transversal maior deve ser projetada para as peças de paredes finas; de outra forma, como resultado do atrito, os materiais começarão a se desintegrar. O compri mento do canal deve ser de, no máximo, 80 a 100 vezes a espessura da parede. Nem o uso de garganta de ponta e nem o da moldagem de injeção com jito e corpo são reco mendados, pois as condições de temperatura são difíceis de controlar. Controle de temperatura preciso e duração de ciclo pequena são as condições para a produção de peças sem defeitos. É aconselhável a utilização de uma máquina de moldagem de inje ção de rosca. Os produtos feitos de material macio são flexiveis; assim, o produto pode ser feito com rebaixos menores .
Flg. 1.3.48. Molde de injeção de produtos internamente rosados com entrada lateral
(feito pela VSZM - Fabrica de plásticos e isoladores elétricos).
A = luva formadora de rosca , 8, C, D e E = engrenagens, F = cabo de rosca grossa , G porca, H = luva, K = porca,
L = placa ejetora,M = pino ejetor.
=
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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lI. Derivados de celulose (acetato de celulose e butirato de acetato de celulose) têm uma temperatura de molda§em de injeção entre 160 e 220°C, e uma temperatura de molde ótima de 40 a 70 C. A pressão externa exigida é de 800 a 1 200 kp/cm 2 • A contração fica entre 0,4 e 0,7%. Fluem bem e facilmente; assim, podem ser projeta dos canais mais longos, menores seções transversais, gargantas de ponta. São materiais higroscópicos, que devem ser secados antes do processamento. 12. O policarbonato tem uma temperatura de moldagem de injeção entre 240 a 300°C, e uma temperatura ótima de molde de 80 a 100 oCo A exigência de pressão externa vai de I 200 a 1 500 kp/cm 2 • Con,tração, de 0,7 a 0,8%. Não desintegra rapi damente, mesmo em temperaturas altas (300 °C); assim, não é um material sensível. Independentemente disso, é bastante denso. Mesmo na condição de fundido, flui com dificuldade; con.s eqüentemente, devem ser projetados canais grossos e gargantas de grandes seções transversais . necessário temperar o molde, pois, caso contrário, logo se tornará gasto. O molde deve ser aquecido no acionamento, e os canais de distribui ção devem ter extremidades lenticulares. 13 . Resina de acetoI ("Delrin "). A seção transversal da garganta deve ser maior que a projetada para a moldagem de injeção dos poliam idos.
e
1.3.4. Moldes de produtos com rosca
As roscas externas ou internas do produto, assim como as roscas de peças prensadas, podem ser formadas com luvas ou pinos roscados. A ejeção rápida e segura dos produ tos causa certas dificuldades, já que os moldes de injeção geralmente são do tipo de cavidades múltiplas. As luvas ou pinos roscados são movidos, na maioria dos casos, por engrenagens menores, ajustadas concentricamente a uma engrenagem movida central mente . Os moldes são projetados de forma que a luva ou o pino tenham o mesmo passo também no lado oposto do produto; assim, saem do produto durante a rotação. Depois disso não há nada que evite a remoção dos produtos e do resíduo de canal possivelmente já separados uns do outro - com um dos sistemas ejetores descritos. A aplicação dos princípios anteriores é mostrada pela Fig. 1.3.48. A luva A, que forma as roscas internas, é movida pelas engrenagens B, C, De E. Na extremidade do eixo da engrenagem E há um cabo F de rosca de passo grosso e forte, que gira na porca G do mecanismo ejetor. A porca desliza dentro dos sulcos da luva H . Quando a máquina abre o molde, a porca G move-se nwna direção axial; assim gira o eixo F, que, através de transmissão, finalmente gira a luva A. A extremidade inferior da luva A gira na porca K, que tem o mesmo passo do produto. Quando a luva é desrosqueada, no final da abertura dos pinos ejetores M fixadas à placa ejetora L, esta levanta as tampas conectadas pelo resíduo de canal, retirando-as do molde. Com rela ção à operação correta, o passo entre o cabo F e a porca G é essencial. Com relação à transmissão de potência, quanto mais forte o passo, mais desejável. O número de roscas necessário é determinado pela transmissão por engrenagens e pelo número de roscas do produto. Freqüentemente é difícil harmonizar esses dois parâmetros. Neste caso, devi do ao tamanho da máquina e do molde, seria desejável uma rosca de passo variável. Por essa razão, o procedimento seguinte (v. Bibl., 3), relativo à produçNo de parafusos de passo variável, será interessante.
C
E
F
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// N G
Fig.1.3.49. Molde de injeção de produtos roscados com entrada central ao produto.
A = placa de sujeição da parte estacionaria, B = bucha de jito, C = canal aquecido, D = bocal , E e
F = corpos de molde, G = pino formador de rosca do produto, H = luva flanjada,J e K = engrena
gens, L = parafuso de rosca de passo grosso e múltiplas entradas de passo forte,M = barra transver
sal do ejetor, N = porca,P = pino, R = anel de rolamento de esferas, S = placa de sujeição de parte
. móvel, T = pino, U = placa extra tora .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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Quatro sulcos igualmente espaçados são usinados numa barra de aço de tamanho adequado e seção transversal circular; a seguir, ela é aquecida a 850 ou 900°C. É presa em um torno e torneada de acordo com o passo desejado. Com um pouco de prática o passo variável poderá ser feito desta forma, de acordo com a extensão do tornea mento: um passo forte em uma das extremidades da barra para a potência necessária para acionar os pinos roscados, e um passo largo na outra para aumentar o número de rotações. Tais pinos de seção circular, deslizando em sulcos, são utilizados para as ros cas para cada porca, que são fIxadas em um anel com um furo que se encaixa ao diâmetro externo da barra. Embora o molde mostrado pela Fig. 1.3.48 funcionasse bem na prática, não pode ser considerado como uma solução perfeita. O "defeito" está em os produtos caírem fora da máquina, pois estando suspensos no resíduo do jito poderiam ser facilmente ajudadas a subir com a aplicação da garganta de túnel, pois os produtos quebram o cabo no estágio de eje.ção. Entretanto, a entrada lateral é um defeito mais sério do mol de, pois desenvolvem-se pontos fracos no ponto oposto à entrada, e na prática pode ocorrer que a tampa quebre nesse ponto. Uma solução prática é mostrada pela Fig. 1.3.49. Conforme mostrado pelo corte transversal, a entrada (garganta de ponta) fIca ao centro de cada produto; assim, espera-se obter produtos de resistência uniforme, o que é necessário devido às paredes delgadas. A rosca é formada pelo pino G, movido pela engrenagem J e pela engrenagem de conexão K. Uma rosca múltipla (grossa) da porca de parafuso L de passo forte é usinada no furo dessa engrenagem. Quando o molde abre, o parafuso L. preso com contrapinos para que não gire, força as engrenagensK e J a girar. Na parte inferior do parafuso formador de rosca G, na porca N, há uma rosca de passo idêntico ao do produto; assim, o parafuso não somente gira, mas sai da rosca do produto. Ao fim da abertura do molde, a barra transversal M faz contato com o pino P, que levanta a placa extratora U; com isso, ejeta-se o produto do molde. Os canais de distribuição são usinados na placa de retenção da parte estacionária do molde; portanto. devem ser feitos furos para o cartucho de aquecimento e o ter mostato. Se a parte roscada do produto for muito longa, então será necessária uma longa bar ra roscada para girar o sistema de engrenagens, no desrosqueamento. Seria difícil mon tar o molde na máquina. Entretanto, o arranjo mostrado pela Fig. 1.3.50 pode ser utilizado. Neste arranjo de molde, o parafuso de passo grosso e forte D é fixado à parte estacionária do molde em uma das extremidades (não ao centro). A parte da luva E superior com rosca fêmea é conectada a esse parafuso. A engrenagem G é fixada à mes ma luva, ligada à engrenagem central H, fixada à luva J. A engrenagem K fica na parte superior da luva J conectada à engrenagem L, que fica assentada na base do parafuso M, que forma as roscas do produto. Na abertura do molde, o parafuso D, fixo contra rotação, força a luva a girar em mancais corrediços F e T, e a engrenagem fixada a ela desrosqueia os parafusos M das roscas dos produtos através das engrenagens H, K e L. A parte inferior do parafuso também é provida de rosca, cujo passo concorda com o passo dos produtos; assim, quando o parafuso é girado, move-se numa direção axial. (Sem esse movimento, o giro do parafuso G cisalliaria as roscas do produto.) Depois do desrosqueamento do para fuso, a barra ejetora P do molde levanta as placas ejetoras N, e os pinos ejetores C fixa dos entre eles retiram os produtos de suas cavidades. A placa ejetora é retornada à sua
174
PLÁSTICOS A
B C
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L
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5
G
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Fig. 1.3.50. Molde de injeção de produtos roscados;
a rosca que gira as engrenagens é fixada à lateral do molde.
A eB corpos do molde, C = pinos ejetores, D parafuso de rosca grossa de múltipla entrada de
passo forte, E = luva com a parte superior roscada, F = manca! deslizante, G e H = engrenagens,
J = luva, K e L = engrenagens, M = parafuso formador de rosca no produto, N = placa ejetora,
P = barra ejetora, R = parafuso de sujeição, R = parafuso de sujeição, S = porca, de passo idêntico
ao da rosca do produto, T = manca! deslizante.
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Fig.1.3.51 . Molde de injeção de produtos roscados;
o parafuso que gira as engrenagens fica no centro do corpo do molde.
A = corpo de molde superior, B = corpo, C = bocal, D = corpo de molde inferior, E = parafuso
formador da rosca do produto, F = luva tlanjada, G = molas, H e J = engrenagens, K = parafuso de
rosca grossa de múltiplas entradas de passo forte, L = luva roscada com altura ajustável, M = luva
fixada à parte estacionária, N = chaveta, P = mancal de esferas, R = luva externa, S = mancal de
pressão bidirecional, T = placa ejetara, U = parafuso de fixação, V = disco do molde, W = cilindro
flanjado, Z = placa inferior do molde.
176
PLÃSTICOS
posição original pelas molas aplicadas à barra ejetora, não mostradas no desenho. O molde deve ser aberto, ou deverá ser preso na máquina de tal forma que a extremi dade do parafuso D permaneça na rosca E em um comprimento adequado ao diâmetro do parafuso. Se permitido pelo formato dos produtos, um parafuso múltiplo grosso de passo for te poderá ser colocado no centro do molde, e também em seu interior (Fig. 1.3.51). Com tais moldes, o parafuso K deve ser fixado à parte móvel do molde. A porca M é fIxada por mancais de esferas na parte estacionária do molde, com a rosca fêmea usinada apenas em sua parte inferior, e gira na rosca do parafuso. A porca M inclui tam ém a chaveta N, que desliza no trilho prismático da luva R. Quando o molde começa a abrir, o parafuso de rosca grossa K, fixado com a chave ta, força a porca Ma girar, levando consigo a luva R. A engrenagem central J é fixada a essa luva, que é conectada às engrenagens H posicionadas no eixo de cada cavidade de molde. Na aber tura, essas também começam a girar e desrosqueiam a rosca dos pinos E do produto. Com essa construção, também, o pino E encaixa-se à porca L, que pode ter ajustada sua altura, mas também fixada. No instante em que as duas peças do molde estiverem suficientemente afastadas entre si, a fresa roscada E já estará desrosqueada do produto. O flange externo da luva M faz contato com o cilindro com flanges W, levantando-o, e assim ejetando os produtos do molde com a ajuda da luva com flanges F. No fecha mento do molde, o pino E volta à sua posição original, e as molas G pressionam a placa ejetora I para a sua posição original. Assim , o molde está pronto para receber o lote seguinte de material. Como mostrado, o molde tem operação totalmente automática. Ao invés da barra roscada, o motor embutido, juntamente com a já mencionada transmissão, também pode ser utilizado para desrosquear os parafusos formadores de roscas. Se houver espaço disponível suficiente na máquina de moldagem de injeção, então a embreagem, flexível ao eixo do motor, deve ser embutida juntamente com a transmis são . Isso é devido aos impactos totalmente desagradáveis que surgem nas posições ex tremas durante o rosqueamento e o desrosqueamento da luva, que assim são amorte cidos. Se uma máquina hidráulica (a óleo) for disponível, também poderá muito bem ser utilizada. Se a aplicabilidade do produto permitir que a rosca seja descontínua (embora fosse suficiente haver rosca nos dois lados opostos em cerca de um quarto de circunferência), bons resultados poderão ser conseguidos com um molde muito mais simples e barato, conforme mostrado pela Fig. 1.3.52. Nesta parte do molde a rosca é formada por duas peças de molde: A, deslizando na parte B do molde. Se a barra ejetora da placa ejetora D fizer contato com o amortecedor da máquina, então as partes A do molde, rosqueadas na extremidade superior e deslizando no sulco em "T" da base, não somen te levantarão os produtos, mas, como se aproximarão, liberarão as roscas. Pode ser conduzido ar comprimido através do duto E na parte intermediária onde, durante o movimento para cima, o ar sai através do duto F, colocando os produtos para fora do macho. As desvantagens do molde são a entrada lateral e o fato de que os produtos têm de ser separados subseqüentemente - numa operação separada - do resíduo de canal. Recentemente, o macho dobrável ou de fechamento automático, mostrado pela
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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Fig. 1.3.52. Esboço de molde de injeção, em caso de a rosca do produto ser descontínua (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos), A = segmentos móveis do molde, B = peça interna fixa sem rosca, C = corpo do molde, D = placa ejetora,E = duto de ar, F = canal de desvio.
178
PLÁSTICOS
A
Fig. 1.3.53. ~cho dobrável (de fechamento
automático) para a produção de produtos roscados.
A rosca pode ser feita na parte do macho com diâmetro
A e expandir-se ao comprimento L. A fresa colocada
no centro de forças expande os segmentos de mola
quando pressionada. Se puxada para fora do furo, o
diâmetro externo seria reduzido a B. C = (A-B)f2 .
Fig. 1.3.53, surgiu no mercado . A parte superior do macho consiste de 6 partes mais finas e 6 mais grossas de uma seção transversal triangular. As partes, antes do endu· recimento, slro dobradas na direçlro do centro do macho (permanentemente deforma das), as peças mais finas em um grau maior, e as peças mais grossas em um grau menOr. Depois da dobradura permanente, a base do macho é endurecida e temperada à dureza de mola. Se uma fresa de diâmetro adequado em relação ao furo for introduzida no macho preparado, as peças se expandirão (retomando à sua posição original), forman do assim um círculo de maior diâmetro, novamente. O usuário poderá cortar uma rosca opcional na parte superior do macho. Quando se utilizam tais machos, não é preciso desrosquear os produtos, basta puxar a fresa adequada do macho. As peças flexíveis são polidas de tal forma que a localização dos segmentos dificilmente fica visível nos produtos.
1.3.5. Moldes de injeção de produtos rebaixados Para a moldagem de injeção de produtos rebaixados - assim como para a moldagem de compressão - podem ser utilizados vários tipos de construções de moldes .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
179
1.3.5.1. Moldes com macho lateral A Fig. 1.3 .54 mostra um corte de um molde de injeção para a produção do bloco termínal já discutido. Os furos superiores do produto A são formados pelos pinos B e os furos laterais pelos machos C. Estes últimos assentam-se na inserção lateral D, de cujas duas extrenúdades (indicadas pelo círculo tracejado no diagrama) projetam-se dois pinos E; estes movem-se na trajetória forçada F (mostrada igualmente em linha tracejada). Na abertura do molde, o produto é mantido no lugar pelos machos C. Na fase intermediária da abertura do molde, a trajetória forçada F puxa os machos do produto. Então, na fase final da abertura, o amortecedor da máquina pressiona a placa ejetora G; assim, os pinos ejetores H retiram o produto da cavidade do molde. Junta mente com os produtos, o cabo ejetor intermediário K prensa o resíduo de canal para fora da cavidade, onde estava retido até então, devido ao rebaixo. Deve ser observado que as inserções laterais D são travadas pelo píno L, para evitar o deslocamento pelo fluxo de material. Freqüentemente são utilizados machos laterais acionados por um cilindro hidráu lico em moldes de cavidades múltiplas, para a formação de rebaixos. A Fig. 1.3.55 A
E
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-
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Fig. 1.3.54. Molde de injeção com Inserção lateral (para a produção de blocos terminais)
(feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
A = produto, B = pinos, C = machos laterais, D = inserção lateral, E = pino-guia, F = trajetória
forçada, G = placa ejetora, H e K = pinos ejetores, L = trava.
180
PLÁSTICOS A
8
c
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-
F
I-
J
Fig. 1.3.55. Movimentação (acionamento) dos machos laterais com cilindro hidráulico (para a produção de cabos - feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos). . A == machos de formaçã o de furo interno, B == cabo , C == placa de retenção para os machos A , D == cilindro hidráulico, E == placa ejetora, F = du tos de. água de refrigeração.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
181
mostra o desenho de um molde de quatro cavidades adequado à moldagem de injeção de car os plásticos. O furo interno dos cabos externamente nervurados é 'armado pelos machos A, e é acionado pelo cilindro hidráulico fixado ao cabo B. Naturalmente, os machos são fixados a uma placa comum C, e suas pontas são mantidas em posição de recuo. O cilindro hidráulictJ é controlado pelo sistema automático pertinente à máqui na de moldagem de injeção. O molde ainda permanece fechado enquanto o cilindro hidráulico puxa os machos para fora do produto. O molde abre-se no plano I. O ma
~Desenho
J
I
t
do produto F
B
c
Fig.1.3.56. Parte do molde que forma o rebaixo é levantada pelos ejetores C e puxada para fora
dos produtos pelas molasD.
A e B = inserções laterais, C = pinos ejetores, D = mola, E = parafuso de tração, F = pino ejetor.
182
PLÁSTICOS
terial que permanecer nos canais será levantado pelos cinco pinos ejetores, cujas pon tas têm a forma mostrada pela Fig. 1.3.37a. Os produtos são retirados do molde junta mente com o resíduo de canal. O molde é resfriado pela água que circula nos dutos F. Se o rebaixo não for muito aprofundado no produto, a construção mostrada pela Fig. 1.3.56 poderá ser convenientemente usada . As inserções laterais A e B, que for mam os rebaixos, são levantadas pelos pinos ejetores de ponta arredondada C após a solidificação do produto, e as molas D, com as roscas E, retiram-nas do rebaixo do produto. O produto permanece no centro, pois os ejetores F permitem somente um leve movimento lateral. Naturalmente, a construção também pode ser utilizada com moldes de múltiplas cavidades. 1.3.5.2. Moldes com pino-guia e barra-guia A trajetória forçada freqüentemente é utilizada no interior do molde, ao invés de exteriormente a ele. Neste caso, são usadas duas construções: 1) pinos-guias inclina dos de seção circular, ou 2) barras-guias de seção quadrangular.
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Fig.1.3.57. Pino-guia (a) com barra-guia (b)
para o acionamento das partes de molde para rebaixos.
bJ
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
183
A produção n9 1 é mais fácil - pode ser feita através de tomeamento e retifi caç1fo - e a n9 2 é mais complicada. A escolha entre os dois é decidida pela fase da abertura do molde na qual o movimento do elemento de molde que forma o rebaixo toma-se necessário. Se for desejável que a parte do molde com rebaixo seja retirada do produto com uma pequena demora, então deverão ser utilizados pinos-guias, e se for desejada a retirada liIwna fase posterior, devenro ser utilizadas barras-guias. A barra guia é mais adequada para wn curso maior que o pino-guia (Fig. 1.3 .57a e b). Em ambos os casos, é necessário assegurar que a parte móvel do molde posicio ne-se no local exato antes do ciclo de moldagem de injeção seguinte. Isso não deve ser deixado aos cuidados do pino-guia ou da barra-guia, mas deverão ser embutidas no molde inserções separadas - possivelmente temperadas. A inclinação do pino-guia deve ser de 20 a 25° em relação à direção do movimento do molde. A cavidade cônica da parte móvel do molde deve ter paredes inclinadas de mais 2 ou 30, pois de outra fo,rma poderão ocorrer choques durante a abertura. A incli nação das barras-guias deve ser wn pouco maior, mas não é aconselhável projetar um 0 ângulo maior que 30 , pois a força de abertura será consideravelmente reduzida. Nesse 0 caso, é suficiente que a cavidade cônica faça um ângulo de 15 a 20 com o eixo do molde. para assegurar a posição da peça móvel. A peça móvel do molde é formada con forme mostrado pela figura, cuidando-se para que a reta que liga os pontos de ambos os lados da trajetória de mudança da barra-guia (mostrada em linha ponto-traço na figura) fique paralela à reta que liga à projeção bidirecional do furo da peça móvel (mostrado em linha ponto-traço no diagrama). Se o pino-guia, ou a barra-guia, estiver na parte estacionária do molde, então a parte que formará o rebaixo irá mover-se em um trilho usinado na parte móvel do molde. A formação do pino-guia ou da barra-guia pode ser estudada através da Fig. 1.3.57, e a instalação correta poderá ser vista em outros exemplos. A Fig. 1.3.58 mostra o corte de um molde com pinos-guias. Existem intervalos laterais de 2,5 mm de largura e 10 mm de comprimento nos dois lados opostos do pro duto, formado pelo macho deslizante A. O molde primeiro abre no plano I como efei to da mola B. No início do movimento, o pino-guia C puxa o macho deslizante que forma o rebaixo para fora do produto, cuja posição de retirada é assegurada pela esfera suportada pela mola E, enquanto sua posição de retração é assegurada pelo amortece dor G. Na fase posterior da abertura, a barra fixada à placa ejetora H (que não é mos trada) faz contato com o amortecedor da máquina, cujo resultado é a elevação da placa extratora K pelos pinos ejetores J, retirando o produto do macho L. Ao mesmo tem po, a placa ejetora M, colocada ao centro do produto, comprime o resíduo de canal da cavidade de rebaixo. O molde é resfriado pela água que circula em dois dutos simetri camente colocados N. Embora o molde seja mostrado na figura como um molde de wna só cavidade, nã'o há nada que impeça de construí-lo como wn molde de múltiplas cavidades através da utilização de canais de distribuição em arranjo idêntico. A Fig. 1.3.59 mostra a construção de wn molde com barras-guias. Existem inter valos laterais em todos os lados do produto, formado neste caso pelo macho deslizan te A. O molde abre somente no plano I. Na fase inicial da abertura, os pinos B que for mam os furos são puxados primeiro (em cerca de metade de sua extensão) quando o macho lateral, controlado pela barra-guia C, também sai do produto. A extração é faci litada pela mola D; sua protensão pode ser ajustada através da porca F. O curso do macho deslizante é assegurado pelo pino G, e sua posição de retração pelo parador H,
184
PLÁSTICOS
A
Fig. 1.3.58. Partes do molde que formam os intervalos laterais do produto, acionadas por pínos-guias
(feito pela VSZM - Fábrica de moldes e isoladores elétricos).
A = macho lateral, B = mola, C = píno-guía, E = mola, H = placa ejetora,J = pino ejetor,
K = placa extra tora, L = macho, M = pino ejetor do resíduo de canal, N = duto de resfriamento.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
185
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Fig. 1.3.59. As partes do molde que formam os furos laterais do produto são acionadas pelas
barras-guias.
= macho deslizante lateral, B = pinos que formam os furos do produto, C = barra-guia,D = mo
Ia, E = parafuso de fixação, F = porca que controla o pré-tensionamento da mola, G = pino limita
A
dor de curso, H = entrada de parada, J = placa ejetora, K = pino ejetor, L = macho,M = duto de
água de refrigeração.
186
PLÁSTICOS
que pode ser ajustado precisamente com um parafuso. Na fase posterior da abertura do molde, os pinos ejetares K fIxados à placa ejetora J puxam o produto para fora do macho L. O molde é resfriado pela água que flui no duto M e na cavidade em torno dela.
1.3.5.3. Moldes divididos Os moldes divididos são utilizados freqüentemente para a produção de peças rebaixa das. A Fig . 1.3.60 mostra um exemplo. O produto (o cabo de uma máquina para polir assoalhos) é usinado em duas metades do molde, A e B, guiadas pelas nervuras inclina das C. A cavidade interna da peça é formada pelo macho E, acionado pela trajetória
c
c
A
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I -
A
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Fig. 1.3.60. Molde de injeção dividido para produto rebaixado (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos). e B = calços em forma de tron~o de pirâmide, C == nervuras-guias, D == trajetória forçada, E = macho movei, F e H == cabos eJetores, G = placa ejetora, K = corrediça, L = parte estacionária, M = placa inferior.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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+-eFig. 1.3.61. Molde dividido formado a partir de várias partes.
A = inserções cônicas, quatro para cada cavidade,B = inserção com colar,
e = disco, D = mola, E = pino temperado, F = pinos ejetores, quatro para cada
produto, G = pino móvel,H = placas ejetoras.
187
Pino
sólido
F ~---l---t--ITlI
G
c
Desenho do produto
FIg. 1.3.62. Molde para a produção de polia com sulco em V.
A . B e C = as inserções que formam os rebaixos são levantadas pelos ejetores D
e abertas pelo macho E. A peça é puxada para fora pelo pino G e pela luva F.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
189
forçada D. Depois da moldagem de injeção, a parte móvel do molde afasta-se da placa L. A trajetória puxa o macho D - que forma o furo do produto - para fora do pro duto, e libera o pino de travação deslizante K. No decorrer da abertura posterior, a barra paradora da máquina pressiona a placa ejetora G, resultando disso que as meias -inserções A e B são levantadas com o cabo ejetor H. Ao mesmo tempo, a placa ejetora choca-se contra a placa-base M. Nesse momento, o cabo ejetor F também eleva o meca nismo deslizante K, de forma que o macho possa subir com as meias-peças A e B. Quando a placa ejetora faz contato com a placa-base, as metades A e B já estão total mente abertas; assim, o produto pode ser facilmente retirado do macho. O molde divi dido pode ser feito - se necessário - a partir de várias peças. Um bom exemplo é mostrado pela Fig. 1.3.61. Os quatro lados do produto têm um recesso de 2,5 mm de profundidade e 9 mm de diâmetro . Este é formado pelas inserções cônicas, quatro para cada produto. As inserções, se o molde estiver aberto, serão mantidas separadas - devi do ao colar de inserção B - pelo disco C elevado pela mola D. Assim, nessa posição, os pinos ejetores F, fixados entre as placas ejetoras H, poderão levantar os produtos para fora do molde. Enquanto o molde está fechando, a parte estacionária do molde pres siona para baixo as inserções A, que se fecham. As placas ejetoras também são puxadas para trás pela 'mola da barra ejetora do molde (n[o ilustrada no diagrama); assim, o ciclo seguinte pode começar. A queda das inserções A é evitada pelos pinos temperados E colocados no sulco adequado. Uma solução simples e engenhosa é mostrada pela Fig . 1.3.62. Os rebaixos do pro duto (uma polia em V) são formados pelas inserções A, B e C. Depois da solidificação do produto, as inserções são levantadas pelos pinos ejetores D, que são forçados a abrir pelo macho E fixado no centro. O produto é puxado pela luva F, para fora do pino G, que forma o furo intermediário . 1.3.5.4. Molde de produtos intemamente rebaixados O projeto do molde de injeção para rebaixos intemos de produtos causa problemas sérios para o projetista na maioria dos casos, devido às pequenas dimensões não permi tirem o uso das construções de molde descritas até agora. Entretanto, se o produto for feito de PVC macio ou polietileno, poderá ser removido do molde com rebaixo sem qualquer solução especial, devido a sua deformação flexível na remoção. A Fig. 1.3.63 mostra o molde para a produção de uma tampa de garrafa de vinho. O interior dessa tampa deve seguir o colar de diâmetro maior encontrado no gargalo da garrafa, o que significa um rebaixo com relação ao produto. Foi projetado um molde de canal quente de seis cavidades, a partir do qual as tampas eram removidas pelos pinos ejetores A assentadas na cavidade cônica, e com luvas C que se movem juntamente com os pinos. Na fase subseqüente da remoção, o pino-guia D separava as travas E, portanto parando as luvas. O produto era removido somente pelo pino A . Entretanto, no teste do molde descobriu-se que a parede delgada do produto agarrava-se de tal modo à luva que a parte superior da tampa quebrava durante a ejeção. O molde teve de ser modificado conforme mostrado pela Fig. 1.3.63b. O produto é removido do molde em duas eta pas: a placa ejetora B levanta a luva de formato alterado C e o pino ejetor A ao mesmo tempo, removendo, assim, o produto do invólucro G. Na fase subseqüente da remoçlfo, o pino-guia D separa as travas E; conseqüentemente, a placa ejetora F e a luva fixada a ela param. Daí em diante somente o pino ejetor A levanta os produtos, cuja super
190
PLÁSTICOS
G
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B
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Fig.1.3.63. Os produtos feitos de material macio (por exemplo, polietlleno) podem ser puxados pua fora do macho se o rebaixo não for muito fundo (feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos). Molde de injeção para tampa de garrafa de vinho. a) construção incorreta, b) construção correta,A = pino ejetar, B = placa ejetara, C = luva ejetara, D = pino-guia, E = trava, F = placa ejetora, G = caixa do molde .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
191
fície - como resultado da modificação da luva - não mais atrita-se contra o molde . Com esta modificação foi eliminado o defeito mencionado: o produto fica com a parte inferior livre - devido à sua flexibilidade, é removido do molde sem qualquer defor mação permanente . Para a confecção de rebaixos grandes, uma inserção feita de Woodmetal*, facil mente fusível, é colocada no molde, permanecendo no produto após a moldagem de injeção. Os produtos são colocados em água quente, onde o Woodmetal funde e sai do produto.
1.3.6. Inserções de metal e de plástico Freqüentemente ocorrem peças de metal em produtos moldados por injeção, especial mente roscas, porcas e componentes elétricos. Já que a eficiência econômica da molda gem de injeção requ, .. um tempo de duração do ciclo de somente alguns segundos, é compreensível que os metais normalmente sejam fixados ao produto numa fase subse qüente. Entretanto, se as peças de metal tiverem de ser instaladas no molde, as mesmas observações relativas à prensagem de peças de metal serão válidas para sua formação na prática. A instalação de peças de metal no molde freqüentemente é problemática. Na maio ria dos casos, são colocados pinos ejetores sob as peças de metal , que empurram estas últimas para fora da cavidade do molde durante sua abertura. Assim, o fluxo de mate riallateralmente às peças metálicas não evitará a remoção do produto do molde. Após a remoção do produto, os pinos ejetores ficam em posição avançada, e para colocar nova peça de metal no molde para o ciclo seguin te, primeiro o sistema ejetor deverá ser retraído. Então , parando-se a máquina, o metal é introduzido. Essa opera ção, que toma muito tempo, pode ser abreviada com o aparelho mostrado pelas Figs. 1.3 .64 e 1.3 .65. De acordo com a construção encontrada na Fig. 1.3 .64, um furo na peça A, de diâmetro adequado, é fixado à parte estacionária da máquina. As asas (C e D) estão localizadas no rasgo da barra ejetora B que se projeta a partir do molde , e mantidas separadas pela mola E (v. a Fig. 1.3 .64a). No primeiro estágio da ejeção, as asas fazem contato com as paredes da luva A; com isso , a placa ejetora G, ligada à barra B , inicia seu movimento e, com os pinos ejetores, empurra - juntamente com o produto - as peças de metal instaladas. Numa fase posterior da operação, as asas C e D são compri midas pelo bocal cônico da bucha (Fig. 1.3.64b e c), e assim as molas F são capazes de fazer retomar a placa ejetora G. Os pinos ejetores retornam à sua posição original. Novas peças de metal podem ser colocadas no molde, e o ciclo seguinte pode começar. O uso do aparellio descrito será vantajoso se a operação do sistema ejetor for total mente automática, isto é, se a peça for ejetada do molde pelos pinos ejetores sem qual quer intervenção humana. Algumas vezes será necessária a participação do operador para retornar a placa ejetara, como , por exemplo, quando o produto for removido manualmente do molde. Em tais casos, a construção mostrada pela Fig. 1.3 .65 deverá ser utilizada . Durante a abertura do molde , sua barra ejetora A faz contato com a luva B do ,. Composto de 50% de bismuto, 12,5% de cádmio, 25% de chumbo e 12,5 % de estanho, com um ponto de fusão de 80 °C.
192
PLÃSTICOS G
A
Placa inferior do molde
Fig. 1.3.64. Dispositivo pua retornu os pinos ejetores.
A = luva fixa
à parte estacionária do molde, B = barra com a extremidade dividida, C e D = asas,
E e F = molas, G = placa ejetora .
PROJETOS DE MOLDES E MATRlZES DE MOLDAGEM A l../ uZNTE
193
mecanismo; assim, o produto é ejetado. Se o operador colocar uma nUVli peça de metal no molde e pressionar o botão de calcar C, então a barra A não será engatada pela luva, e a mola E empurrará a placa ejetora de volta à sua posição original. Colocando-se a peça de metal no molde - não importando qual o tipo de dispo sitivo de retomo automático seja utilizado - o tempo de duração do ciclo aumenta consideravelmente. Na maioria dos casos será muito mais barato colócar as peças de metal no produto durante a montagem. Algumas dessas peças de metal subseqüente .. <
B
Fig.1.3.65. Mecanismo de retorno da barra ejetora acionado por botão de calcar.
A
= barra ejetora, B = luva, C == botão de calcar, D == caixa, E = mola de leiamo da barla ejetora.
194
PLÁSTICOS
mente montáveis foram mostradas na descrição dos moldes de compressão. Ainda deve ser mencionado que as peças de metal podem ser colocadas nos materiais termoflxos em um estágio subseqüente, com aparelhagem ultra-sônica. O elétrodo dessa apare lhagem aplica golpes núnúsculos à peça de metal com freqüência ultra-sônica (20 a 40 kHz), resultando que as partes de plástico sob e ao lado da peça de metal serão aquecidas localizaçlamente, fundirão e fluirão da peça de metal; assim, ela pode ser prensada no produto. As máquinas de moldagem de injeção verticais são bastante convenientes para a produção de produtos com partes metálicas (por exemplo, Arburg, Allrounder) com uma mesa horizontal giratória montada sobre ela. Na maioria dos casos, a mesa girató ria tem duas (às vezes quatro) partes inferiores do molde idênticas, e somente uma parte superior. O molde fica aberto na posição, e as peças de metal podem ser facil 0 mente colocadas. Então, a mesa circular gira de 180 , posição em que o molde fecha e a moldagem de injeção tem lugar (neste ínterim, o operador coloca as peças de metal na outra cavidade). Depois da solidificação da peça o molde abre-se, a mesa execu ta um meio-giro e o ejetor levanta o produto da primeira cavidade do molde. Então, todo o procedimento recomeça. É fácil incorporar peças de plástico comprimidas ou moldadas por injeção pré-fa bricadas nos produtos moldados por injeção. A Fig. 1.3.66 (Apêndice, pág. 487) mos tra uma xícara de chá de plástico cujo interior - por razões higiênicas - é branco, e seu exterior - por razões estéticas - vennelho-vivo ou de alguma outra cor. -Esse pro duto foi feito fazendo-se inicialmente o interior branco em um molde separado, colo cando-se-o depois em um segundo molde. A camada externa e colorida da xícara foi moldada por injeção no segundo molde. Para assegurar a aderência entre as duas cama das, é praticável usinar a superfície externa da inserção branca de modo que fique áspera, possivelmente com a utilização de wna pistola de jato de areia (a figura será encontrada no Apêndice). É aconselhável fabricar tais produtos numa máquina com uma mesa giratória equi pada com dois ou três bocais, utilizando uma cor diferente em cada um.
1.3.7. Moldes especiais 1.3.7.1. Moldes de dois ou múltiplos níveis Para produtos simples, baixos, porém grandes, freqüentemente é aconselhável projetar moldes de múltiplos níveis, pois dessa forma a pequena superfície da mesa das máqui· nas poderá ser bem utilizada. A Fig. 1.3 .67 mostra o corte de um molde de dois níveis adequado para a produção de bandejas que ficarão embaixo de um vaso de flores. Existem três cavidades em cada nível do molde. O material flui do bocal alongado A para o canal de distribuição em fonna de Y, e então, através das gargantas, para as cavidades do molde. O jito continua do outro lado da placa do molde B, onde as cavidades de molde são invertidas em relação àquelas do nível anterior. A abertura do molde é controlada pelo gancho mono tado lateralmente. O molde inicialmente abre·se no plano 1, quando o produto penna· nece na placa do molde B. Quando o pino de articulação C do gancho desliza por sobre o domo da trajetória forçada D, o gancho G é desengatado do bico E. Ao mesmo tem po, a parte superior do parafuso L faz contato com o furo da placa B; assim, a placa B
G
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D
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Fig. 1.3.67. Molde de injeção de dois níveis
(feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
A = bocal da máquina, B = .Rlaca do molde, C = articulação, D = trajetória forçada, E = bico,
F = pino de retenção do reslduo de canal, G = gancho, H = pino-guia, J = mola. K = abertura
para agua de refrigeração, L = parafuso de tração , M = porca, N e T = placas extratoras, P e S =
= machos, R = placa ejetora , U = bucha de desvio.
196
PLÁSTICOS
pára, e os produtos, juntamente com o resíduo dos canais de distribuição, passam por entre as partes móveis do molde. Durante a abertura posterior do molde, a placa ejetora R faz contato com a barra ejetora da máquina, e o molde abre-se também no plano lI. A placa estratora T puxa os produtos para fora do macho S do segundo nível, onde permaneciam durante o rebai xamento do pino de retenção F. O pino ejetor F é puxado para trás pela mola J para a sua posição original no fechamento do molde. O molde é resfriado pela água que cir cula nos dutos K. É praticável fazer 3 ou 4 aberturas nas paredes internas do furo das armações de extração em contato com o punção; dessa forma, pode ser assegurada a venti lação do molde, e o vácuo que surge durante a remoção do produto poderá ser eliminado. .
1.3.8. Moldes de injeção para plásticos tennofixos (p. Baranovics) A tecnologia da moldagem de injeção tipo rosca foi estendida ao processamento dos plásticos termofixos durante os últimos anos. Com esse processo, o tempo de duração do ciclo de fabricação - quase independente da espessura das paredes - é reduzÍvel a 0,5 a 1,5 minutos. O aumento de produtividade é muito significativo em relação à moldagem de transferência; portanto, espera-se o alastramento rápido do processo. À parte o curto tempo de duração do ciclo, a moldagem de injeção dos plásticos termofixos tem as seguintes vantagens: 1) como resultado da injeção em um molde fechado, a formação de rebarbas é mínima; 2) pode ser totalmente automatizada; 3) os parâmetros tecnológicos são controlados com precisão e facilmente reproduzidos. A expansão de dimensões e o desperdício concomitantes são consideravelmente redu zidos. A desvantagem é a anisotropia que surge como resultado dos materiais da armação, aparecendo em primeiro lugar na influência sobre a contração e as propriedades mecâ nicas. A moldagem de injeção dos materiais termoflxos difere da dos materiais termoplás ticos. Os materiais a serem processados são fundidos na zona aquecida do cilindro roscado a 80 a 120°C, e moldados por injeção a 150 a 180°C no molde. O processo essencialmente é uma variação da moldagem de transferência, onde o aríete de rosca plastifica completamente. O material que flui através do sistema de jitos em alta velo cidade é aquecido ainda mais pelo atrito interno, e, na complementação do enchi mento do molde, praticamente toda sua massa atinge a temperatura do molde. A construção da rosca e a do cilindro também são diferentes. De maneira geral, é utilizada uma rosca sem compressão e de passo permanente (constante). A seção côni ca é em muito encurtada. Dois processos antagônicos ocorrem nos materiais termoflxos, como resultado do efeito de aquecimento: o processo físico de amolecimento, e o processo químico da condensação da resina. O primeiro causa uma redução, e o último, um aumento de viscosidade. Superpondo-se os dois processos, ocorre a chamada característica de endu recimento de fluxo (Fig. 1.3.68 - Bibliografia, 4). Numa temperatura constante, adequada à condensação, a cura do material aumenta com o tempo; assim, o material plastificado pode permanecer no cilindro de rosca somente por um tempo limitado. Os materiais termo fixos devem satisfazer a duas exigências fundamentais no inte
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
197
resse do processamento seguro e econômico: 1) a deliqüescência não deve diminuir na temperatura do cilindro de rosca para 5 a 10 minutos; 2) na temperatura do molde, a complementação da condensação deve ser rápida. As firmas fabricantes de materiais de moldagem geralmente recomendam pós de prensagem especiais para a moldagem de injeção, cujas características de fluxo e endu recimento são diferentes dos materiais para moldes de compressão e transferência, e assim são adequados para as exigências acima. A viscosidade dos materiais termofixos é muito maior que a dos materiais termo plásticos; assim, são necessárias maiores pressões de injeção para o enchimento do molde e para a adequada consolidação. Portanto, com freqüência, não a capacidade de injeção, mas a força de fechamento do molde é que determina o tamanho da máquina ou o número de cavidades necessário. A força de fechamento do molde deve ser, no mínimo, igual à força calculada a partir da pressão de injeção máxima aplicada. Quando se determina o número de cavidades, deve-se considerar que o material que preenche o sistema de jitos - diferentemente dos materiais termoplásticos - não pode ser novamente utilizado. Com peças pequenas, o desperdício de material poderia ser extremamente desfavorável. Geralmente, ainda é aceitável um desperdício entre 10e 15% Contração: De acordo com as experiéncias de senvolvidas até aqui, a contração dos perfis mol dados por injeça'o é maior que a dos comprimidos ~ b (Tabela 1.3.1). Além disso, como resultado do en i3 .~ chimento de acordo com a orientação do material do canal, poder[o ocorrer desvios de até 50% entre :> as várias direções. Fig. 1.3.68. Variação da viscosidade no processamento dos materiais termoflXos (BibUografia,4). a = redução da viscosidade como resultado do aumento de temperatura, b = aumento de viscosidade resultante da condensação, c = variação de viscosidade resultante.
Tempo
Tabela 1.3.1. Contração na moldagem de transferência Material de moldagem Tipo 31 Tipo 31,5 Tipo 31,9 Tipo 30,5 Tipo 11 Tipo 12 Tipo 13 Tipo 51 Tipo 83 Tipo 85 Tipo 131 Tipo 150 Tipo 152 Tipo 156 Tipo 157
(serragem e fenol) (serragem e fenol) (serragem e fenol) (serragem e fenol) (pó de pedra e fenol) (fibra de asbesto e fenol) (mica e fenol) (fibra de algodão e fenol-alulose) (serragem e fibra têxtil e fenol) (serragem e fibra de algodão com celulose-fenol) (fibra de algodão de celulose-carbamida) (serragem e resina de formaldeído-melamina) (fibra de algodão e celulose-melamina) (fibra de asbesto e melamina) (serragem e fibra de asbesto e melamina)
Contração, %
0,7-0,8 0,7-0,8 0,7-0,8 0,7-0,8 0,35 0,40 0,1-0,2 0,5-0,6 0,5-0,6 0,5-0,6 0,7-0,9 0,8-1,0 0,6-0,8 0,3 - 0,5 0,1-0,6
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PLÁSTICOS
A contração é grandemente afetada pelas condições de operação; assim, a extensão da contração pode ser influenciada em um certo grau por detenninado molde. Com produtos complicados, que devem ser produzidos com alta precisão, é acon selhável fazer-se primeiro uma das cavidades para o estudo da estabilidade dimensional. Depois disso, o molde múltiplo poderá ser feito sem qualquer risco. Sistemas de jitos: Os jitos devem ser selecionados com um comprimento mínimo para reduzir a perda de material e de pressão. Cantos vivos e várias mudanças direcio nais devem ser definitivamente evitados, pois o atrito interno causa a sedimentação precoce do material. Determinar a melhor posição para as gargantas é tarefa das mais difíceis. Os seguin tes princípios básicos devem ser seguidos confonne recomendado pela literatura técnica: 1. Para o cálculo da área da seção transversal da garganta é decisiva a seguinte regra: área da seção transversal (mm 2 ) = volume da peça (cm 3 ) - 50%. Em caso de materiais de injeção especiais, também poderá ser utilizada uma seção transversal muito menor. A seção transversal da garganta será adequada se a condição de plasti-. cidade ótima for atingida entre 2 e 10 segundos, sem o uso de pressão excessiva . 2. Para tornar a orientação mais favorável, já que gargantas de películas largas são preferidas sempre que possível, objetos retangulares (quadrangulares) devem ser injetados à largura plena a partir de um dos lados, enquanto que objetos longos sempre são injetados similarmente a partir de suas extremidades. As gargantas de película podem ser substituídas em certos casos por gargantas de ponta para facilitar o acaba mento subseqüente. As gargantas de ponta devem ser fonnadascomo gargantas de túnel. (Naturalmente, devido à maior dureza dos materiaistermoflXos, é utilizado um rebaixo consideravelmente menor que no caso dos materiais tennoplásticos.) A entrada por jito direto deve ser evitada. . 3 . O uso de duas ou mais gargantas para uma só peça deve ser evitado, pois poderão ocorrer rebarbas prejudiciais. Se for inevitável, a linha de rebarba deverá, ser possível, ficar na parte mais resistente da peça. O material do sistema de jitos - especialmente as gargantas - é exposto ao exces sivo efeito de desgaste. Assim, deve ser feito na fonna de inserções substituíveis. É boa prática fazer duplicatas das inserções, cromadas, e que sejam substituídas após o des gaste da camada de cromo. As inserções gastas podem ser novamente cromadas. À par te a imediata vizinhança da garganta, menor pressão deve ser considerada na cavidade do molde que na prensagem, pois nesse ponto o material está macio e fundido. A Fig. 1.3.69 mostra o corte de um molde de um produto feito de plástico tenno fixo, onde o rebaixo é feito com um molde controlado através de trajetória forçada ajustado a um macho deslizante lateral. Intervalos entre as inserções móveis asseguram o escape dos gases. As Figs. 1.3.70 (Apêndice, pág. 488),1.3.71,1.3 .72 e 1.3.73 (Apênd,ice, pág. 488) mostram os sistemas de jito e garganta comprovadamente bons na prática e os produ tos acabados. Para reduzir a perda de material, estão sendo feitas pesquisas intensivas para desen volver o chamado canal frio (na verdade "canal morno"). Uma das soluções possíveis é mostrada pela Fig. 1.3.74. Entre a placa J e 2, que contêm a cavidade do molde, deve ser mantida uma diferença de temperatura de 60 a 70°C. Sua operação segura depende acima de tudo da "brusca" queda de temperatura (e assim do isolamento e
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PLÁSTICOS
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Fig. 1.3.71. Dimensões do jito e dos canais de distribuiçio do produto mostrado peta Fig. 1.3.70.
Fig. 1.3.72. Sistema de jitos em forma de estrela de molde de injeção de seis cavidades. O arranjo assegura trajetórias curtas para o fluxo do material, com pou cas mudanças de direção (projetado e fabricado pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
da têmpera precisa). Para a remoç:Io do resíduo de canal possivelmente endurecido durante a produção, o molde deve poder ser aberto no plano I, também. No caso do exemplo apresentado, isso pode ser conseguido desrosqueando-se os parafusos 4, e
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Fig. 1.3.74. Molde de inje~o de canal frio para materiais tennoflXos. 1 = porta-inser!?io, 2 = placa morna, 3 = furo para o líquIdo momo, 4 = parafuso de fixação,5 = pino-guia, 6 = corpo posterior do molde, 7 POSIçãO do parafuso de ajuste, 8 furo de aquecimento, 9 placa isoladora; as partes mostradas em negro indicam a parte do material (produto + resíduo de canal) que endl1rece com a tecnologia empregada adequadamente (projetado e feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
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fixando-se os parafusos 7 nos pinos 5, abrindo-se o molde. O custo do molde de canal frio - especialmente se for necessário considerar o ter mostato para o óleo - é muito maior que o do molde tradicional. O custo adicional deve ser comparado com a economia do material. Ventilação: Deve-se dar especial atenção aos moldes de injeção de material termo fixo para assegurar o escapamento do ar e dos gases de condensação. Se a posição do plano de divisão e da garganta for tal que não puderem ser desenvolvidos bolsões de ar na cavidade do molde, será suficiente usinar um duto de ventilação de 0,02 a 0,03 mrn de profundidade no plano de divisão no ponto mais distante da garganta ou, se forem necessários na forma de "canais de extravasamento", a profundidade deverá ser de 0,0 5 a 0,10 mm . Em outros casos, o arranjo adequado dos pinos ejetores assegura a ventilação. Por exemplo, no produto mostrado pelas Figs. 1.3.75 e 1.3.76 (Apêndice, pág. 488) ou seu
. desenho em escala na Fig. l.3.77, originalmente, não havia pinos ejetores nos lugares
marcados A. Entretanto, sua instalação foi necessária porque tais bolsões de ar sur
giram nos pontos marcados nas peças, e não poderiam ser eliminados mesmo mudan
do-se a tecnologia de operação. Instalando-se os pinos, os bolsões de gás foram elimi
dos. Já que o esforço sobre as cavidades do molde é muito menor que na moldagem de compressão, pode ser aplicado favoravelmente o molde feito de painéis. Neste caso não é necessária ventilação separada, pois os gases podem escapar através das juntas entre painéis. Com o molde mostrado pela Fig. 1.3.70 podem ser produzidas peças excelen tes, mesmo quando se executa o preenchimento em alta velocidade (1 segundo). Os gases escapam através dos intervalos de juntas dos machos móveis laterais. Os intervalos
Fig. 1.3. 75. Molde de perfil plástico no qual ejetores suplementares
têm de ser adicionados, baseados na experimenta9ão do molde_ Para uma
explicação detalhada, veja o texto (projetado e feito pela VSZM - Fábrica
de plásticos e isoladores elétricos)_
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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entre inserções imóveis - se forem maiores que 0,01 nun - normalmente ficam blo queados. Aquecimento dos moldes: quando se projeta o aquecimento dos moldes de injeção para plásticos tennofixos, é necessário cuidado especial com a uniformidade e a ajusta bilidade precisa da distribuição de temperaturas. Mesmo uma diferença de somente 4 a 6 Cc na temperatura pode causar uma expansão significativa nas dimensões. Com a moldagem de injeção de plásticos tennofixos - similannente a outras tecno logias - os melhores Iesultados podem ser obtidos através da operação automática . 0~
30
~ Fig. 1.3. 77. Esboço do produto mostrado peJa Fig. 1.3.76.
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PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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1.4. Matrizes de Extrusão (László Sors) Fitas, canos ou outros perfis no comprimento desejado são produzidos por extrusão. O diagrama esquemático das máquinas desenvolvidas para esse fim, os extrusores, pode ser visto na Fig. 1.4.1. O material plástico granulado cai da tremonha de alimentação 1 para a rosca 2. A rosca é acionada pelo motor elétrico 3 com transmissão para mudan ça de velocidade sem escalonamento 4. A rosca-sem-foo giratória empurra continua mente o material na direção do cilindro 5, que tem temperaturas diferentes em cada uma de suas zonas. O material funde-se devido ao efeito do calor e flui através da tela 6. Então passa para o orifício de matriz substituível preso à extremidade da máquina. Ao passar pelo orifício da matriz, assume sua forma. Daí em diante somente o resfria mento do produto extrudado deve ser assegurado. A seção transversal livre da tela e do orifício de matriz é muito menor que a seção t ransversal dos intervalos entre espiras da rosca-sem-foo; assim, desenvolve-se uma pres são significativa no material à frente do orifício de matriz (4 - 800 kp/cm 2 , ou mais). Essa alta pressão comprime o material até um certo ponto. Essa é a razão pela qual, quando o material sai pelo orifício da matriz para fora da aparelhagem (quando a pressão cessa), o material aumenta de volume. Na verdade, contrai-se durante o resfria mento, mas isso não equaliza a dilatação mencionada; assim, as dimensões da seção transversal do perfil extrudado diferem das do orifício de matriz. Se forem essenciais as dimensões precisas, ou se a espessura da parede não for uniforme no produto extru dado, será necessário o uso do equipamento de calibragem após a usinagem. Este mo dela e resfria o produto extrudado a suas dimensões fmais; assim, suas dimensões não mais variarão. Depois do resfriamento, o produto é cortado em suas dimensões especí ficas, ou colocado em um tambor adequado. Uma linha completa de extrusores é mostrada pela Fig. 1.4.2. O problema relativo ao projeto da (orifício da) matriz a ser montada na extremi dade da máquina de extrudar e o desenho do equipamento de resfriamento-calibração serão agora abordados. Supõe-se dado o extrusor como uma máquina com todos os seus acessórios, e sua operaçtío conhecida. As principais partes de uma matriz de extrusão são: • • • • • •
sistema de fiXação placa de corte dos crivos torpedo (fresa) com porta-torpedo zona do adaptador zona de uniformização (tampa de matriz) aquecedor
As matrizes de extrusão normalmente são presas com parafusos ao cilindro de má quina de extrudar. As mais pesadas algumas vezes são feitas com um mecanismo arti culado. Estas podem ser giradas em tomo de uma articulação após o afrouxamento dos parafusos de fiXação; isso, a limpeza do cilindro e do crivo pode ser feita sem a elevação da matriz (v. Fig. 1.4.3 no Apêndice, pág. 489). Quando se projeta a matriz, é necessário considerar a alta pressão (4 - 800 kp/cm 2 ) à frente do orifício da matriz, e os parafusos de fiXação devem ser dimensionados em relação a ela. As superfícies de união são feitas com sobreposição. O propósito da placa de corte, ou crivo, é, em parte, reter as partes fundidas mais
com
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7
Fig. 1.4.1 . Corte de uma máquina de extrusão.
1 = tremonha alimentadora, 2 "" rosca~ro-fim, 3 =; motor elétrico, 4 = transmissão, 5 = cilindro
de máquina, 6 =; crivo, 7 = rosca para prender a matriz.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
207
viscosamente, e em parte aumentar a pressão na extremidade da rosca-sem-fun. Já que o crivo freqüentemente fica bloqueado, deve ser facilmente substituÍvel. Recentemente foram introduzidas no mercado conexões para crivos que podem ser trocadas durante a operaçã"o, com a ajuda de um cilindro hidráulico (no lugar do crivo sujo, um limpo pode ser encaixado no sulco feito para esse propósito - v. Fig. 1.4.4). O torpedo é uma parte da matriz com uma extremidade cônica, que deflete o mate rial através dos sulcos do porta-torpedo, ao redor da fresa . A maior parte da fresa é ligada ao torpedo por uma rosca . Uma bandagem de aquecimento freqüentemente é utilizada na matriz de ex't rusão para assegurar a temperatura do material que flui atra vés do orifício da matriz . Deve-se observar que, embora os princípios básicos do projeto dos extrusores com vários perfis sejam comuns , é aconselhável discutir o projeto das matrizes necessárias para os vários per-fis extrudados isoladamente. Assim , é necessário abordar separada mente as matrizes de extrusão de: • tubos • placas (folhas) 7
5
]
2
Fig. 1.4.2. Processo de fabricação para extrusão de tubos.
1 = extrusor, 2 = caixa de mudança, 3 = matriz, 4 = equipamento
de calibragem ,5 '" banho , 6 ~ limpador, 7 = serra circular,8 = ponteador.
Fig. 1.4.4. Aparelhagem de acionamento de crivo hidráulica.
208
PLÂSTICOS
• extrusão de perfis com seção transversal não-constante • trefilação de fios (cabos) • produtos pré-fabricados necessários paia a fabricação de frascos.
1.4.1. Matrizes de extrusão de tubos com várias seções transversais 1.4.1.1. Matrizes de extrusão de tubos (mangueiras) de seção circular Quando se projetam matrizes de extrusão de tubos, faz-se necessária uma distinção entre as matrizes de extrusão de tubos "infinitos" enrolados em um tambor e às daque Zona de
uniformiração
Zona do
I adaptado~ I
2
7
6
Fig. 1.4.5. Matriz de extrusão para a produção de tubos cortados (diagrama esquemático). Designações também para as Figs. 1.4.6 a 1.4 .9: 1 = f1ange de conexão, 2 = crivo, 3 = aquecedor, 4 = porca de limpeza, 5 == torpedo, 6 = parafusô de fixação, 7 fresa que forma a dimensão interna, 8 = luva que forma a dimensão externa.
=
les cortados em peças. O ar facilmente atinge a cavidade interna dos tubos cortados como um resultado do corte, embora seja necessário tomar uma providência específica no caso de tubos enrolados para a admissão de ar através da matriz de extrusão. A dife rença fica bem demonstrada nas Figs. 1.4.5 e 1.4.6. A Fig. 1.4.5 mostra uma matriz de fluxo "direto", o que significa que o material flui em linha reta do cilindro extrusor e através da matriz. A Fig. 1.4.6 mostra a matriz de "fluxo defletido uma vez", pois o material muda sua trajetória de 90°, para que o ar passe através do macho (fresa, torpedo) para o tubo. Sem isso, seria desenvolvido um vácuo no interior desse tubo, e a pressão do ar externa acabaria por comprimir o mate rial ainda macio (mole). Naturalmente, nesse caso, a máquina de extrusão deve perma necer numa direção normal à linha de resfriamento-calibragem-enrolamento, o que algumas vezes apresenta dificuldades em relação à disposição na oficina. Por essa razão , são utilizadas matrizes de "fluxo de deflexão dupla" . Na matriz de fluxo reto todas as partículas de material ficam à mesma distância em
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
209
relação ao plano externo da matriz, a partir do crivo, separadas de uma distância desprezível originada pelas nervuras que sustentam o macho intermediário (fresa). Em bora essas nervuras cubram de 15 a 25% da área da seção transversal, o material junta -se em um fluxo único novamente depois delas . (Quaisquer diferenças de velocidade possíveis serão equalizadas no instante em que o material atingir o orifício da matriz.) A divisão é diferente em caso de matrizes com fluxo defletido uma vez, nas quais as partículas de material que passam tanto pelo arco externo como pelo interno devem percorrer trajetórias diferentes. A significativa diferença, ao lado do comprimento da trajetória, aparece também na velocidade do fluxo de material, ou seja, devido ao Zona da
uniformi- Zona do
I·zaçio adaptador
I
7
ri
2
8 produ~o de tubos a serem enrolados (diagrama esquematioo).
Fig. 1.4.6. Matriz de extrusão para a
Zona de uniformização ," - I Zona do adaptador
7
8
Fig. 1.4. 7. Matriz de extrusão de fluxo duplamente defletido
(diagrama esquemático).
210
PLÁSTICOS
atrito concomitante com o comprimento da trajetória. Entretanto, se a velocidade do material não for constante em todos os pontos na saída pelo orifício, surgirão diferen ças óbvias nas quantidades de material que fluirão através da seção transversal da uni dade. Isso causa flexão e empenamento do perfil extrudado, resultando em um produ to inútil. Esse fenômeno pode ser evitado reduzindo-se a seção transversal nos pontos onde a velocidade do fluxo para a saída for maior, e aumentando-a naqueles em que a velocidade for menor. Com esse fim, a fresa formadora de furo - que forma o diâ metro externo, em relação ao furo - deve ser colocada excentricamente. O grau de excentricidade deve ser determinado somente através de um método experimental; assim, deve-se assegurar a ajustabilidade. A posição da fresa formadora de furo é um pouco melhor nas matrizes de dupla deflexão de furo, pois nestas a diferença das trajetórias de fluxo é equalizada. Por ou tro lado, essa "vantagem" é consideravelmente reduzida pelo fato de que as trajetórias de fluxo são muito maiores nessas matrizes que nas matrizes de fluxo reto ou defle tido uma vez. Portanto, a produç[o por hora - sob condições no mais idênticas - é significativamente menor. Duas partes importantes podem ser diferenciadas nas Figs. 1.4.5 e 1.4.6: as chama das zonas de uniformização e do adaptador. A zona de uniformização (extremidade da matriz) consiste de componentes parale los bem semelhantes ã seção transversal desejada e ãs dimensões do perfil extrudado, que homogenizam o material, deixando-o no formato e dimensão desejados. A zona do adaptador liga a zona de uniformização ao cilindro do extrusor; assim,
2
7
Fig. 1.4.8. Seção de conexão em forma de funil. A velocidade de fusão aumenta de uma taxa unüorme.
geralmente é divergente para o exterior do cilindro da máquina . Com relação ã molda gem ótima de seu perfil, os projetistas não têm um ponto de vista comum. Alguns deles - para conseguirem produção barata de matrizes - projetam-na como um simples tronco de cone (em forma de funil) . Numa inspeção mais acurada do fluxo do material na zona do adaptador (v. Capí tulo 2.2), descobriu-se que a velocidade do fluxo das partículas do material era extre mamente desfavorável. Se, entretanto, ela recebesse a forma de "trombeta" (Fig. 1.4.8), uma velocidade uniformemente crescente também poderia ser obtida, embora a pro dução da matriz ficasse mais cara.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
211
De acordo com outros projetistas - com base em experiências favoráveis com gar gantas utilizadas nos moldes de injeção - é desejável que o material seja acelerado significativamente imediatamente antes da zona de uniformização, pois o atrito que surge como resultado da alta velocidade, transformando-se em calor, aquecerá unifor memente o material. Partindo-se deste conceito, a construção mostrada pela Fig. 1.4.9 foi imaginada, na qual é bem visível a forma de domo da fresa, estreitando a seção transversal do fluxo e assim acelerando o material. Entretanto, esse estreitamento deve ser mantido dentro de certos limites, pois uma seção transversal muito estreita pode l
5
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7
8
A
Fig. 1.4.9. Como resultado do atrito que surge na seção transversal convergente na posição A, o material aquece-se.
causar não somente queima e descoloraçlTo do material, mas também uma significativa redução da produçlfo. Com base em considerações teóricas e experiências prática's, pode-se afirmar que esta última construção é preferível, especialmente para a produção de tubos (folhas) de paredes delgadas. Para tubos de paredes grossas, o perfil de ligação em forma de "trombeta" proporciona resultados satisfatórios. O perfil em forma de funil deve ser evitado - se possível - já que esforços internos dificilmente sensíveis podem surgir mesmo em tubos de seção circular. 1.4.1.2 . Matrizes de extrusão para tubos de seção não-circular O projeto das matrizes de extrusão para tubos de seção não-circular é um problema sério na maioria dos casos, especialmente com perfis angulares. As arestas que se encon tram nos cantos afetam significativamente o atrito do material, e assim a velocidade do fluxo. Conseqüentemente, processos de calefação locais e diferenças de velocidade e, fma1mente, alterações de dimensões e deformações de formato, ocorrerão, e sua pre venção freqüentemente somente será possível através de testes. A formação da zona do adaptador de perfil de trombeta na maioria dos casos é difícil entre a zona de uniformização angular e o cilindro da máquina de seção circular. A determinação das dimensões da seção deve ser feita em vários pontos, Ó que é difícil, e sua construção a partir do aço é ainda mais. A proposta para a superação dessas difi culdades pode ser encontrada no item 2.2.4. Um outro procedimento preferido e utilizado com sucesso na prática ocorre quando
212
PLÃSTICOS
o tubo de seção circular é extrudado, e, enquanto quente, esse perfIl extrudado maleá vel é conduzido através do equipamento de calibragem de seção transversal adequada (o equipamento de calibragem é discutido no item 1.4.6). Neste caso, naturalmente, deve-se dar atenção a que a área de seção transversal do tubo extrudado de seção cir cular iguale a área de seção transversal do perfil angular necessário . Se, por exemplo, um tubo quadrado de espessura de parede s, com uma seção transversal do perfil com dimensões a x a, precisa ser feito, então, sendo a área de seção transversal desse tubo Polia de prensagem I
:<1 - - - - - 1.1-. Tubo de paredes
delgadas
l--
-++-Linha de solidificação
Equipamento de enrolar
Pransagem com rosca-sem-fim Sopro de ar
Fig. 1.4.10. Aparelho de fabricação de rolhas (Bibliografia, 2)_
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
quadrado To = 4(a + s)s, e para o tubo de seção circular To = (dom + s}rrs, tro inkmo do tubo circular com espessura de parede s a ser extrudado será: 4 do m = -(a+s)-s = 1,273a+O,273s 7! onde dom é
O
O
213 diâme
diâmetro médio do tubo de seção circular.
1.4.2. lv/atrizes de extrusão adequadas à produção de chapas (folhas) As chapas (folhas) de plástico podem ser produzidas através de dois métodos, a saber: 1. Os tubos de paredes finas são produzidos e divididos ao longo de uma geratriz após resfriamento (Fig. IA. W). Embora esse método de produção seja muito simples, somente pode ser utilizado para certos materiais (p.ex., PE) e com um máximo de 1 mm de espessura. Quando se produzem folhas mais largas, deve-se tomar cuidados especiais' para manter um velocidade de fluxo de material constante em todos os pon tos. Isso pode ser conseguido através de canais de distribuição de mesmo comprimento. Assim, o sistema de canais de distribuição foi desenvolvido conforme mostrado pela Fig. 104.11.
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Fig. 1.4,11. Sistema de canais de distribuição para a produção
de tubos com grande diâmetro e paredes delgadas.
2. A maioria dos materiais (p.ex., PMMA) é adequada para a produção de chapas mais grossas apenas com a utilização de um orifício de matriz retangular correspon dente à largura da folha (Fig. 104.12). Naturalmente, com uma ferramenta primitiva para este fim é impossível, ou muito difícil, assegurar uma espessura de parede uniforme, devido às diferentes velocidades de fluxo que surgem na matriz (Fig. 1.4.13).
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_ . - - _ Borda de corte
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Anel de pressão
Aparelho de enrolar
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Entrada de água de refrigeração
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Fig. 1.4.12. Produção de folhas com cabeçote de extrusão de boca larga.
-Oreno de água de refrigeração
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
215
g óbvio, por exemplo, que nas vizinhanças da linha de centro do corpo do extrusor as partículas de material que fluem diretamente para o centro da chapa encontrarão uma resistência muito menor (o atrito é menor) que as partículas de material forçadas contra as paredes do corpo externo (na direção da borda da chapa). A chapa será mais grossa na ,parte central, mas pode acontecer que ela não permaneça plana na parte central, mas sofra abaulamento. Para compensar isso - de acordo com um dos méto dos - um dos lados do orifício da matriz é feito com uma inserção em placa separada, que pode ser curvado com parafusos resistentes na direção de seu centro (Fig. 1.4.14). O parafuso A mostrado pela figura flete a barra B dentro de seu limite de elasticidade.
Fig.1.4.13. Matriz simples para a produção de folhas (Bibliografia, 2).
De acordo com outro tipo de construção, ambas as barras são ajustáveis (Fig. 1.4.15), mas somente de uns poucos milésimos de milímetro. Entretanto, a distribui ção das velocidades de fluxo mostra uma disposição diferente da linha elástica da barra (Fig. 1.4.16). Assim, fica claro que é muito difícil- se não for impossível- manter a tolerância da espessura da chapa dentro do limite necessário. Aqui também melhores resultados podem ser esperados e experimentados se as tra· jetórias de fluxo forem feitas iguais. Um exemplo disso é mostrado pela Fig. 1.4.17. Embora a produção dessa matriz seja mais cara que as matrizes anteriormente meneio· nadas com barra de inserção, em muitos casos é impossível assegurar a qualidade caso não seja utilizada .
216
PLÁSTICOS
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I
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II '""
Fig. 1.4.14. Matriz de extrusão para fabricação de folhas; o orifício
da matriz é ajustável com o parafuso A através da entrada B.
Sensor térmico
- -
Parafuso de ajuste
Placas de aquecimento
'" Borda superior
Borda inferior . Barra de ar (ete Parafuso de ajuste
aquecimento -
Sensor térmico
Fig. 1.4.15. Matriz de extrusão para a fabricação de folhas; o orifício da matriz é ajustável por ambos os lados (Bibliografia, 1).
Distribuição de velocidades do plástico fundido que flui através de uma abertura estreita
Linha elástica de flexão Fig. 1.4.16. Diagrama de velocidades do plástico fundido
que flui através de uma abertura estreita, e
formato da linha elástica neutra.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
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217
I
-+ Fig. 1.4.17. Cabeçote com abertura ampla pua a produção de folhas.
104.3. Extrwiio de fitas perfiladas (perfis de plástico)
Ficou evidente das exposições anteriores que toda matriz de extrusão, especiahnente a matriz necessária para a produção de perfls, deve ser construída de forma que a veloci dade do fluxo seja a mesma em todos os pontos do perftl a ser produzido, ou ter um valor equivalente: uma mesma quantidade de material deve fluir através de toda área unitária (p.ex., 1 mm 2 ) da seção transversal no mesmo intervalo de tempo (p.ex., 1 segundo). . Os perfis de plástico geralmente são compostos de elementos geométricos (círculo, triângulo e quadrado), mas sua resistência difere em relação ao fluxo do plástico fundi do. A mesma velocidade de fluxo pode ser obtida na prática modificando-se o compri mento da zona de uniformização até que a resistência das partes geométricas torne-se a mesma. O método, os cálculos necessários e um exemplo são encontrados no item 2.2.3. Uma parte essencial do projeto de matrizes de extrusão de perfis é a formação ótima da zona do adaptador. As considerações teóricas relevantes e a dedução dos cálculos encontram-se no item 2.2.4, assim como as questões-exemplos relativas à formação da zona do adaptador. Essas propõem um problema especial, já que é difícil imaginar e fornecer as dimensões das seções de uma superfície espacial em forma de funil da zona do adaptador, como, por exemplo, no caso de um perfil extrudado de seção em U. Com base na experiência, é necessário o preenchimento das seguintes condições para a extrusão de perfis de plástico: 1. A espessura da parede do perfil extrudado deve ser uniforme em todos os pontos. Para esse propósito, se necessário, devem ser feitos sulcos ou cavidades no perftl extru dado. Entretanto, nessas cavidades é necessário cuidar da admissão do ar; de outro modo, o vácuo que surgiria deformaria o perfil. 2. Cantos vivos devem ser evitados. As formações mostradas na Fig. 1.4.18 são praticáveis. Rmin> O,G
~m;o.o.25-0.,
~~ ~T
~
~ :min?f
Fig.l.4.18. Projeto pr'tico do produto extrudado.
218
PLÁSTICOS
A tolerância deve ser mantida entre 0,2 e 0,4%/10 mm, isto é, cerca de I a 2% numa dimensão de SO mm. Em muitos casos, até mesmo isso somente é conseguido após experiências repetidas. 3. A quantidade extrudada durante a unidade de tempo deve estar em hannonia com a capacidade de fusão da máquina, mas deve ser de no mínimo SO a 70% dessa capacidade. Se a resistência oferecida pelo orifício for muito alta e o material perma necer na máquina tempo demais, poderá ficar descolorido e queimado . 4. No caso de um perfil com espessura de parede não-uniforme , ou com uma distri buição de material muito desigual, dois perfis às vezes são extrudados simultaneamente, cujos orifícios são iguais . S. O orifício de matriz deve ser projetado de acordo com as especificações do Capí tulo 2.2, mas ainda será necessário que seja preparado para certas modificações subse qüentes.
1.4.4. Revestimento de fios e cabos com plástico O revestimento (isolamento) de cabos com plástico é um campo muito significativo do processo de extrusão. Isso é efetuado com a matriz de extrusão de fluxo defletido uma vez (Fig. 1.4.19), onde, ao invés de ar, o cabo é puxado pela matriz de extrusão. A luva para estirar o fio deve ser feita com cuidado especial, e a compensação para as diferenças de velocidade do fluxo do material - que surgem como resultado de uma alteração da direção do fluxo - deve ser assegurada. De matrizes recentes tem sido exigido assegurar a extrusão do material de várias camadas ou várias cores; para esse propósito, é necessária maquinaria de extrusão adequada. 2
5
Fig. 1.4.19. Matriz de extrusão para revestimento de cabos
com material plástico.
Designações conforme a Fig . 1.4.5.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
219
1.4.5. Matrizes de extrusão para a produção de tipos especiais de garrafas
Os tubos de seção circular são utilizados como matéria-prima para a fabricação de gar rafas simples e cilíndricas. No interesse do aumento da produtividade e redução do custo de produção, freqüen temente são utilizados cabeçotes de extrusão de cavidades múltiplas. O corte de tal matriz é mostrado pela Fig. 1.4.20. Entretanto, algumas vezes, por razões estéticas, de publicidade ou outras, a produ ção de garrafas de fonnas especiais é necessária. Se essas fossem produzidas a partir de
•
iO+
•
Fig. 104.20. Matriz de extrusio de cinco cavidades para máquina para a produção de garrafas.
220
PLÃSTICOS
tubos de espessura de parede constante, a espessura da parede das garrafas seria menor nos pontos de maior diâmetro - como resultado da extensão mais intensiva ~ e facil mente aconteceria de a garrafa quebrar-se nesses pontos durante sua utilização. Por outro lado, se toda a garrafa fosse produzida a partir de um tubo com uma espessura de parede tal que fosse forte o bastante até mesmo nesses pontos mais fracos, seria necessário consideravelmente mais material, aumentando o custo inicial do produto significativamente (Fig. 1.4.21). Daí considerar-se que a produção de tubos com espessura de parede periodicamente variável é necessária.
Matária-prima de espessu ra de parede uniforme
01
Vasilhame de espessu ra de parede variável
bl
Fig. 1.4.21. Vasilhame feito de tubos de espessuta de parede constante (a) e de tubos de espessura de parede variável de acordo com a necessidade (b).
Um esboço do cabeçote de extrusão, que segue os requisitos anteriores, pode ser visto na Fig. 1.4.22. Sua operação é a seguinte: o material passa através do crivo 1 para o canal 2, e então pelo torpedo 3. A extremidade do torpedo 4 é cônica e é fixada à máquina. Essa é cingida pelo anel 5, que forma a dimensão externa do perfil extruda do, ligando a alavanca de dois braços 9 com pilares 6 e a barra transversal 7, através das barras 8. Um ponto da alavanca é fixado em 10, enquanto que a outra parte liga-se a um cilindro hidráulico ou pneumático 11. Se, com um controle adequadamente pro gramado o aríete 12 mover-se para cima e para baixo, acionará as partes mencionadas (anel 5) também, e assim a folga entre as partes 4 e 5 e a espessura da parede do tubo externo irá variar de acordo com o programa.
9
5
Fig. 1.4.22. Equipamento para a variação de espeaaura dJI parede do tubo.
1
= crivo, 2 = canal, 3 = torpedo, 4 = extremidade do torpedo, 5 = anel, 6 = pilares,
7 = barra transversal, 8
= barra, 9 =
alavanca de dois braços, 10 = ponto fixo,ll hidráulico,l2 = aríete .
= cilindro
222
PLÁSTICOS
1.4.6. Equipamento de calibragem Depois da máquina de extrusão, o equipamento de calibragem freqüentemente é utili zado em combinação com um sistema de resfriamento, na maioria dos casos. Seu ponto principal consiste em que o perfil extrudado, ainda mole e moldável, é prensado pelo vácuo ou pela pressão interna contra a parede do tubo, que corresponde ao perfil dese jado. Então , após tomar a forma do gabarito, o perfil é resfriado. Deve-se mencionar que o perfil do equipamento de calibragem algumas vezes difere do perfil da matriz de extrusão, e assim é fácil produzir tubos de seção triangular ou quadrangular a partir de tubos extrudados de seção circular. Naturalmente, neste caso, as possíveis diferenças de espessura de parede que surgem a partir da deformação não devem ser esquecidas , isto é, é necessário cuidar para que a seção transversal do perfil deformado seja a mesma que a seção transversal do perfil extrudado. O equipamento de calibragem pode ser dividido em dois grupos : 1) equipamento que opera a vácuo; 2) equipamento que opera por pressão interna (ar comprimido).
1.4.6.1 . Calibragem a vácuo A peça de tubo perfurada de formato adequado à seção transversal desejada do produ to extrudado é instalada ao centro de uma caixa fechada, e o espaço com ar da caixa é ligado a uma bomba de vácuo. O vácuo, conseguido entre o cano perfurado e os produ tos extrudados, puxa o material ainda mole para as paredes do tubo (Fig. 1.4.23). O vácuo algumas vezes é obtido em um tanque fechado, no qual circula água refri gerante. Com esse arranjo é possível calibragem e resfriamento simultâneos em um trecho mais longo; assim, esse equipamento é preferível ( Fig. 1.4.24). A Fig. 1.4.25 mostra um esboço de tal tanque de resfriamento a vácuo. . Zona de resfriamento III
Zona de resfriamento II I
Sai'da de água de refrigeração
T
Entrada de água de refrigeração
Zona de resfriamento I
i
Vácuo
l
Vácuo
T
Entrada de água de refrigeração
Fig. 1.4.23. Equipamento de caJibragem a vácuo com anel de vácuo (Bibliografia, 1).
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
Junção à bomba de vácuo
Tampa de vidro Cabeçote da extrusão
~-
Vedação
- -- - - -_. - _-
-
~ ;( ) õ o Õ o o .... o
------o
W
~ ~~ 9J 2_q_tt~! ~ _G__ L
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h»))))) Luva de calibração Distáncia ajustável
T
Entrada de égua
de r,e frigeração
Fig. 1.4.24. Aparelhagem de calibragem a vácuo em tanque fechado (Bibliografia, 1).
Fig. 1.4.25. Esboço de aparelhagem de calibragem a vácuo com tanque (BIbliografia, 4).
223
224
PLÁSTICOS
As perfurações no tubo de calibragem devem ter pequeno diâmetro (0,5 a 2 mm) e os furos devem ser distribuídos ao longo de todos os componentes. As primeiras filei ras de furos têm menor diâmetro, estando levemente afastadas da borda do tubo para evitar a sucção do ar de uma direção lateral (Fig. 1.4.26).
.
... .. *.. ...... ...
:+ i.... ! :• ~
.... ........... ..... ..... . .,. ...........
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......
1::::
Vácuo
Fig. 1.4.26. Esboço de anel de calibragem a vácuo.
É aconselhável polir a superfície interna do tubo de calibragem ou, possivelmente, utilizar cromagem, para reduzir o atrito. O equipamento de calibragem é ligado a uma placa isolada de poucos milímetros de espessura à matriz de extrusão para o propósito de isolar o material. Tanto perfis "fechados" como "abertos" podem ser calibrados a vácuo, desde que a parede do produto extrudado seja suficientemente delgada, pois a força de sucção é relativamente moderada (teoricamente 1 kp/cm 2 , na prática 60 a 80% disso). Depois da calibração, o produto extrudado deve ser resfriado deixando-o em uma cuba cheia de água de refrigeração ou introduzindo-o em um cano externamente res friado, que se ajuste ao formato de seu perfil. A eficiência do resfriamento depende, em ambos os casos, da velocidade de fluxo da água de resfriamento, da diferença média de temperaturas entre o produto extrudado e da água de refrigeração, e da área da superfície de resfriamento.
1.4.6.2. Calibragem com ar comprimido A calibragem com ar comprimido é aplicável somente no caso de perfis fechados (tu bos). A essência desse processo é que o ar comprimido é prensado no tubo através do cabeçote de extrusão, que o prensa contra a parede do equipamento de ca1ibragem. A pressão do ar comprimido vai de 0,2 a 1,5 atm para tubos de paredes delgadas e de 6 a 15 atm para tubos mais grossos. É aconselhável polir ou cromar as paredes internas do tubo de cal.ibragem.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
225
Um "bujão" deve ser fIXado ao cabeçote de extrusão, que vede o tubo do interior, pois somente dessa forma pode ser assegurada a pressã'o necessária na seçã'o desejada (Fig . 1.4.27). A calibragem pressurizada pode ser construída juntamente com o sistema de refrige ração , de forma que o tubo de calibragem fique cercado por uma camisa externa, e a água de refrigeração seja pressionada entre as duas paredes.
Ar comprimido
Fig. 1.4.27. Esboço de calibragem a ar comprimido.
É essencial que o comprimento desse equipamento de calibragem e resfriamento seja corretamente selecionado, pois, se for muito curto e o produto ainda estiver mole, este poderá facilmente ficar deformado. Por outro lado, se for mais longo que o neces sário , o atrito aumentará, e a "retirada" do produto extrudado será mais difícil. O comprimento do sistema de refrigeraçã'o - seja uma cuba ou um tubo de refri geraçã'o - é arbitrariamente determinado na prática, na maioria dos casos, com base em experiências de valor incerto . Se a refrigeraçã'o não for satisfatória, mais água será deixada fluir para o produto extrudado . Em um outro caso, uma cuba maior que a necessária seria utilizada , pois "não causaria nenhum mal". Entretanto, hoje em dia, na Europa, quando a falta de água é um problema ainda mais premente, e quando o apinhamento das fábricas é sempre crescente, parece ser conveniente atacar o problema na busca de soluções, isto é, determinar o comprimento necessário e suficiente para o equipamento de refrigeração com base em algum tipo de consideração técnica (v. o Capítulo 2.3).
BIBLIOGRAFIA DO CAPITUW 1.4 I. Makrolon Verarbeitung, Bayer Druckschrift. KL 41308 (1973). 2. "Diakon" Acrylic materia-Is for extrusion. ICI Plastic Division Booklet, Welwyn Garden City, England (1962). 3. Paul Troe.;ter Maschinenfabrik, Hannover-Wülfel. GFR, Catalogue. 4. Floating Lld. Leicester, England. Catalogue (197 J).
LEITURA ADICIONAL Berger, P. e Kramer, A., KaJibrieren von Rohren bei hohen Abzuggeschwindigkeiten. Kunststoffe, No. 1. p. 2. (1975). Schiedrum, H. O., Extrudieren von PVC-Profilen an Beispiel des Fensterprofils. Kunststoffe, No. 5, p. 250 (1975).
226
PLÁSTICOS
1.5. Moldes para a fabricação de garrafas (L. Sors e L. Bardócz) A fabricação de garrafas, vasilhames e recipientes para líquidos de plástico através da moldagem de injeção seria extremamente anti-econônúca. A parte do molde que for masse a cavidade interna seria muito complicada para a sua remoção através da boca da garrafa; conseqüentemente, o tempo de duração do ciclo seria extremamente longo. Além disso - como se sabe - a tecnologia da moldagem de injeção de peças grandes requer espessuras de paredes de um milímetro ou mais, o que aumentaria o custo de produção das garrafas. Tais peças são feitas através de um modelo (produto-base) de tamanho adequado obtido por moldagem de injeção ou por extrusão, e este é pressionado com ar compri mido contra as paredes da cavidade da ferramenta, cujo formato ajusta-se ao diâmetro externo da garrafa. A ferramenta é resfriada. Assim, o material plástico de parede. delgada solidifica-se rapidamente, e é removível da ferramenta.
1.5.1. Produção do produto (modelo) pré-fabricado Se a garrafa for um corpo de rotação, então o produto-base poderá ser um cano de seção circular. Se, entretanto, for chato e angular (como, por exemplo, os recipientes de certos detergentes), então, devido à espessura da parede, deverá seI' utilizado ou um produto-base moldado por injeção, ou um tubo extrudado angular (v. Capítulo IA). O diagrama esquemático das duas tecnologias, significativamente diferentes entre si, e o das ferramentas aplicáveis são mostrados pelas Figs. 1.5.1 e 1.5 A. Quando se utiliza um produto-base extrudado (Fig. 1.5.1), o tubo de plástico quen te, ainda mole, de diâmetro adequado, flui verticalmente para fora do cilindro extrusor
Fig. 1.5.1. Fabricação de garrafas a partir de produto-base extrudado;
diagrama de linha tecnológico.
1 = cilindro extrusor, 2 = matriz de extrusão, 3 = corpos de matriz móveis, 4 = pilaresilUias,
5 = macho de sopro, 6 = sistema de resfriamento, 7 = cavidade de matriz, 8 = cortador, 9 = ejetor.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
227
1, e através da matriz de fluxo defletido uma vez 2 (v. Fig. 1.5.1 a). Quando é atingido o comprimento desejado, as partes da matriz, 3a e 3b, que deslizam sobre os pilares -guias 4, fecham-se. Dessa forma, a parte superior do tubo tem suas bordas pratica mente reunidas e soldadas parcialmente, de onde é obtida a base da garrafa. O mate rial é parcialmente prensado contra o bocal 5, com o que se forma o gargalo da garrafa. Ao mesmo tempo, o aparelho de corte 8 apara o produto extrudado. A ferramenta assume a posição mostrada pela Fig. 1.5.1b. No passo seguinte, ar numa pressão de 4 a 8 kp/cm 2 flui através do bocal 5, para o interior do tubo (para tubos de paredes mais grossas, possivelmente com pressão muito maior), que se expande e fica prensada con tra as paredes da cavidade da matriz (Fig. 1.5 .1 c). O corpo da matriz é resfriado; assim, a garrafa rapidamente se esfria. 'Segue-se a abertura das peças da matriz (3a e 3b) outra vez, e a retirada da garrafa acabada através do aparelho ejetor 9, ou pelo ar comprimi do, aplicado por um curto espaço de tempo (Fig. 1.5.1d). A Fig. 1.5.2a mostra um esboço de uma matriz de garrafa, e a Fig. 1.5.2b mostra o esboço de uma máquina para a produção de garrafas. Fica evidente, da discussão anterior, que o extrusor deve funcionar intermitente mente, e uma nova peça somente deve ser produzida quando a ferramenta for capaz de recebê·lo numa condição de vazia e aberta. Entretanto, a operação intermitente do extrusor não é desejável tanto do ponto de vista de energia como em relação ao ma terial plástico (se o material permanecer imóvel no cilindro de extrusão, facilmente ficará queimado, descolorido e possivelmente começará a se desintegrar). Assim, foi construída uma máquina de extrusão para a fabricação de garrafas, na qual o crivo que funciona continuamente prensa o material na câmara, onde um cilindro hidráulico separado o introduz no momento adequado (Fig. 1.5.3). No interesse do aumento da produtividade, freqüentemente é utilizada uma matriz de múltiplas cavidades, para a qual é necessário um cabeçote extrusor de múltiplos bocais. O desenho de um cabeçote extrusor de cinco bocais pode ser visto na Fig. 1.4.20. Para a produção de garrafas baixas de corpos não-giratórios é utilizado um produ to-base moldado por injeção. Essa tecnologia (isto é, uma de suas variações) é mostrada pela Fig. 1.5.4. O molde de injeção consiste de 3 partes inferiores e 2 superiores que deslizam nos trilhos 17. Em um dos ciclos de operação (Fig. 1.5 .4a), a máquina prensa o material contra a cavidade da parte intermediária do molde, enquanto, na outra parte do molde, o ar comprimido, prensado contra o produto-base anteriormente feito e ainda quente, forma a moldagem. Depois disso, resfria-se e so'lidifica-se. As partes do molde 2 e 3, e 4 e 5, abrem-se. Novamente é introduzido ar na garrafa por um momento, pondo o macho para fora dela, com a garrafa acabada caindo na caixa. Entã'o o ci'lindro hidráulico 16 pressiona a parte superior móvel do trilho 17 para a outra posiça'o, no macho da qual o produto-base quente ainda permanece. As metades do molde se fecham, e agora o ar comprimido expande o produto-base nessa posição, enquanto um novo produto-base é injetado pela máquina, encaixando-se ao redor do macho anteriormente esvaziado na posição de operação intermediária. Depois disso o ciclo é repetido. O diagrama esquemático ampliado da garganta de entrada, macho e conexão de ar, é mostrado pela Fig. 1.5.5. Deve-se mencionar que as peças menores (p.ex., bonecas) algumas vezes são feitas
228
PLÁSTICOS
de forma que duas placas (folhas) plásticas quentes sejam colocadas entre duas partes móveis do molde, e o ar comprimido seja pressionado entre elas. Se a garrafa tiver de ser produzida com certa tecnologia, será necessário determinar
a)
5
b)
Fig. 1.5.2. Matriz para a produção de garrafas (a) e máquina para a produção de garrafas (b)
(Bibliografia, 4).
Designações conforme a Fig. 1.5.1.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
229
a espessura da parede do produto-base, para que o produto acabado suporte os esfor ços desejados. Com relação a isso - em caso de seção circular simples - com base na Fig. 1.5.6, é imaginável que r R sr dcp = SR dep e S=}fs ou s = -S. r Na prática, Ri r < 1,5 a 2.
2
01
bl
Fig. 1.5.3. Cabeçotes de alimentação (Bibliografia, 2).
a) método de cilindro alimentador : 1 = aríete, 2 = cilindro alimentador,
b) método de câmara de alimentação: 1 = aríete anular,2 = câmara de alimentação.
A consideração anterior é altamente significativa se wna garrafa baixa, angular, for necessária, produzida a partir de um produto-base de seção circular. g evidente que, neste caso, as bordas serão mais fmas que as paredes das partes próximas ao eixo . Nesse caso , é muito difícil deterntinar, por exemplo, a espessura da base a partir da espessura da parede do produto-base. Em caso de uma garrafa cilíndrica, a superfície diferencial da camisa estará nwna direção radial entre o produto-base e a superfície da garrafa acabada (os elementos de superfície em tomo da base movem-se nwna curva espacial). Os cálculos preliminares são complicados pelo fato de que um tubo quente pressionado para fora do extrusor expandirá após cessar a pressão interna, mas suas paredes (nas vizinhanças da matriz de extrusão), como resultado do peso do produto extrudado, com comprimento sempre crescente, ficarão mais delgadas. g fácil imaginar
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Fig. 15.4. Fabricação de garrafas li partir de produto-base moldado por injeção.
a) molde fechado. b) molde aberto, 1 == caixa de molde pau o produto-base, 2-3-4 e 5 = caixas de molde móveis, 6 = barras~ias, 7 = cilindro
hidráulico,8 = parte móvel superior do molde, 9 =: macho cihndrico do molde com furos transversais, 10 = cilindro da máquina de moldagem
de injeção, 11 = entrada de ar comprimido, 12 = harra de conexão de bocais, 13 = mesa estacionária, 14 = mesa móvel, 15 = entrada de ar
comprimido, 16 = cilindro hidráulico. 17 = trilho para b'Uiar a parte superior do molde, 18 = cavidade do molde, 19 = cavidade do molde para
o produ to-base , 20 = entrada de água de refrigeração .
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
231
que a velocidade de extrusão também afeta a espessura das paredes, pois com seu aumento a contração das paredes será cada vez mais excessiva. Com relação à expansão e contraçã'o, muitas medições foram feitas, e os resultados de uma delas são mostrados pela Fig. 1.5 .7 .
9
8~-/
-
Ar comprimido
~15 Fig. 1.5.5. Acoplamento para ar para garganta de entrada e macho. Designações confonne a Fig. 15.4.
Fig. 1.5.6.
Do que foi dito acima, pode-se afirmar que a espessura do produto-base, necessária para um produto de uma dada espessura de parede, pode ser determinada por métodos experimentais a partir da espessura desejada do produto acabado. De acordo com a experiência, os materiais podem ser estirados somente até um certo ponto. Esse "coefi ciente de ductilidade" é extremamente difícil de determinar, já que depende, em mui to, da temperatura do material e da velocidade de injeção de ar na garrafa e do resfria mento. De acordo com o que se sabe atualmente, é difícil expandir um tubo em mais de 2 ou 3 vezes seu diâmetro original .
232
PLÂSTICOS w 2,0
v= 7,3 emls 1,5
V:I.,g e mls
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Comprimento da mangueira
Fig. 1.5.7. Relação de expansão de mangueiza pré-extrudada
em função de seu comprimento e da velocidade de extrusão (Bibl., 3).
MateriaJ : PE de baixa pressão, w = dh/do, onde dh = diâmetro externo da
mangueira a uma distância de 30 mm do orifício de matriz de diâmetro do.
1.5.2. Entrada de ar comprimido, calibragem da boca di1 ga"afa As garrafas s[o fechadas com tampas roscadas, ou enUro um outro tipo de tampa de fechamento, quase sem nenhuma exceção. Assim, é desejável que a parede da peça de boca seja mais grossa que a camisa da garrafa. O furo interno da peça da boca é forma da pelo macho de sopro (de ar), e o contorno externo (p.ex., a rosca), pelas partes da . matriz ao se fecharem. ~ uma exigência natural para evitar a excessiva expansão da dimensão externa , pois isso arriscaria a utilidade da cápsula. Já que a resistência combinada da ferramenta de injeção de ar para a garrafa é baixa - somente é submetida à pressão do ar comprimi do - na maioria dos casos ela é feita de metal leve. Entretanto, se a peça que forma a boca roscada fosse feita do mesmo metal, a rosca logo ficaria deformada. Assim, aqui - e nas partes da ferramenta que formam a base - são utilizadas inserções de aço, asse gurando-se a substituibilidade . ~ desejável que as partes móveis da ferramenta fiquem em contato com o colar ao menos em alguns milímetros, e o bocal deve ser bem fixa do, pois a espessura constante das paredes da peça de boca somente pode ser garantida dessa maneira . A construção e a inserção de wn injetor de ar na ferramentá são mostra das pela Fig. 1.5 .8. Com certos materiais (p.ex ., "Makrolon" Bayer, RFA), é aconse lhável resfriar a fresa injetora com água (Fig. 1.5.9). Na abertura das peças-ferramentas, as partes próximas do plano de divis[o atri tam-se quase tangencialmente com as metades da matriz, o que resulta em desgaste significativo . Para a sua eliminação - se o propósito do produto O permitir - a rosca será formada conforme mostrado pela Fig. 1.5.10.
1.5.3. Desaeração di1 cavidade de moldi1gem No fechamento das metades do molde, há ainda ar entre a mangueira pré-moldada e a cavidade do molde . Entretanto, o ar deve deixar a região de moldagem enquanto o pro duto adquire seu formato final, isto é, adere a todos os pontos da superfície da região de moldagem . Essa é a única maneira de obter resfriamento rápido e a remoção incó lume do produto. Em geral, o ar pode sair ao longo da superfície de contato das duas metades do molde , mas , se necessário , a saída do ar pode ser facilitada ao longo da borda de travamento . Isso poderia ser necessário especialmente onde o ar provavel
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Fig.1.5.8. Fresa de calib~em utilizada para a &3JT3fa de 10 litros e formação do molde à frente da fresa
(projetada e fabricada pela Hungána Miianyagfeldolgozo Vállalat - Fábrica de processamento de plásticos "Hungária").
IV
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234 PLÁSTICOS 3- 5 E ntrada de água N
2
Sarda de água
Soldado na montagem ou colado com Loctit
ci
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Cobre Cobre
Fig. 1.5.11. Duto de ar paralelo
à borda de corte (Bibl., 2).
1 = du to, 2 = canal de ventilação em
forma de funil .
Fig.1.5 .9. Corte de bocal resfriado a água.
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Fig. 1.5.10. Projeto prático de rosca de fechamento de garrafa.
Fig. 1.5.12. Formação de sulcos de ventilação no plano de divisão (Bibl.,2).
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
235
mente estivesse (nos cantos, nas roscas , etc.). As principais soluções observadas por Farberwerke Hoechst AG podem ser vistas nas Figs. 1.5.11 a 1.5 .16 . Essas figuras explicam-se por si mesmas. As dimensões de folgas recomendadas podem variar de acordo com o material e a tecnologia, mas somente dentro de dados valores-limites. Dimensões de folgas menores tornam a saída do ar difícil ; assim , não são adequadas para o propósito para o qual são determinadas. Por outro lado, com fol gas de maiores dimensões, a mangueira pré-moldada poderá penetrar na folga e blo queá·la, evitando a saída do ar.
~" Fig. 1.5.13. Furos de ventililção (Bibl.,2).
0,5-1 . 5
Fig. 1.5.14. Abertura de ventilação assegurada
com pino hexagonal, colocado em furo de seção circular (BibI., 2). 1 = parte hexagonal, 2 = pino cilíndrico de cabeça plana.
?
Fig.1.5.15. Ventililção com ÍRserção porosa e com furos de ventilação (BibI., 2).
1 == inserção concrecionada de liga
metalúrgica em pó, 2 = furos de ventilação .
Fig. 1.5.16. Ventilação em peças de inserção (Bibl., 2).
1.5.4. Resfriamento das ferramentas de sopro (injeção de ar) A ferramenta de sopro deve ser resfriada para que o objeto que recebeu o ar solidifi que-se rapidamente e seja removível da ferramenta sem ser danificado. Essa meta pode ser conseguida a longo prazo com um resfriamento moderado, ou a curto prazo com um resfriamento mais intenso . O aumento de produtividade exige uma redução de tem po, mas esta é limitada pelo aumento das tensões internas com o aumento da veloci dade de resfriamento . As temperaturas recomendadas para as ferramentas , para dife tentes tipos de materiais plásticos, esHro contidas na Tabela 1.5.1 . O dimensionamento do resfriamento é tratado em capítulo separado . O sistema de resfriamento da ferramenta em cada metade de molde poderia ser
236
PLÀSTICOS Tabela 1.5.1. Temperatura recomendada para [e"amentas de sopro Temp. recomendada (0C)
Qualidade do material
80 a 100 20 a 40 15 a 30 50 a 70 40 a 60 30 a 60 40 a 65
Poliacetatos Poliamidas Polietilenos e PVC Policarbonatos Metacrilatos de polimetila Polipropilenos Poliestirenos
integral, ou dividido em várias regiões. Neste último caso, o gargalo, a ombreira e a parte inferior recebem resfriamento separado, relativo às maiores quantidades acumula das de material. O diâmetro dos canais é de 12 a 18 mm; a distância axial, se forem arranjados um em seguida ao outro para o resfriamento de uma grande superfície, é de 20 a 30 mm.
1.5.5. Divisão da ferramenta e das bordas de corte
As ferramentas geralmente são divididas ao longo de planos. Entretanto, existem casos (p.ex., brinquedos) onde se aplica uma superfície espacial de divisão. O plano de divi são para corpos de rotação é ajustado ao eixo desses corpos , e no caso de seções trans versais ovaladas, em geral é coincidente ao eixo longitudinal da seção. No caso de seções transversais quadrangulares, o plano de divisão pode ser paralelo às paredes laterais (Fig. 1.5.17), mas pode ser a diagonal, também . Com peças rebaixadas compli
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Posição de de ar injetado
Fig. 1.5.17. Vasilha Marmon 201 como a ferramenta de sopro (projetada e feita pela Hungária Mtianyagfeldolgozó Vállalat - Fábrica de processamento de plásticos "Hungária").
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PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
237
cadas, são utilizadas ferramentas compostas ou inserções móveis. Cuidados especiais devem ser tomados em relação às seções de divisão que tocam a mangueira, isto é, ao longo das quais desenvolve-se uma costura (rebarba). Tais seções encontram-se principalmente em torno do gargalo e da parte inferior das garra fas . Aqui surgem requisitos opostos. A rebarba não deve ser muito espessa , mas a cos tura deve ser perfeita e se possível livre de tensões. Portanto , deve-se assegurar espaço suficiente em torno da estreita borda de corte para o material plástico espirrado , de forma que sejam asseguradas compressão e resfriamento adequados. Um exemplo de construção correta é dado pela Fig. 1.5 .18 . A largura da borda de corte (dependendo do material a ser pmcessado, espessura das paredes, velocidade e força de fechamento da ferramenta) varia entre 0 ,1 e 4 ,0 nun, e o ângulo formado pela borda de corte fica entre 15 a 90 . As bordas de corte que se defrontam com a cavidade do molde devem ser cuidadosamente aparadas, e mesmo levemente cegadas. A profundidade do sulco que recebe o material plástico espremido deve ser 0,9 vez a espessura da parede da mangueira pré-moldada em cada metade do molde. Naturalmente , para pontas, orelhas, etc., isto é, nos locais onde muito mais material é prensado que na parede , é necessário um sulco mais profundo. 16 5 ' 0,0 2 ~
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FIg. 1.5.18. Partes da ferramenta pua formação de costuras (rebarbas)
na orelha do vasilhame Marmon 201.
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238
PLÃSTICOS
BIBLIOGRAFIA DO CAPITULO 1.S
w., Geblasenes Spielzeug aus thermoplastischen Kunststolfen. Plastverarbeiler. No. 2, pp. 85-88 (1967) . 2. Plajer, O., Werkzeuge für die Extrusions-Blastechnik. Plaslverarbeiler. No. 2, pp. 159-169 (1967); No. 3, pp. 235-238 (1967); No. 5, pp. 305-315 (1967); No. 7, pp. 453-456(1967); No. !O, pp. 731-737 (1967); No. I, pp. 22-26 (1968); No. 2, pp. 125-129 (1968). 3. Stoeckhert, Klaus,. Fonnenbau für die Kunsts.-Verarb. Carl Hanser Verlag, München (1965). 4. VPM Rheinmetall Plastíkmaschinen GmbH Düsseldorf Katalog. I. Bursian,
LEITURA ADICIONAL Spritzblasen, Fachtagung der VDI-Gesellschaft Kunststolftechnik am 5. und 6. Mai 1976. Kunslsloife, No. 8, pp. 473-475 (1976). Raddatz, E., Extrusionsblasen - Tauchblasen. Verpack.-RlIl7dsch. No. !O, pp. 1253-1257 (975). Giese, P., Gestalten von Blasteilen und Blaswerkzeugen. Kunslsloife, No. 4, p. 193 (1976). Fritz, H. G. and Maier, R., Zur Konstruktion von Speicherkôpfen für Blasformmaschinen. Kunslsloife, No. 7, p. 390 (1976). Lohrbacher, V., Soes, D., and Schneiders, A., Wanddickensteuerung für die Blasformen. KUflSI sloife, No. 3, pp. 438-441 (1974). Schneiders, A., Extrusíons-Blasformen. KunS/Sloife. No. !O, pp. 691-696 (1973). Cogswell, F. N. and Webb,P. c., The scientific design of fabrícation processes: Blow-molding. Plasl. Polym. Oc!., No. 143, pp. 300-350 (1971).
1.6. Projeto de ferramentas de confonnação de chapas e folhas termoplásticas a vácuo ou a ar comprimido (László 80rs) A moldagem de injeção de produtos de paredes delgadas - de acordo com a experiên cia - envolve dificuldades e desperdício. O número de problemas aumenta com a fabri cação de grandes produtos, não somente devido a exigirem maquinaria com mesas de grandes dimensões, e assim máquinas caras em relação a investimento e operação, como também pela razão de que é extremamente difícil arranjar os jitos para tais grandes produtos de forma que os fluxos reunidos de material fundam·se perfeitamente. A fusão imperfeita causa pontos fracos com respeito à resistência. Tais produtos podem ficar desfavoravelmente empenados. Todas essas razões compeliram os tecnólogos a encontrar processos mais adequados. Tais processos são a conformação a vácuo e a conformação a ar comprimido, e suas combinações. É extremamente importante e freqüentemente difícil decidir quanto ao limite da moldagem de injeção e se os processos são econômicos ou não, porque ambos os pro cessos têm suas vantagens e desvantagens. As dimensões do produto podem ser mantidas mais precisamente com a moldagem de injeção; a tolerância de 0,1 mm não é rara. Esse grau de precisão está fora de ques tão para conformação a vácuo ou a ar comprimido . Dependendo do tamanho do pro· duto, uma tolerância de 0,5 a 1 mm já é considerada boa. Por outro lado, produtos com espessura de parede entre 0,5 e 1 mm não podem ser produzidos na moldagem de injeção se seu tamanho atingir ou exceder a ordem de magrtitude de 100 mm. Folhas de 0,2 a 0,4 mm de espessura, mesmo no caso de produtos de várias centenas de milímetros, podem ser bem conformadas pelo processo a vácuo. Certas condições, com parâmetros tecnológicos adequadamente experimentados e rigorosamente mantidos
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
239
durante a produção, devem ser observadas. Uma força de fechamento de molde extre mamente alta e uma máquina muito grande seriam necessárias para a moldagem de Lnjeção de produtos com 0,5 a 1 m 2 de área de superfície. Mas produtos grandes, como, por exemplo, revestimentos de portas de refrigera dores, podem ser produzidos pela conformação a vácuo com máquinas de tamanho pequeno ou médio relativamente simples. O desperdício de material geralmente é maior com a conformação a vácuo que com a moldagem de injeção, e o tempo de duração do ciclo também é maior. Por outro lado, o custo do molde para conformação a vácuo nem mesmo chega perto do custo do molde para moldagem de injeção, e pode ser produzido em um tempo muito menor. O primeiro pode ser produzido a partir de gesso, liga de zinco e resina epóxi, mas com mais freqüência a partir de alumínio, e raramente - para a produção de protótipos ou série zero (isto é, pequeno número de peças) - até mesmo de madeira. .
1.6.1. Perfil das tecnologias O conhecimento total das técnicas de produção é absolutamente essencial para o pro jeto correto dos moldes . Com relação a isso, é necessário consultar literatura técnica, mas podemos fornecer somente um breve estudo das tecnologias no momento. 1.6.1 .1. Conformação a vácuo com molde negativo A chapa plástica a ser moldada é aquecida numa armação de sustentação com resistên cias - aquecedor ou lâmpadas de radiação infravermelha - dependendo de seu mate rial, de 90 a 220°C. A armação é prensada, ficando à prova de ar, em um molde que se ajusta ao contorno externo do produto a ser fabricado (Fig. 1.6.la). Quando, como resultado do aquecimento, o material plástico amolece, o ar é descarregado da cavidade do molde. A atmosfera pressiona a chapa contra a cavidade do molde (Fig. 1.6.1 b). Então a chapa é resfriada com ar frio ; com isso, endurece e retém o formato mesmo após a remoção . Naturalmente , as partes supérfluas têm de ser subseqüentemente remo vidas do produfo acabado. Em vista do exposto, a chapa estira-se durante a moldagem e, em certos lugares, especialmente próximo de cantos, fica fma. Esse fato fixa um limite para a aplicabili dade do processo, pois se o produto for muito comprido, um furo será formado nos cantos. Dessa forma, podem ser conformadas chapas de 0,5 a 5 nun de espessura; o produto não deve ter profundidade maior que 30 a 50% de seu comprimento. Uma espessura da parede inconstante no produto será reduzida através do uso da chamada placa de pressão (Fig. 1.6.1 c). A placa de pressão tem aproximadamente o mesmo formato e tamanho da base do produto. Quando a folha é amolecida pelo efeito do calor, é prensada com a placa, que é acionada por um cilindro hidráulico montado acima da armação de sustentação. A bomba de vácuo somente é ligada ao final da mol dagem, por um instante . Como essa placa de pressão interrompe levemente o estira mento do material, a base será um pouco mais grossa que o que seria após a conforma ção sem a placa de pressão. A placa de pressão é feita quase sempre de material isolante térmico, e a menos que fique em contato com a folha quente, deverá esfriá-la. Em cer tos casos excepcionais, é feita de metal, quando seu aquecimento tiver de ser assegu rado.
240
PLÁSTICOS
Placa da pressão
di
Fig. 1.6.1. Tecnologia da moldagem a vácuo negativa.
a) as bordas da folha plástica são prensadas contra o molde, b) a folha
amolece como resultado do aquecimento, o ar é retirado da cavidade do
molde, as chapas aderem às paredes do molde, e depois do resfriamento podem
ser removidas, c) uso da placa de pressão, d) estiramento preliminar da folha com ar
comprimido.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
241
Com o uso da placa de pressão, podem também ser moldadas peças com profundi dade idêntica ao comprimento do produto. Também o ar comprimido é freqüentemente utilizado para o estiramento preliminar da folha quente. Primeiro o ar comprimido é levado para baixo da folha por uma válvu la com ajuste fino através de um duto conectado à parte inferior do molde. A seguir, a folha será levemente abaulada e estirada. Então o ar comprimido é desligado. O duto é ligado à bomba de vácuo, e o ar é descarregado por entre o molde e a folha (Fig. 1.6.l d). Com esses processos de conformaç[o - mesmo nas operações mais cuidadosas - a peça ficará mais fina na base (isto é, nas bordas entre as paredes laterais e a base). 1.6.l.2. Conformação a vácuo com molde positivo A chapa de plástico é flxada a uma armação, e aquecida da mesma forma descrita para o processo negativo (Fig. 1.6.2a). Entretanto, quando a chapa estiver amolecida, o macho correspondente ao contorno interno do produto a pressionará para cima e a estirará (Fig. 1.6.2b). Após estiramento suficiente da chapa, a bomba de vácuo nova-
cl
Ar comprimido -
Posteriormente, vácuo
di
Fig. 1.6.2. Tecnologia da moldagem a vácuo positiva.
a) borda da folha de plás tiCO prensada contra o molde, b ) a folha amolece como resultado do aque
cimento, o macho é levan tado e , en tão, c) o ar é descarregado por entre o macho e a folha, e assim
a folha adere ao macho. que depois do resfriamen to pode ser removid" dele, d) estiramento prelimi nar da chapa com ar comprimido .
242
PLÁSTICOS
mente é ligada, e o ar é retirado pelo entre o macho e a
ajusta-se firmemente ao macho (Fig. 1 Então o produto é com ar,
levantado da armação, e as partes supérfluas são removidas.
Com esse processo, de profundidades idênticas ao do produto também ser No processo negativo, a parte da peça fica mais fma, enquanto que, no processo positivo, a parte inferior fica mais grossa. No interesse de uma espessura de parede mais uniforme, a prensa é modificada inje tando-se ar comprimido entre o macho e a chapa, antes de elevar o macho. A chapa estira·se e e então, a retirada do ar, adere ao macho (Fig. 1.6.2d). Uma combinação dos dois processos freqüentemente é utilizada na prática, especial mente para a produção de produtos complicados. Observa-se que o de vácuo da máquina deve ter no mínimo 4 a 5 vezes o volume do ar a ser descarregado (molde rede de canais). Caso contrário, o vácuo cairá demais, e ocorrer de a folha não aderir adequadamente ao molde. 1.6.1.3.
VUHU','.v
a ar comprimido
r"r'm'H''-''' de chapas mais grossas é mais eficiente a ar comprimido aplicado ao A lado oposto, a vácuo. A pressão do ar (4 a 6 atm) pode, excepcionalmente, ser de até 20 atm. caso, a conexão de ar comprimido é montada acima -da chapa 1.6.3). útil discutir a conformação de chapas de metacrilato de polimetila (Pléxi) a ar comprimido, pois a aplicação de tais peças é crescente. Essas chapas se tiverem mais de 4 a 5 mm de espessura freqüen temente são conformadas, não na conhecida de mas numa mesa 1.6.4), à o pode conectar a do tubo ao seu centro com a bomba vácuo ou compressor de ar colocado abaixo dela. Um cilindro hidráulico com curso de 500 a 900 mm, operando em ambas as direções, é montado sobre um suporte de metal acima da mesa (Fig. 1 As mais gros sas são aquecidas com ar quente circulado numa fornalha localizada ao supor te (Fig. 1.6.6) ou com lâmpadas de radiação infravermelha 1.6.7). Embora estas últimas aqueçam mais rapidamente, a temperatura da chapa na fomal11a será mais uniforme. Em casos a chapa ser pré-aquecida com um banho de óleo. Se a tiver de ser dobrada somente ao longo de uma das bordas, ser pré-aquecida com uma resistência térmica isolada externamente (Fig. 1 A chapa será conformada a uma de 120 a 150 assim, será a 150 ou 170 Entretanto, a não deve subir a mais de pois nessa temperatura podem desenvolver-se bolhas e descolorações (pontos) na chapa. O tempo de por fornalha é de aproximadamente:
T= 10
+ 3v min
onde v :=: espessura da chapa, em milímetros. Devido ao tempo de relativamente várias são pré -aquecidas simultaneamente, e a removida é substituída por uma nova (fria), naturalmente dando-se de llOllllVI,au
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
243
A pressão do ar utilizado na conformação é de 6 a 7 atm. Os produtos acabados são resfriados com ar a 60°C. O resfriamento mais rápido pode causar tensões internas, possivelmente resultando na subseqüente rachadura do produto. Devido ao longo período de resfriamento, é aconselhável utilizar máquinas de duas cavidades. O esboço de alguns produtos e moldes característicos pode ser estudado nas figuras seguintes. De acordo com a Fig. 1.6.9, o cilindro hidráulico pressiona a chapa pré-aquecida contra o painel da mesa com a parte do molde que contém sua cavidade. O operador
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Furos de ventilação "
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Furos de ventilação
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Fig. 1.6.3. Molda)lem a ar comprimido. a) o ar comprimido e aplicado acima da folha, prensada contra a borda do molde, b) o ar com primido prensa a folha amolecida contra o ma cho formado na parte superior do molde, c) o ar comprimido prensa a folha amolecida contra a parte negativa (oca) na parte superior do
molde.
Fig. 1.1;.4. Mesa de moldagem de pléxi (metacrilato de polimetila).
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Fig. 1.6.5. Suporte de moldagem de pléxi de duas cavidades. Fig. 1.6.6. Pré-aquecimento de chapas com ar.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
245
abre o registro de ar comprimido, e o ar que entra pressiona a chapa contra a cavi dade . DeI'ois da confonnação, a cavidade do molde é levemente levantada pelo cilindro hldrál.1ico; então, o registro de ar refrigerante é aberto, e o produto é resfriado e remo vido . A Fig. 1.6.10 mostra um molde para a produção de quebras-luzes, no qual o estira mento preliminar é feito pela parte positiva do molde . Para flXar o quebra-luz mostrado pela Fig. 1.6 . 11 , a rosca A (na parte superior do produto) é feita de fonna que o material seja prensado contra a rosca do anel C, com placa de borracha B (na parte inferior do molde positivo). Depois do resfriamento da peça, esse anel é desrosqueado do produto e colocado de volta no molde. Para fixar o quebra-luz de lâmpada fluorescente mostrado pela Fig. 1.6. 12, existem rebaixos em vários pontos de ambos os lados. Esses rebaixos são fonnados pela inser
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Fig. l .6.7. Pré-aquecimento de chapas com radiação infravermelha.
Fig. 1.6.8. Aparelho de pré-aquecimento com resistência.
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Fig. 1.6.9. Moldagem de chapas de pléxi
com ar comprimido.
A
= entrada de ar comprimido, B "'" saída de ar
comprimido, C = furos dc ventilação, D = direção da prensagem do cilindro hidráulico.
Fig. 1.6.10. Operação pua um quebra-luz de lâmpada fluorescente.
a) pré-aquecimento da chapa, b) macho que forma a cavidade interna
prensado contra a chapa, c) o ar comprimido prensa a chapa contra o macho.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
247
ção de molde A. Essas inserções são prensadas conjuntamente durante a moldagem por dois painéis laterais inclinados que se defrontam. Depois da moldagem, a cavidade do molde é levantada por um cilindro hidráulico. Assim, as duas inserções ficam livres, e podem ser removidas do produto (a ferramenta foi projetada pela Plastic Industrial Producers Cooperative).
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Fig.1.6.11. Produção de quebra-luz de lâmpada com conexão roscada.
a) molde aberto, b) molde fechado,A = parte roscada do produto,B = placa de borracha,
C = anel roscado removível, D = matriz positiva, E = entrada de ar comprimido,
F = saída de ar comprimido.
Existem nervuras para reforçar ambos os lados do quebra-luz mostrado pela Fig. 1.6.13. A placa de base A da ferramenta é sustentada pelas molas B; na tração, essa placa protege a base do produto contra afmamento. As nervuras são prensadas pelas placas C, encerrando-as de ambos os lados. A peça é muito elástica; assim, após a
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Fig.1.6.12. Quebra-luz de lâmpada fluorescente e seu molde. Os dois rebaixQs de cada lado são necessários para ÍIXJlJ" a armação,
e sâo formados pela parte do molde que consiste de duas partes.
a) esboço de quebra~uz de lâmpada fluorescente, b) corte do molde.
I
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
249
confonnação, pode ser removida da parte do molde positiva sem qualquer dificuldade. Vale a pena observar que o ar comprimido não é necessário para a sua conformação. O molde mostrado pela Fig. 1.6.14 novamente funciona com ar comprimido. Uma chapa de tamanho um pouco maior que o do produto é colocada no molde, pois as molas B da armação de tração A são colocadas numa posição tal que deixam a borda da chapa deslizar durante a conformação. Dessa forma pode ser conseguida uma espes sura de parede mais unifonne.
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B
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Fig. 1.6.13. Quebra-luz nervurado e seu molde.
a) esboço do quebra-luz, b) molde aberto, c) molde fechado, A = painel-base
do molde, B = molas, C = painéis laterais móveis.
Naturalmente, várias peças podem ser produzidas ao mesmo tempo com moldes de múltiplas cavidades com o processo mencionado. A produção do sistema de aquecimento utilizado tanto na confonnação a vácuo como na a ar comprimido é de 4 a 5 WJcm 2 , e a distância para a chapa entre 60 e 100 mm. Chapas mais finas são aquecidas de um dos lados, as mais grossas de ambos. Com relação ao tempo necessário para o aquecimento, a Fig. 1.6.15, relativa ao tempo de resfriamento da Fig. 1.6.16, fornece a infonnaçlfo necessária. (O tempo é dado em segundos). Com o processo negativo o interior fica brilhante, e com o processo positivo o exte rior do produto fica brilhante. O outro lado fica menos.
250
PLÀSTICOS
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Vista ampliada
Fig. 1.6.14. Bandeja de revelação e seu molde. a) esboço da bandeja de revelação, b) molde aberto, c) molde fechado, A = armação de tração , B = mola, C = parte inferior do molde, D = parte superior do molde.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
iSO-jTemperatura de pré·aqueCimento da chapa de cerca de 170 o C. Temperatura do aquec. de 650°C, produção de 4,7 W/cm 2 , distância para a chapa de 75 mm.
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Espessura da chapa
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Fig. 1.6.15. Corre1ação entre a espeSSUIa da chapa e o tempo necesSário para o aquecimento. = aquecida por um dos lados, b = aquecida por ambos os lados.
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Espessura da chapa Fig. 1.6.16. Correlação entre a espessura da chapa e o tempo de resfriamento.
1.6.2. Projeto dos moldes A possibilidade de confonnação das chapas a vácuo ou a ar comprimido é limitada pela profundidade do produto. Chapas de vários materiais podem ser estiradas em vá· rias temperaturas e em diferentes graus. As correlações entre o material, a temperatura, o fator de estiramento n, o comprimento do produto L e a profundidade de estira· mento H são mostradas na Fig. 1:6.17. Pela Fig. 1.6.17 fica evidente que, enquanto uma folha de poliestireno de 0,4 mm de espessura a cerca de 130°C, com n = 0,5 (fator de tração), pode ser puxada duas vezes mais profundamente que o comprimento do produto, a chapa de PYC de mesma espessura (a cerca de 110 °C) pode ser estirada à mesma profundidade em seu compri mento (ambas com o processo positivo e estiramento preliminar). ~ necessário levar em consideração a tecnologia a ser aplicada no estágio de projeto do produto, pois suas
252
PLÁSTICOS
bordas têm de ser arredondadas de acordo com a qualidade e espessura do material, tecnologia de confonnação e temperatura. O raio de curvatura mínimo - devido ao grande número de variantes - é muito difícil de determinar, mas alguns valores informativos podem ser obtidos a partir do nomograma mostrado pela Fig. 1.6.18. 190-.,-----nr----~----~----._--__.
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Fig, 1,6.17. Fator de tração de várias chapas de plástico
(n ::: L/H) em função da temperatura de estiramento.
1 ::: poliestireno de 400 lim de espessura com processo positivo e estiramento pre·
liminar, 2 ::: poliestireno de 400 lim de espessura e processo negativo, 3 ::: PVC
tipo L de transparência de vidro de 300 lim de espessura e processo positivo e estio
ramento preliminar, 4 ::: chapa de acetato mole de 300 lim de espessura e prooesso
positivo, 5 ::: chapa de PVC duro de 400 lim com processo negativo, 6::: chapa de
PVC duro de 400 lim de espessura com processo negativo, 7 ::: chapa de policar bonato de 200 lim de espessura com processo negativo.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
253
Já que uma grande parte dos produtos feitos por conformação a vácuo é utilizada para empacotamento, o projetista da peça e o projetista do molde devem dar atenção especial - no interesse de baixo custo inicial - à obtenção da melhor produção de material possível. A esse respeito, naturalmente, não pode ser fornecida qualquer regra específica, mas algumas sugestões podem facilitar o trabalho dos projetistas. 5 L
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Process? negativo a vácuo sem estiramento
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Fig. 1.6.18. Nomograma para a determinação do mínimo raio de curvatura de produtos de conformação a vacuo e a ar comprimido. Forma de utilizar: o ponto correspondente à temperatura do molde da folha da escala da direita deve ser conectado a um dos pontos da linha que indica o material. A reta que liga esses pontos, ao cortar a escala da esquerda, determinará o raio mínimo admissível (r: mm); o final do segmento marcado com o ponto cheio indica o material que corresponde a H:D = 1 :2, e a extremidade mar cada com um quadrado H:D = 1:3; valores intermediários devem ser interpolados; o nomograma fornece valores corretos para folhas de 250 "m de espessura.
Em caso de produto de forma circular - a não ser que o tamanho da mesa da má iquina, ou o tamanho da folha utilizável, exija um arranjo diferente - o arranjo diago nal, de acordo com a Fig. 1.6.19, nem sempre assegurará a melhor utilização do material. Embora isso pareça tentador à primeira vista, os produtos ficam muito mais próximos entre si que no arranjo "linha-coluna", mostrado pela Fig. 1.6.20. Na primei ra e na última linhas do arranjo diagonal, os intervalos serã'o necessariamente maiores,' prejudicando, assim, significativamente a produção de material.
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PLÁSTICOS
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20 peças
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Para 1 peça: 1O~ 1 0,70 - 78,61 ..
Excesso , 0.3 O.IO,9- 3,l. l mm 2( peça
.. 102-1 8,30 .83,61 mm'/peça
Fig. 1.6.19. Fig. 1.6.20. Comparação quanto à utilização do material : entre um arranjo "linha-coluna"; de acordo com o exemplo demonstrado, o arranjo diagonal mostra uma utilização de material menos favorável.
No projeto de caixas de acondicionamento angulares, surgem dúvidas quanto às dimensões da caixa, sem uma tampa, para obter-se área mínima e capacidade máxima. Essa dúvida pode ser resolvida com base na seguinte consideração: O fator de estiramento - conhecido com relação à função do material, tecnologia aplicada, espessura do material, etc. - é denotado por n , o comprimento do produto por L, a largura por B e a altura por H; assim,
L volume da caixa
v~
área
~
nH
LHB (desprezando a conicidade)
A
=
2[HL+HB]+BL
ou , substituindo o valor de L
A
= 2[nH2+HB]+nHB
e, substituindo o valor de B
B
=
v
V
LH = nH2'
e, depois de simplificação,
A =2nH2+ a área mínima é determinada quando
dA = O = dH
~ [~ +1]
4nH-[~+ 1] ~ n HI
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
255
da qual
H=VvVn+2=KVv 4n 2
1
Os valores de K 1 podem ser obtidos na Fig. 1.6.21. Substituindo-se os valores deterntinados de H, os valores de B e L também podem ser determinados, fazendo-se •
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1,4
1,6
1,8
2
2,2
2,4 2,6 2,8 3 2,5
Fig. 1.6.21. Diap-ama para a detenninação de utilização ótima de material para c8IXas retangulares sem tampa, de um dado volume, moldadas a vácuo ou a ar comprimido.
256
PLÁSTICOS
e
Os valores de Kl e K3 podem ser obtidos na Fig. 1.6.21. As dimensões das caixas cilíndricas são, com base em considerações similares,
V = D2 n H 4
assim D
'
mas
H = nD
= 8_~4 yv -n/1 = K4 YV
3
ou I
H =
if4n2
,Iv V ~ =
3
K5
,IV
OS valores de K4 e Ks podem ser encontrados na Fig. 1.6.22.
2 -r+------+-----1------+-----~----~
0.lO,5
n
2
]
Fig. 1.6.22. Diagrama para a determinação da ótima utilização
de material para caixas cilíndricas sem tampa, conformadas a vácuo ou a ar comprimido, de um dado volume.
PROJETOS DE MOLDES E MATRIZES DE MOLDAGEM A QUENTE
257
Quando se moldes - especialmente de múltiplas cavidades - freqüentemente de a vácuo e a ar comprimido, o projetista tem de considerar ante cipadamente como os produtos acabados serão separados da folha contínua. Para esse fim as ferramentas de corte bem conhecidas do de de me tal - são utilizadas em muitos casos. Como produto-base, a folha deve ser prensada contra a borda de corte para que o punção corte, ao invés de esmagar o material. Para esse propósito, uma adequada deve ser providenciada ã borda do produto. Visando ã dos produtos, é interessante acabar as paredes laterais do, produto e, as de discos com conicidade de 5 a Depois da complementação do são brocados furos de 0,5 a 0,6 mm de diâ metro, através dos quais o ar comprimido é descarregado ou injetado. Entretanto, não é aconselhável fazer furos pois esses deíxar traços no Ao invés devem ser feitos tantos furos de quanto possível especialmente nas vizinhanças das bordas ou cantos. Dessa a velocidade de conformação pode rá ser aumentada. Os furos poderão ter recesso na parte e seria útil que os recessos que fizessem contato entre si formassem um duto de ar mais amplo. :b essencial que o molde ocupe da melhor forma a área útil da mesa da de conformação. Isso aumenta a de duas maneiras: I) mais podem ser com uma unlca através da boa utilizacão da ao mesmo tempo, será reduzida a de ar a ser retirado. Antes de projetar o e necessano seu material. Para a produção de séries-zero; para peças de amostragem, moldes de madeira tanlbém podem ser para 50 a 100 peças, moldes feitos de para alguns milhares de ciclos de ção, utilizar resina sintética, e acima de mil utilizar metal (alumínio) para o molde. Neste último caso, uma serpentina de aquecimento e resfriamento deve ser instalada no molde, com de água na adequada. Desta forma, o molde pode ser no início da da folha antes do tempo, e no processo de quando o molde já estiver supera quecido (isto é, se o resfriamento do produto, deverá ser resfriado).
BIBLIOGRAFIA DO CAPÍTULO 1.6 I.
1)011
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Heiss-siegeln
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Vacuum-Formu/lg
258
PLÁSTICOS
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2. DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇAo A QUENTE (LÁszLó SORS)
Os princípios de projeto e construçlro dos moldes de confonnaçlro a quente e suas variações, bastante conhecidas na prática, foram descritos na Parte 1. Entretanto, isso nlro é sufl,Ciente quando se detenninam as dimensões do molde; os materiais do molde têm de ser especificados com precislro, e o aquecimento ou resfriamento, possivelmen te, do sistema de óleo Iúdráulico, necessário para a automação, etc., também devem ser dimensionados. Embora os cálculos necessários possam ser encontrados em matérias relevantes (estatística, tennodinâmica, eletricidade, etc.) da literatura técnica, sua pesquisa e apli cação na maioria dos casos não é uma tarefa fácil, ao menos, pois existem casos-limites tais que somente podem ser resolvidos pelo projetista com base na obtenção longa e difícil do conhecimento profissional. Para facilitar isso, a solução parece ser descrever brevemente esses cálculos e numa fonna resumida adequada aos requisitos práticos. Sem isso - de acordo com a prática - os projetistas somente poderão contar com estimativas para a construção do molde, com conseqüentes perdas de material, energia, aumento de custo, etc., não mencionando o custo de vazamentos, perdas de operação e outras rupturas que surgem como resultado da omissão de certos cálculos funda mentais.
2.1. Cálculo da resistência das peças do molde
2.1.1. Cálculo da resistência das caixas de molde dividido Os moldes divididos descritos no item 1.1.3 - como resultado da pressão de compres são - tentam forçar a separação das caixas nas quais estão assentados. Essa força de estiramento, devido ao efeito de cunha, é bastante significativa; assim, o cálculo da resistência das paredes da caixa é necessário, ao invés de wna simples estimativa da espessura das paredes. Dois tipos básicos de moldes divididos são conhecidos : as inserções em fonna de tronco de pirâmide e em forma de tronco de cone. O cálculo de resistência para caixas de moldes divididos é feito segundo ambos.
2.1.1.1. Cálculo de resistência de caixas de moldes divididos angulares (em forma de tronco de pirâmide) A caixa de molde dividido angular pode ser considerada como um trabalho estrutural ; assim, as correlações adequadas para o dimensionamento das construções estruturais podem ser utilizadas para o cálculo de sua resistência (v. Bibl., 1). A força de reação para as duas metades (utilizando os símbolos da Fig. 2.1.1)
259
260
PLÁSTICOS
é a seguinte: m
Pc L: tmvm
m
F = Pcg
L: tmcosa+--,-l_-2 tg a
1
onde
Pc
= pressão de moldagem, kp/cm 2
g
= altura do produto, cm
tm vm
= largura do produto na direção do plano de partição, cm = largura na direção normal ao plano de divisão, cm
m
a
(2.1-1)
= número de cavidades
= ângulo de conicidade
O primeiro membro da f6nnula anterior é a componente da força lateral. O segundo membro é a componente da força na direção da pressão que reage contra os lados co mo resultado do efeito de cunha. Essa força F aplica uma carga unifonne a ambos os lados da armação (estrutura) e à carga q unifonnemente distribuída: F q= L kp/cm (2_1-2) O diagrama de carga (cortante) e de momentos fletores pode ser visto na Fig. 2.1.2. O momento fletor, que surge nos cantos, pode ser determinado a partir da seguinte fórmula :
(2.1-3)
- - , -·-··r I ~I I -- --- -- --
H-.- '-.
rI1
:t:
I
H- -._._._._. ~ I
L
Fig.2.1.1. Esboço de um molde dividido em forma de tronco de pirâmide e as forças que atuam na moldagem.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE J,
~
A J,
__
I~
L
J !IIII11I1I!1Ullilml;IlI I)i1!WIII"illtilllç~
.
O kp /c m
261
I
-í
I.h.... c!J!Tffil-i'i lI l tt1':l11)ITIrrn:,.", ...
B
J,
C .... ~ -D
C J,
Fig.2.1.2. Diagrama de carga e diagrama de momentos fletores da caixa de molde de um molde dividido em forma de honco de pirâmide (estrutura em pórtico).
De acordo com a Fig. 2.1.2, os símbolos J 1 e J 2 representam os momentos de inér cia secW1dários das barras da estrutura, em cm 4 . Seguindo, J2 H n = J1L
0-< n ~ I,
assim M =
qL2 [
U
desde que H
I] 12" qL2 Kl'
1+ n
(2.1-4)
=
o momento fletor numa barra de comprimento L, a uma distância x de uma das extre midades, vale: qL qx 2 qL2 [ J1L ] (2.1-5) Mx = - T x - T + u J L+J H . 1
2
O momento será máximo quando x = Lj2; assim
M ma •• =
qL2 [ 12 1,5+
(I)] qL2 K3 I+n =U '
(2.1-6)
Com o conhecimento de M máx , a espessura de parede necessária poderá ser deter minada com a fónnula conhecida:
M ma,. --
2
O"perm.
W -- 60"pcrm., Ba
.
aSSIIn,
a =
V
6Mma.. Bem
(2.1-7)
O'perm.
a perm . = limite de fadiga do material em caso de tensão de flexão-dinâmica (aSB), considerando·se um coeficiente de segurança entre 2 e 3. aconselhável dimensionar os pinos e buchas-guias para as posições nas quais o momento fle10r Mx = O. Da fórmula (2.1-5), tem-se, para essa posição
e
x =
~ [I ±
VI- ~ (n!
I )] ,
(2.1-8)
ou
x= LK2
(2.1-9)
Os valores K 1> K 2 e /(3 podem ser obtidos a partir do diagrama mostrado pela Fig.2.1.3.
262
PLÂSTICOS
Com resultado da força de tração (estiramento), F = qL, a elongação das duas paredes laterais, ou a abertura dos moldes divididos, pode ser calculada a partir da fórmula qLH FH (2.1-10) À. = 2EaB = 2EaB em. Exemplo: Determinar a espessura de parede da caixa do molde dividido, que contém 3 cavidades de molde, cada uma com uma área de 30 X 30 mm (t = 3 em, v = 3 em). A altura do produto vale g = 20 mm. A pressão de moldagem Pc = 150 kp/cm 2 • O melde tem a mesma seção transversal de cada um dos lados. O comprimento da linha de divisão da estrutura do molde é L' = 190 mm. A largura total vale H' = 2 X 55 = = 110 mm . A altura B = 70 mm. O ângulo de cunha Q = 20° (v. a Fig. 2.1.1). 2,5
:1\
J~~ ~ Bv
o,
~
'"~
o,7
o,
K2
~
2,1.
n,h
H
J, L 2,3
t
r-...:
"" "<
v
°
-
2,2
~
~
2,1
~
,5 0,1
0,2
0,3
0,1.
0,5
0,6
0,7
0,8
1
!'J ~
0,9 n =1,0
Fig. 2.1.3. Diagrama para a determinação de valores de K " K, e K3'
A partir da figura, temos que
50
L = 190+2- = 240mm 2
e 50 2
H = 110+2- = 160 mm caso a espessura de parede estimada seja de 50 mm e H ou L denotarem o compri mento das linhas de centro. Da6 tabela:2 tg 20° = 0,364; cos 20° = 0,9397'' aperm. = 2 = 1200 kp/cm ;E = 2,1 X 10 kp/cm; a força F que atua nas duas metades (de acor do com a fórmula 2.1-1) vale: F=
(150X2X3X3XO,9397)+(15~X3X3X3) ~ 8100kp XO,364
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
Se a espessura da parede for a mesma em todos os lados, então J I
= 160/240 = 0,666
q
F
= J2
en
263
= H/L =
8100
= -L = -24- = 337 ' 5 kp/cm
de acordo com a fórmula (2.1-2):
' - 337,5 X2 42 [I 5 ' I ] 4 k M ma.. -1-2, + 1 +0,666 - 3.4X 10 P cm de acordo com a fórmula (2.1-6), temos:
a=
6 X 3,4X 10'-8 1,2X7
=
Y24,3 : : : : 5 cm.
Assim, a estimativa estava correta. Elongação do lado H: À- 337,5X24Xl_6 __ . _ XIO _ 6 = 8,8XIO- 4 cm::: O,OO9mm
admissível. A posição ótima dos pinos-guias, já que K 2 ma da Fig. 2.1.3 , onde n = 0,666.
= 0,89, pode ser encontrada no diagra
x = LK2 = 24·0,89::: 21,5 cm medida ao longo da linha de centro da parede da estrutura. Já que, neste caso, o centro do furo ·do pino-guia coincide com a borda da cavidade in terna da caixa, essa posição é inadequada, e assim os pinos devem ser deslocados de cerca de 15 mm na direção do centro da caixa. 2.1.1.2. Cálculo de resistência de caixas de moldes divididos em forma de tronco de cone A carga reage na moldagem em duas direções sobre as caixas de molde divididas côni cas de seção transversal circular; uma das forças surge a partir das superfícies laterais do produto, tentando abrir suas duas metades, e é denotada por FI; a outra força é a componente lateral da força de compressão que atua na base do produto e surge como resultado do efeito de cunha, de símbolo F 2 . É fácil imaginar que a força que atua nas superfícies laterais do produto, utilizando os símbolos da Fig. 2.1.4, vale
FI = PchDl cos (X onde Pc = pressão de compressão em kp/cm 2 ; h metro do produto em em. A força P que atua na base do produto vale P _
mn
(2.1-11 )
= altura do produto em cm;D I = diâ
---4- Pc '
264
PLÃSTICOS
Assim, a força que atua na caixa do molde como resultado do efeito de cunha, é
F. 2 -
P mrrpc 2 tg a = 8 tg a
(2.1-12)
em que a = ângulo de conicidade. A soma de ambas as forças, F, a tua na caixa do molde; assim
F
= FI +F2 =
Dl rr
]
DIPc [-8--+ h cos a = 2RIPc tg a
[ O,785R I tg a
+ h cos a]
.
(2.1-13)
Essa força surge na superfície externa do molde dividido e atua numa direção nor mal ao plano de divisão. Dessa forma, o problema foi reduzido à determinação da espessura da parede de um anel de paredes delgadas, carregado pela força F que atua em duas direções opostas a partir do interior. Com relação às tensões que surgem, a literatura fornece a seguinte fónnula (Bibl., 2 e 3): F [3(R a+R 2 )(rr-2)] (2.1-14) (Tnem = 2H(Ra- R J 1+ (Ra-Rz)rr mantendo-se as designações já utilizadas: 2R 3 ~ _______~~~O~J_______
= D3 = diâmetro externo do anel (caixa) ~
Fig.2.1.4. Esboço de um molde dividido em forma de tronco de cone e das forças que atuam na moIdagem.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
265
em cm; a nom . = tensão nominal em kp/cm 2 . A partir disso, a espessura de parede Ll em pode ser determinada.
I(
Ra - R 2 = A = 2
F) H(Jperm.
V
+
F ( F + R 2 ) cm Ha perm . Ha perm .
(2.1-15)
porque, na realidade, como resultado da concentração de tensões, ao invés de anom ., a tensã'o de flexã'o admissível aperm . é que deve ser levada em consideração: (Jperm. :5 -
a-nom. K- .
(2.1-16)
Os valores de K estão relacionados na seguinte tabela:
R 2 / R 3 1 0,05[1 0, 10 1 0, 15 1 0,20 I0, 25 1 0,30 1 0,40 1 0,50 1 0,60 1 0,70
K 2,68 2,40 2,18 1,9811,82 1,79 1,48 1,33 1,23 l,17
Quanto à elongação da caixa no plano de divisão, temos: À
FRz
=
- . --
onde E == módulo de elasticidade
= 2,1
1 (R5+R~ ) R~ _ m + 0,3
(2.1-17)
XE
X 10 6 kp/cm 2 .
Exemplo: Determinar a espessura da parede de uma caixa de molde, com material da qualidade AISI 1022 (Fig. 2.1.4), na qual um molde dividido de D 2 = 120 mm (R 2 = 6 cm) é colocado, se: o diâmetro do produto for DI == 40 mm (RI = 2 cm); altura h = 40 mm; pressão de compressão Pc = 250 kp/em 2 ; ângulo de conicidade da inserção o: = 15° e altura da caixa H = 80 mm. De acordo com a fórmula (2.1-13), F
= 2RIPc [ O,785R tg CI. 1
J
+ h eos CI. = 2 X 2 X 250
[0,785 X2 ] 0.268 + 4 X 0,9659 =='
10 000 kp.
O limite de fadiga do material com tensão de flexão-dinâmica a nom . = aSB = com um fator K = 1,4, devido à concentração de ten 1 200 kp/cm 2 • Assim, a espessura de parede necessária, de acordo com a sões ap 8l'm. fórmula (2.1-15), é A'"" 4em e assim R3 = R 2 + A = 6 + 4 = 10 em ou D3 = 200 mm
= 1 700 kp/cm 2 , calculando-se
=
A elongação da caixa, de acordo com a fórmula (2.1-17), é
À.
IOOOOX6 = ,-" ~ X - .-
I
(1010 +662 +0 ' 3) = 0,002cm = 0,02mm. 2
- ~"
2_
2
266
PLÁSTICOS
2.1.2. Cálculo de resistência de anéis de contração a quente Os corpos dos moldes de confonnação a quente de plásticos algumas vezes são feitos de várias partes, e essas s[o mantidas juntas através de um anel de contração a quente. Este é necessário, especiahnente no caso de matrizes de extrusão, nas quais o orifício complicado de somente alguns milímetros de largura seria muito difícil de ser feito. A contração a quente também é utilizada para o reparo de ferramentas rachadas e em numeroSos outros casos . Ao calcular a resistência das juntas de contração, três questões essenciais devem ser respondidas pelo projetista: 1. Qual é a espessura da parede do anel de contração a quente? 2. Qual é o comprimento de sobreposição necessário para assegurar a adequada resis tência da junta? 3. A que temperatura deve ser necessário aquecer o anel para que a expansão seja suficiente para a colocação do anel? Se a pressão na cavidade do molde for Pc (kp/cm 2 ), a força de abertura das duas partes do molde será
(2.1-18) se h = altura do produto em cm, Dl = diâmetro do produto ou sua projeção nonnal ao plano de divisão, em cm (Fig. 2.1.5).
c
E
x
o
E
.2
Fig.2.1.5 . Esboço (distorcido) de junta de contração a quente de sobreposição.
Denotando-se a altura do anel de contração por H , o diâmetro interno do anel por D 2 (que, fora a sobreposiç[o, concorda com o diâmetro externo das metades do molde a serem comprimidas) e, além disso, a carga específica unifonnemente distribuída por Pc (atuando no lado interno do anel de contração), então poderá ser escrita a seguinte equação: (2. 1-19)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
267
Denotandc-se o diâmetro externo do anel por D3(D3 = 2R 3 ), e supondo-se a validade da teoria da elasticidade da "elongação máxima", não ocorrerá deformação perma nente no anel até que
p 2~) a:;:: I_(I+~)_P
I +(1-
~
R3
R
2
V
(2.1-20)
(J pormo
onde J.i. = coeficiente de Poisson = 3/10, ou, substituindo,
q=
_P
(2.1-21)
(J pormo
R 2:R 3 -
líl+(l-2~)q 1-(1 + ~)q
=R k
2!
(2.1-22)
2
os valores de k podem ser obtidos a partir do diagrama mostrado pela Fig. 2.1.6. p!5 pprrn
c,o,
Op2
iJ'
0,0 5
"
0,08 i
0,10
0,12
I
\
0,1':'
I
..
J 1IIIIillll lllY
l.,0
),5
k
0.1
•.../'.1.-",1
ú,2
0
\-I '·" I Q
Q=O,3
O,,
0,5
0,6
:l,7
Aço!l = 0,30 Ferro cinzento!l = 0,25
Fig. 2.1.6. Diagrama para a determinação da espessura da parede
dos anéis de contração a quente.
Valores de k em função de p/operm.
Quando se escolhem os valores de 0perm., é aconselhável considerar o limite da fadiga à flexão dinâmica do material, e um fator de segurança dobrado ou triplicado. Como resultado da contração, o diâmetro interno do anel externo aumenta de [j b e o diâmetro externo da peça comprimida - como resultado da compressão - diminui de Ô2' Assim, a sobreposição total antes da contração vale Ô
= ÔI + Ô2
268
PLÀSTICOS
e pode ser detenninada, de acordo com a obra 5 da Bibliografia, a partir da seguinte fórmula:
c5
= 01 +c5 2
2R [(Ri + R~ ) (R~ + R~ -r R~ - R~ +/1 + R~-R~ 2
= P
(2. 1-23)
/1)]
ou, introduzindo os seguintes fatores : e
c5
=
2R 2
P E
[(
11-+ Kf Kl ) (1 + Ki)] = 2R + 1- Ki P E
2
(M 1
+
M ) 2
(2.1-24)
os valores de MIe M 2 podem ser obtidos a partir do diagrama mostrado pela Fig. 2.1.7. A sobreposição determinada será adequada se, no caso de uma carga p , for igual ou maior de um máximo de 40% à sobreposição máxima de uma junta H8jx8, correspon dendo ao diâmetro no sistema de montagem seletiva da ISA. O desvio mencionado de 40% é admissível , pois , de acordo com a experiência - e como resultado da compres são -, uma certa parte da superfície não coberta (alguns micra) é removida da opera ção. Assim, a sobreposição real diminui (Fig . 2 .1.5). o 9
8
7
I I
6
5
, J
2
, o
I ~/Rl:lt , 0.'
0.2
0._,
--
O.'
v
/
1/
R,l1l, ~ k,
0.5
0,6
0,7
Q.B
o,g
1p
Fig. 2.1.7. Diagrama para a detenninação da sobreposição dos anéis de contração a quente. Valores de M, e M, em função de R 1 IR , e R, IR ,.
Finalmente, a temperatura do aquecimento pode ser determinada considerando-se que, como resultado dele, o anel não somente se expandirá no grau da sobreposição especificada, na tolerância denotada por 0a, mas, no interesse de evitar problemas, colocação rápida, também é necessária uma folga mÚlima , adequada a um encaixe deslizante, como, por exemplo, a junta H8jf7.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
Denotando o coeficiente de expanslfo ténnica do aço por Q 0c), e a diferença de temperaturas por À/, então teremos: (ia +(~8mln_R&7max)
= R 2 rx AI =
(Q
= 11 X 10- 6
R 2 rx(taquecimento
269
mm/mm
- tmelo ambiente)
da qual _
t aquecimento
(i.+(R~8min_Rrmax)
R
-
rx 2
+ t melo ambiente
o
C
(2.1-25)
Exemplo: Determinar a' espessura do anel a ser colocado por contração a quente no corpo de r:lolde rachado em que o diâmetro da cavidade do molde Dl = 40 mm, o diâmetro externo D 2 = 120 mm, a altura do produto h = 40 mm, a altura do corpo H = 80 mm, com pressão de compressão Pc = 250 kp/cm 2 • Primeiro deve ser determinada a carga específica atuante na superfície do corpo, deduzida a partir da força de abertura originada pela pressão de moldagem, através da fórmula (2.1-19):
_ 250X4X4 _ 42k / 2 P12x8 p cm supondo operm. = 120 kp/cm 2 , q = 42/1200 = 0,035, e, assim, de acordo com a fórmula (2.1-22), 1 +(1-0,6)0,035 R3 ~ 6 1-(1 +0,3)0,035 = 6X 1,03 = 6,18 cm
1/r
na prática, R3 = 6,5 cm. A sobreposição necessária, a partir da fórmula (2.1-23), é: (i =
42X6X2 [6,52+6 2 62 + 22 ] 6 6,52- 62 + 62 _ 22 = 33 11m.
2J X 10
De acordo com o padrão de tolerâncias da ISA, no caso de junta H8/x8 de tolerân cia, pode-se ter até mesmo uma sobreposição mínima de 90 J.Llll para D 2 = 120 mm; assim, há segurança suficiente (quase o triplo) de que, como resultado de uma dada carga, nenhuma deformação permanente ocorrerá no anel de contração a quente. O anel e o corpo de molde (quebrado) a ser comprimido devem ser preparados para a contração com uma sobreposição correspondente à junta H8/x8. A temperatura de aquecimento do anel deve ser de, no mínimo (de acordo com a fórmula 2-1-25), _ t _ (90+36)x 10- 4 o aquecimento • ~ .....• ~. + 20 - 115 C (pois a sobreposição mínima é de 90 Jilll), mas, em nenhuma circunstância o anel deve ser aquecido a uma temperatura superior a: _ _ (l98+36)x 10- 4 o taquecimento máI. • ~ .••..• ~ .• +20 - 197 C. De outra fonna, o risco de defonnação pennanente - a expansão do anel - pode materializar-se no resfriamento Gá que a sobreposição máxima é 198 J.Llll).
270
PLÃSTICOS
Nota: Os cálculos poderiam ter sido feitos muito mais rapidamente com a ajuda da Fig. 2.1.7. Já que o valor q = 0,035 foi determinado, o pertinente valor K pode ser obtido através desse diagrama como sendo 1,03, e o valor de R 3, utilizando-se a fórmula (2.1-22), poderia ter sido determinado através de uma simples multiplicação (R 3 = R 2 K). A sobreposiç[o também pode ser rapidamente determinada a partir da Fig. 2.1.6, pois
Assim, por esse diagrama, M I D2
-
D3
e assim M 2 (2.1-24), c5 =
= 1,25, R2
=-
R3
= K2 = -
6
6,5
= 0,92
12,5 (estimativa a partir do diagrama). Então, utilizando-se a fórmula
42
2,~~~06 [1,25+ 12,5] = 3,30x 10- 3 cm = 33,0 [J.m
(no caso de K ~ 0,9, o diagrama n[o deverá ser utilizado).
2.1.3. Cálculo de resistência de anéis protendidos Na abertura de cavidades de molde (v. Capítulo 3.2), somente poderá ser conseguida uma cavidade bem ajustada aos contornos do macho formador se o corpo do molde for colocado numa armação antes da prensagem. Sem isso, o material da inserção da matriz - a não ser em certos casos - não fluiria para o lugar desejado. Entretanto, durante a impressão na armação, a força de prensagem de I 000 a 2 SOO Mp, ou mes mo mais, acarretaria uma tensão triaxial na inserção da matriz. As componentes dessa tensão carregam substancialmente a armação de retenção, a um ponto tal que - de acordo com a experiência - as armações inadequadamente dimensionadas racharão durante a impressão. Para evitar isso, o anel que contém a inserção da matriz é comprimido por um anel externo. ~ protendido; assim, uma parte significativa da tensão de tração que atua do interior para o exterior na impressão será compensada . Surge uma pergunta: Como dimensionar essa armação de retenção, e como fazê-lo no interesse da ótima utilização de material? O dimensionamento já foi discutido várias vezes, o mais simples deles sendo descrito como segue. Deve-se observar que o anel externo algumas vezes é colocado por compressão a quente no anel interno (veja o item 2.1.2), e dessa forma fica assegurada a protensão. Entretanto, a contração a quente é uma operação bastante complicada; portanto, é aconselhável inicialmente familiarizar-se com o método de protensão efetuado para superfícies cônicas também. Dois ou, no máximo, três anéis cônicos são prensados um dentro do outro, na práti ca; assim, o método de dimensionamento será descrito em relação a ambos os casos. Omitindo-se as deduções, os nomogramas a eles associados serão utilizados, e com eles o dimensionamento poderá ser efetuado rápida e facilmente.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
271
Designações: 1) Anel protendido uma vez Denotados da seguinte maneira:
r2/rl =a2h r 3/r2=an,r3/r l
=a31
rI> r2 e r3 de acordo com a Fig. 2.1.8.
= tensão de tração admissível (kp/cm 2 ) no anel interno.
2 Uperm . 2 = tensão de tração admissível (kp/cm ) no anel externo.
pi = -:- tensão radial no anel interno (kp/cm 2 ). up=u.
1
rl11
perm . 1 U -ü--
pen:n.
= x ;;:::
2
- entre as cargas de ruptura d " externo e mterno . re I açao os anelS - em caso de material idêntico = 1.
2) Anel protendido duas vezes Além das designações anteriores, temos:
r4/rl
= a41
Os valores de rI> r2, r3 e r4 podem ser obtidos na Fig. 2.1.9.
Utilização dos nomogramas ou ábacos:
A) Anéis protendidos uma vez (Fig. 2.l.1O) 1. O valor de Pi/Uperm. é determinado. 2. Se os anéis não forem feitos do mesmo material, o valor de uperm . 1 /U perm . 2 = = x deverá ser determinãdo. 3. Na escala esquerda do ábaco da Fig. 2.1.10, deve-se traçar a reta que começa do ponto correspondente ao valor de p;/upen:n. 1 e intercepta a curva do valor x cor respondente (se for necessário, deve-se interpolar). A curva que passa através do ponto de intersecção - possivelmente de valor interpolado - fornecerá o valor a31' Baixando-se uma perpendicular pelo ponto de intersecção ao eixo horizontal inferior, teremos o valor ótimo de a21 . 4. Encontra-se o valor de a21 no eixo horizontal superior do ábaco da Fig. 2.1.11. Baixa-se uma perpendicular a esse eixo no ponto encontrado que se intercepta com a curva com o correspondente valor de x. Numa horizontal para a direita por esse ponto de intersecção, determinaremos uma segunda intersecção com I
rJ
-I
r--
r,
r------1 3
Fig.2.1.8. Anel protendido
Fig.2.1.9. Anel protendido
uma vez.
duas vezes.
272
PLÁSTICOS
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8
9
Fig, 2,1,10, Ábaco para o dimensionamento de anéis protendidos uma vez.
10°
21
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
273
uma reta correspondente ao valor de operm' Por esse ponto, baixa-se wna perpen dicular ao eixo horizontal inferior do diagrama, obtendo-se o valor de Z2. O diâmetro do anel interno vale: Á2
= 2r2 (I + O,OOIZ2 ) mm
o diâmetro interno do anel externo é Á 2
2r2; assim, a sobreposição vale:
:::;
"2 = O,OOIZ D 2
(2.1-26)
2
mm
B) Anéis protendidos duas vezes (Figs. 2.1 . 12, 2.1.13 e 2. 1.14) 1. Os valores de pi!opmn. e de x são determinados. 2. Da escala da esquerda do ábaco da Fig. 2.l.12, parte uma horizontal pelo ponto Piloperm. 1 , que se intercepta com a curva com o correspondente valor de x. (Se necessário , interpola-se .) Baixa·se uma perpendicular pelo ponto de inter secção ao eixo horizontal inferior do diagrama, determinando-se os valores a31 e a21 e, projetando-se a perpendicular ao eixo horizontal superior, o valor de a41' 3. Os valores a31 e a21 anteriormente determinados s[o encontrados na escala horizontal do ábaco da Fig. 2 . 1.13. Baixando-se uma perpendicular por eles à 1
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3
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Fig, 2,1.11. Ábaco para a determinação de sobreposição necessária para os anéis protendidos uma vez.
o
274
PLÃSTICOS
curva com o correspondente valor de x (interpolar, se necessário), procede-se horizontalmente do ponto de intersecçiro até a reta com o valor de aperm. Por este segundo ponto de intersecção, baixa-se uma perpendicular ao eixo horizon tal inferior do diagrama, obtendo-se o valor de Z2.
25
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2,1
2,2
Fig, 2.1.12. Ábaco para o dimensionamento de anéis protendidos duas vezes.
0
21
275
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
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Flg.2.1.13. Ábaco pua a determinação da sobreposição necessária para anéis protendidos duas vezes.
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1
O
Fig.2.1.14. Ábaco pua a determinação da sobreposição nece&Úria pua anéis protendidos duas vezes.
276 PLÁSTICOS 4. Procede-se da mesma maneira na Fig. 2.1.14, na qual o valor de Z3 é obtido com resultado final no eixo inferior. 5. A sobreposição entre os anéis interno e intermediário é:
À2
= O,OOIZ2 D 2mm
E entre os anéis externo e intermediário, À2
= O,OOIZ3D3mm
e aconselhável fazer os anéi's com conicidade entre I e 2°, e comprimi-los quan do colocados um entre o outro. A diferença de nível entre os anéis pode ser determinada a partir das seguintes fórmulas:
(2.1-27)
c 3 -
DSZ3 2 tg (y/2)
(2.1-28)
A designação de C2 e C3 pode ser verificada na Fig. 2.1.15. LI)= Q. t 1 • 0, 00 ·,1 2r) =0 ,
Fig.2.1.15. Dimensões de anéis protendidos uma vez e duas vezes.
2.1.4. Dimensionamento de parafusos de moldes de compressão e de transferência
o dimensionamento dos parafusos dos moldes de plástico deve ser feito de uma forma bastante conhecida da teoria da elasticidade . As considerações que seguem têm princi palmente valor teórico e servem somente para indicar alguns pontos especiais do as sunto. O dimensionamento dos parafusos que mantêm juntas as partes dos moldes de com
277
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
pressão ~ transferência exige cuidado especial. A alta pressão de compressão específica, os esfuços repetidos e os efeitos térmicos detenninam conjuntamente tais exigências desfavoráveis aos parafusos, que são necessárias à análise do sistema de forças e à elucidação de certas dúvidas de dimensionamento. Isso a despeito da relevante litera tura técnica cuidar do assunto. Se a caixa, ou corpo, do molde for presa com parafusos a várias partes, será neces sário assegurar que não existem intervalos entre as partes do molde como resultado da pressão.
2.1.4 .1. Parafusos paralelos à direção da prensagem
A pressão de moldagem comprime as partes do molde sob o punção (Fig. 2.1.16). Se os parafusos não forem adequadamente protendidos, ocorrerá um intervalo entre as partes do molde. O pó de prensagem liquefeito penetrará no intervalo e exercerá um efeito de cunha, causando a elongação dos parafusos, e ampliando o intervalo ao mes mo tempo. A rebarba assim fonnada poderá impedir a remoção da peça e causar uma mudança inadmissível nas dimensões do produto. No dimensionamento adequado, o emergente equilíbrio de forças deveria ser segui do com atenção. Os parafusos, de diâmetro d e comprimento Lr, que mantêm as partes do molde juntas, sofrerão elongação como resultado da protensão. A relação entre protensão e elongação é mostrada pela Fig. 2.1.17a. Essa e10ngaç1fo, denotada por À.., é propor cional à protensão F p do parafuso dentro do limite de proporcionalidade. /. = L s
se
= Lsu = L.Fp = 4L s F p E
AE
(2.1-29)
d2nE .
Por outro lado, as partes do molde comprimidas pelos parafusos sofrerão um pequeno d
AFP
FP'l{ 'P a)
Fig. 2.1.16. Parafusos na direção da prensagem, fixando o corpo do molde formado de duas peças (partes).
-
li s
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À
m
1;1
b)
Fig.2.1.17. Relação entre a protensão e a elongação do panfuso (a) e a relação entre a pressão que atua na parte do mol de e a compressão (b).
278
PLÁSTICOS
esmagamento. A relação entre a força de compressão e o encurtamento da peça do molde o.'m) é mostrada pela Fig. 2 .l.l7b . . No caso de um molde aberto, a relação entre a elongação do parafuso e o encurta mento da parte do molde é mostrada pela Fig. 2.1.18. Durante a prensagem, a parte do molde sob o punção é. comprimida, e, como res~Ji tado, a protensão do parafuso é reduzida. A elongação do parafuso diminui simulta neamente com o aumento da compressão do molde (ambos t-À).
F •
F
Fig.2.1.19. Quando a elongação do parafuso diminui, a parte prensada comprime-se mais, como resultado da pressão de moldagem.
Fig.2.1.18. EquiJlbrio no molde aberto. Os parafusos serão estirados da mesma quantidade devida à compressão da parte do molde prensada.
Pode-se observar, pela Fig. 2.1.19, que não há intervalo entre as partes do molde até que a elongação do parafuso pela protensão seja maior que o encurtamento da par te do molde (comprimento Lm) sob o punção devido à prensagem Às> Àm. Já que e A diminuição da parte do molde comprimida sob o punção de diâmetro D tem a forma de um tronco de cone de 45° de ângulo de abertura do cone, cujo diâmetro médio é Dm =(D+L) [v. Fig.2.1.16],e vale:
assim, não haverá intervalo, até que
4Fp L 2 ,,-E-d-
>-
4FcL -=E""'(-=D-+:::""L""")-=-2,,
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
onde Fc = força de compressão na cavidade (kp) e E cm 2 ). Disso segue que:
Fp
~
= módulo
279
de elasticidade (kp/
d2 Fc-.-----::,...,...-;;
Para que não surja tensão maior que a admissível na seção transversal do parafuso, a tensão que atua no fuste do parafuso não deverá ser maior que ra perm , onde r = 0,6 a 0,7. Supondo um punção de seção transversal constante submetido a uma pressão de compressão específica Pc (kp/cm 2 ),
F _ D2Jt c-
-4
e
Pc
d 2 Jt
Fp =
4
r(J porm o
com isso,
d 2 Jt
d2
D2Jt
rT(Jperm.
~ -4- Pc (D+L)2
na qual >(Jperm. =
Portanto (Jperm .
D2 Pc ----L)2 r (D +
(;J ~ (D~J2
na qual
)2
L _P_ c _:5 ( 1+r(J perm . -
D
(2.1-30)
Com base na fórmula deduzida (2 .1-30) e de conformidade com a experiência prá tica, pode-se afirmar o seguinte: 1. Aumentando-se o número de parafusos de sujeição, não será possível impedir a formação de intervalos e não poderão ser eliminados (o número de parafusos nã'o aparece na fórmula) . 2. ~ aconselhável protender os parafusos (a 60 ou 7fY% de sua carga admissível ; r entre 0,6 e 0 ,7). 3. Devido à protensão excessiva, os parafusos não devem ser apertados de acordo com o "tato", devendo ser utilizado um torquímetro (chave manual com indicado; da força aplicada). 4 . São ótimos os parafusos longos, especialmente no molde de produtos com gran des superfícies (a relação LID tem de ser alta). 5 . Quando se especifica a qualidade do material dos parafusos, a pressão de com pressão específica a ser aplicada deverá ser considerada. A alta pressão específica (por exemplo , no caso de compostos fenólicos preenchidos com fibras têxteis) requer para fusos de considerável resistência . As roscas nitradas e laminadas são úteis, mas não é aconselhável sua têmpera após o corte das roscas. 6. Com relação à tensão admissível dos parafusos, seu limite de fadiga deve ser con siderado , e o efeito da concentração das tensões nas roscas também deve ser levado em consideração. 7. Com relação à fadiga, é aconselhável usinar o fuste do parafuso à dimensão do macho ('V 0,8d). A conformação praticável é mostrada na Fig. 2.1.20.
280
PLÃSTlCOS
Os parafusos lnbus são muito bons para os moldes. 8. Os parafusos têm de ser garantidos contra o afrouxamento, em qualquer caso. Para esse fim, são usados marcadores dentados, que, de acordo com Thurn e Lorenz (Bibl., 4), reduzem o limite de fadiga do parafuso, mas ainda são relativamente bem aceitos. Parafusos de fenda e sem cabeça não somente causam concentração de tensões, o que reduz consideravelmente a resistência dos parafusos, mas, devido à redução da protensão acarretada pela elongação permanente dos parafusos, evita o reaperto periodicamen te necessário.
O,7d
d
Fig. 2.1.20. Parafusos conformados
favoravelmente em relação
à fadiga.
9. As superfícies de encosto (apoio) das cabeças dos parafusos devem ser deixadas lisas por usinagem. 10. Quando se especifica a tensão admissível (operm), deve-se considerar um fator de segurança de 1,3 a 2,0 em relação à resistência de tração; para aço ao carbono, ~ = = 4,4 a 5; com aço de liga tratado termicamente, ~ = 5,6 a 6,4 (fator de junta), e devi do ao momento torsor deve ser considerado um fator de 1,2 a 1,3. Dessa forma, para o aço ao carbono, aB L3...2) 4,4 ... ) 1,2
a perm. = --c(-""-""'--'-(-=----=-S..,-..,--::-
6,8 ... 12
em média, a perm . = Para aços de liga tratados termicamente,
aB
10'
a perm • = (1,3 ... 2)(5,6 ... 6,4) 1,2 em média,
/
9 ... 16,4
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
281
2.1.4.2. Parafusos normais à direção de prensagem Pode acontecer que o molde tenha de ser dividido em um plano (vertical) que tenha a direção da prensagem, e as partes do molde sejam comprimidas numa direção normal a ele (Fig. 2.1.21). Isso ocorre principalmente no caso de um molde para a confor mação de fibras têxteis ou papel, quando, devido à altura da câmara de alimentação, a cavidade do molde de pequena seção transversal somente poderá ser usinada com difi culdade. Entretanto, se o corpo do molde for dividido em um plano vertical, então as metades do molde serão facilmente usinadas em uma fresadora. O equibbrio de forças nesses parafusos pode ser visto na Fig. 2.1.22.
d
F'
d+~=Dmédio 2
LI 'L
Âs
Fig.2.1.21. Parafusos normais à direção da prensagem
.. J J ... Àm
Fig.2.1.22. Equilíbrio de forças nos parafusos normais à direção de prensagem.
prendendo as partes do molde dÍ\,didas ao longo do plano na direção da prensagem.
Conforme mostrado na figura, não há intervalo entre as partes do molde até que a elongação total dos parafusos seja menor que a soma da elongação do parafuso causa da pela protensão e pelo encurtamento da parte do molde. A elongação do parafuso, como resultado da protensão, é
). _ L 's -
_ Ls(I _ LsFp _ 4Ls Fp
se -
E
-
AE -
d2nE
Já que o diâmetro médio da parte comprimida vale Dm
= d + ; ; o encurtamento
das partes do molde será
=L
..1. m
= Lm(I = LmFp = me
E
AE
4LmFp (
L)2 nE
d+2"
Pela Fig. 2.1.22 pode-se verificar que não ocorre intervalo até que
Fc
:s;
(As + Am) tg qJ
282
PLÁSTICOS
mas F tgep = -E. À..
assim
Fc ~ (),. + 2m} ~P
•
ou
da qual
4LFp
Fc - 1 ::s [_d F d L -
p
F;F - 1
o:§
]!
+ 2
L
(2d)2 2d +
na qual a protensão do parafuso Fp ~
Fc
--:::2---:-d--=--:-)~2 2d+L + 1
-'--(
kp.
(2.1-31)
Na fórmula (2.1-31), Fp ::: protensão dos parafusos (kp); Fc ::: Fct/m ::: força de compressão para cada parafuso (kp); m = número de parafusos (peças); F'ct ::: força de compressão total na direção dos parafusos (kp); d ::: diâmetro do parafuso (cm); Ls ::: comprimento do parafuso (em); e Lm ~ Ls "'" L ::: comprimento da parte do mol de comprimida (em). O diâmetro do parafuso ainda deve ser verificado. Neste aspecto, sabe-se que a ten são que atua no fuste do parafuso pode atingir no máximo r vezes a tensão admissível openn . na seção transversal, isto é, a
:§
ra perm.
mas
e assim,
4Fcr -d 2
m n
o:§
ra perm
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
283
a partir da qual
d~
V
4Fct cm nmrCTperm •
(2.1-32)
Como medida de precaução, é aconselhável considerar a máxima pressão de com pressão espec.ífica que seja provável ocorrer, para o cálculo do valor de Fel, dando atenção ao fato de que a máxima pressão específica surge no fechamento do molde ou imediatamente antes do fechamento do molde. Assim, a superfície prensada é aproxi madamente a projeção do produto no plano de divisão. E aconselliável desenhar as partes do molde no dimensionamento, primeiro de acordo com um "palpite", toman do-s.e o comprimento L do parafuso a ser utilizado e o número de parafusos (m), e então determinando o diâmetro d do parafuso . A tensão admissível 0pelm. para aço ao carbono , em vista do exposto, vale: O"pcrm .
O"B
=
lo
=
12'
para parafusos de aço de liga O"perm .
CT B
A partir dessas fórmulas obtém-se d . Conseqüentemente , pode-se determinar o valor de F p .
2.1.5. Dimensionamento de nwlas helicoidais Freqüentemente surgem, nos moldes de plástico, molas cilíndricas de aço de parafuso feitas de fios metálicos de seção circular. Entretanto, de acordo com a experiência, essas molas freqüentemente apresentam falhas: quebram-se. Examinando-se a causa das quebras, verificou-se que eram causadas pela fadiga .do material, na maioria dos casos. Os cálculos seguintes introduzem a fadiga do material no processo; portanto, pode-se supor com certeza que a vida útil das molas, calculada com o auxl1io das informações contidas, será adequada à vida útil do molde . Entretanto, deve-se mencionar que esse cálculo vale somente para molas feitas cuidadosamente de material perfeito. Molas com superfícies descarbonizadas, aqueci das antes da têmpera, rachadas durante o enrolamento, ou de valor reduzido por outras razões não podem ser adequadas para a função . Omitindo-se explicações teóricas, as fórmulas básicas necessárias para os cálculos são apresentadas (Bibl., 5 e 6). ,
onde TiJenn.
P R
l6PRK
nd 3
-<
'perm .
= tensão de cisalliamento admissível (kp/mm2)
= carga admissível (kp) = raio médio da mola helicoidal (mm)
d K = fator de ''Wahl'',K = 4D - d + 0,615 D
4D-d
(2.1-33)
284
PLÁSTICOS
d = diâmetro do fio de aço (mm) P = elongação da mola causada pela carga total
fP
3
= 64PR n
(2.1-34)
Gd4
onde
.f!,0tal = elongação da mola (mm) G = módulo de elasticidade transversal do material, G = 8 000 (kp/mm2 )
n = número de espiras sujeitas ao carregamento. A tensão de cisalhamento admissível T penn. da fórmula não somente é função do material e da vida útil especificada, como também é função do diâmetro d; assim, os resultados medidos teriam de ser transcritos para uma forma matemática. Assim, com relação a uma corda de piano, que contém de 0,45 a 0,55% de carbono, 0,6 a 0,9% de manganês, 0,8 a 1,1 % de cromo, 0,15 a 0,18% de vanádio, em caso de um período de carga N = lOS a 10 6 , determinou-se a correlação .porm.
=
51,7+(d~~,5)
(2.1-35)
com o uso dessa correlação, a fórmula básica original assumiu a seguinte forma: 3
8D P = rrd
[
51,7+ d+73] 1,5 [ 4D-d I O.615d 4D-4d + D
1
(2.1-36) .
e I
fP
= PD3 10-3
(2.1-37)
d4
ondef~ == elongação (ou deslocamento) de uma espira no caso da cargaP(mm).
Para facilitar os cálculos, as Figs. 2 .1.23 e 2.1.24 foram preparadas utilizando-se as relações anteriores. Do ponto de intersecção da reta que se inicia do valor de P na parte inferior da Fig. 2 .1.23 com a reta que corresponde ao valor de D, o diâmetro d do fio necessário poderá ser obtido, ou, se necessário, determinado por interpola ção. Na parte superior da mesma figura, para facilitar a interpolação, o valor de d pode rá ser lido na escala da esquerda, e através do ponto de intersecção entre a reta com o valor P na escala inferior e a reta inclinada correspondente ao valor de D (para superior do diagrama), este é determinado . Com os valores de D e d, os deslocamentos fI e floo surgirão como resultado da aplicação de cargas de 1 kp, na parte inferior da Fig. 2.1.24, e de 100 kp, na parte superior da mesma figura. O valor obtido é multipli cado pela carga P; assim, obtém-se o deslocamento (ou elongação) de uma espira da mola. O número n de espiras necessárias pode ser determinado a partir da seguinte rela ção:
f lotal p~1
n=--
n~1
ou
n
lol • 1 = f P~100
n~lOO
(2.1-38)
cJ 10
9 8 7 6
E E o'
5 I.
;;:
o
"lJ
e
3
a;
.i5..,
E 2
1.5 D 100 90
80 70
ê 60
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1.0
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g 20
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E
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10
I
2
3
S
6
7 B 9 10
20
30
1.0
50 60 70 8090100
200
300
1.00 500 kp
Capacidade de carga Pm8l< Fig. 2.1.23. Ábaco para determinação do diâmetro do fio para molas, sob uma carga dada. Na parte inferior do ábaco, a curva que passa pelo ponto de intersecção das retas a partir dos pontos correspondentes à carga conhecida (Pmax) e diâmetro médio (D)
da espiral, dá o diâmetro do fio em milímetros. Na parte superior do ábaco, o valor numérico da curva que passa pelo ponto de intersecção das retas que saem dos pontos
correspondentes à carga conhecida (Pmax) e diâmetro do fio dá o diâmetro médio da mola espiral em milímetros.
o 100
E 90
E 80
~. 70
p= Carga de 1 kp
Q) 60
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50
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10
0.1
=------ ________ 0.2
0.1. 0.5 0.6 0.7 0.8 09 10 Subsidência de 1 volta
0.3
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V
6
P= Carga de 100 kp
7
8 9 10 mm
20
30
LO
50 50 70 0090 100
Fig. 2. 1.24. Ãbaco para detennina,r as dimensões de molas espirais. Na parte inferior do ábaco. o ponto de Intersecção das retas a partir do ponto correspondente ao diâmetro médio da mola espiral, com·a reta inclinada correspondendo ao diâmetro do fio, deve ser proje[ado no eixo inferior. Assim, a subsidcncia de uma volta pode ser lida para uma carga de 1 kp. Procedendo do mesmo modo na oarte
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE 285
Deve-se mencionar que os cálculos anteriores somente são válidos para a carga que atue em dois planos paralelos, que satisfaçam às seguintes condições: 1) nonnais ao eixo da mola helicoidal; 2) no eixo central da mola; 3) para molas helicoidais com extremidades livres; 4) molas não muito longas (para que não empenem na parte cen tral sob carga). Entretanto, devem representar a parte predominante dos casos que ocorram na prática. Uma discussão de todos os casos possíveis excederia o escopo deste livro. No caso de se utilizar uma corda de piano de qualidade inferior (0,60 a 0,75% de carbono, 0,9 a 1,20% de manganês), o valor de d deverá ser aumentado de 7%.
Exemplo : Qual é o diâmetro do fio a ser utilizado para a produção de uma mola, em que 1 = 50 mm sob uma carga de 250 kp, e se o diâmetro da mola helicoidal for D = = 50 mm? O material é corda de piano de qualidade inferior (0,60% de carbono e 0,90% de manganês). Na escala inferior da Fig. 2.1.23, a reta que passa por P = 250 kp, e sobe, deve ser seguida até que intercepte a reta que vai para a esquerda a partir do ponto correspon dente a D = 50 rum (escala da esquerda). No ponto de intersecção, o valor de d = 8,7 mm (interpolado a olho nu) poderá ser lido. Devido à qualidade inferior do material, aumentando o{) de 7%, temos d = lO mm. Traçando-se uma perpendicular ao eixo infe rior do diagrama através do ponto de intersecção das retas marcadas d = 10 mm e D = 50 mm, da Fig. 2.1.24, detenninar-se 1100 = 1,25 mm. Assim, 2,5 vezes esta por espira para uma carga de 250 kp, ou/Jso = 3,1 mm. Se o deslocamento necessário for I~;:U= 50 mm, então o número de espiras de operação necessário será
n=.2Q.= 3,1
161 '
~17.
2.1.6. Dimensionamento de molils Belleville A aplicação das molas Belleville aos moldes de plástico ainda não é amplamente difun dida, embora fosse vantajosa em todos os aspectos. As desvantagens das molas helicoidais cilíndricas são: 1) na produção das molas helicoidais cilíndricas, freqüentemente ocorrem rachaduras microscópicas na superfície dos fios (resultando em quebra precoce), 2) freqüentemente sofrem efeito da fadiga, e "sentam" (isto é, alteram seu comprimento efetivo), 3) são necessários equipamento especial e tratamento térmico para sua produção (especialmente se feitas de fios gros sos). As vantagens das molas Belleville são: I) a vida útil das molas Bel1evil1e - em caso de dimensionamento adequado - é quase ilimitada, 2) para sua produção, somen te é necessária maquinaria de prensagem de eixo excêntrico e ação simples, encontrada em qualquer fábrica. Se a mola helicoidal quebrar, terá de ser substituída. Se uma ou outra placa de uma coluna de mola Belleville quebrar, será suficiente substituir somente a peça quebrada. A mesma força de compressão pode ser aplicada a ambos os tipos de mola, mas a Belle ville requer menos espaço. Finalmente, as molas Belleville não têm oscilação nem des locamento lateral, como as molas helicoidais maiores. Talvez a difusão dessas molas fosse facilitada se seu dimensionamento fosse descrito na forma do breve resumo seguinte. A teoria de dimensionamento pode ser encontrada na literatura técnica relevante (Bibl., 8 e 9).
286
PLÃSTICOS
Designações: b = d e•t • d in ••
= 2,1
a = dext. 2
X 10 kp/cm 2 (módulo de elasticidade) J.1 = 0,3 = coeficiente de Poisson f == deflexão das molas Belleville, cm h = altura da mola Belleville, cm t = espessura do material, cm A capacidade de cargaP das molas Belleville é dada por
E
6
P=
(1-:~Ma2 [(h-~)(h-f)t+t3]
A tensão que atua na superfície interna do furo (a
kp.
(2.1-39)
< 1,5 X 10 4 kp/cm 2 ). (2. 1-40)
onde
M= _6_ ((b-l)2) n In b
(2.1-40
b2
(2. 1-42)
(2.1-43)
C2=_6_(~) nln b
(2.1-44)
2
Tabela 2.1.1. Constantes M, C, e C, para dimensiontlmento das molas Bellevil/e (Bibl., 5) b=deu .ldlnt .
1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,6 3.0 3,4 3,8 4,2 4.6 5,0
M
C,
C,
1,02 1,07 1,14 1,18 1,23 1,27 1,35 1,43 1,50 1,57 1,64 1,71 1,77
1,05 1,14 1,23 1,30 1, 39 1,46 1,60 1,74 1,88 2.00 2,14 2,26 2,38
O
0,31 0,46 0,57 0,64 0,70 0,73 0,76 0,78 0,80 0,80 0,80 0,80 0,79
287
DIMENSION AMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
o cálculo é grandemente facilitado pela Tabela 2.1.1, na qual os valores de M, C 1 e C2 podem ser encontrados ou determinados por interpolação. A capacidade de carga das molas Belleville está contida na Tabela 2.1.2. Tabela 2.1.2. Dimensões e capacidade de carga das molas Belleville.
Carga (P) , kp
Dimensões, mm d0 1l.'.
d'Dl.
/"
ha
deflexãof= 0,25 h P"p
f mm
kp jmm'
I
deflexão f = 0,50 h P"p
f mm
kp jmm'
8,0
4,2
0,30 0,40
0,25 0,20
5,4 8,1
0,062 0,050
90,6 81,0
9,3 15,2
0,125 0,100
171 155
10,0
5,2
0,40 0,50
0,30 0,25
9, 1 12,6
0,075 0,062
88,5 81,0
16,1 23 ,6
0,150 0,125
166 155
12,5
6,2
0,50 0,70
0, 35 0,30
12,3 24 ,6
0,087 0,075
79,5 83,0
22,1 47,1
0,175 0, 150
152 160
14,0
7,2
0,40 0.30
12 ,4 29 ,3
8;2
0,70 1,00
78 ,0 75,3
21 ,6 56)4 31,4 72,0 43 ,0 89,4
0,225 0,175 0,250 0,200
145 142 147 144
9,2
17,7 37,4 24 ,2 46,5
77 ,0 73 ,S 77,5 74,4
18 ,0
0,45 0,35 0,50 0,40
0,100 0,075 0,112 0,087 0,125 0,100
0,200 0,150
16,0
0.50 0,80 0,60 0,90
20,0
10,2
0,55 0,45
31 ,4 56 ,4
0,137 0,112
78,3 70,4
56,5 108,2
0,275 0,225
149 145
22,5
11,2
0,80 1,10 0,80 1;25
0,65 0,50
31 ,6 71 ,5
0,162 0,125
77,5 75,S
55,0 137,0
0,325 0,250
146 145
25,0
12,2
0,70 0,55
37,8 107,0
0,175 0,137
74,S 78,2
66 ,3 207,0
0,350 0,275
141 152
28,0
14,2
0,90 1,50 1,00 1,50
0,80 0,65
49,0 107,0
0,200 0,162
76.5 77,0
85,S 204,0
0,400 0,325
145 149
31,S
16,3
1,25 1,75
81 ,7 144,0
0,225 0,175
0,450 0,350
156 146
18 ,3
1,25 2,00
0,250 0,200
132,0 370,0
0,500 0,400
40,0
20,4
1,50 2,25
22,4
50,0
25,4
201 ,0 438,0
56,0
28,5
1,75 2,50 2,00 3,00 2,00 3,00
1,60 1,30
197,0 427,0
0,350 0,275 0,400 0,325
202,0 461,0 278,0 548,0 360,0 847,0
0,575 0,450 0,650 0,500 0,700 0,550 0,800 0,650
142 150 151 149
45,0
75,5 192,0 114,0 240,0 157,0 285,0
82,0 75,5 75,0 77,5 80,0 77,0
146,0 276,0
35,S
0,90 0,70 1,00 0,80 1,15 0,90 1,30 1,00 1,40 1,10
a Atenção: a altura total das molas h + t h = altura interna da mola Belleville t = espessura do material f = deflexão da mola Belleville.
0,287 0,225 0,325 0,250
82,0 75,0 80,0 79,0 80,0 77,0
344,0 815,0
148 145
155 145 152 152 145 148
288
PLÁSTICOS
BffiLlOGRAFIA 00 CAPITULO 2.1. KleinJogel-Haselbach, Rahmenlormel. W. Emst u. Sohn, München (1976). Peterson, R. E., Stress COllcentratioll Factors. J. WiJey and Sons, New York (1953). Timoshenko, S., Strength 01 Materiais. Van Nostrand, New York (1941). Thum-Lorenz, VOrSpa/llllmg IInd Dauerhaltbarkeit von Schraubenverbindungen-Deutsche Kralt lahrt Forsch. VDI Verlag GmBH, Düsseldorf (1941). 5. Roark, R. L, Formulas lor Stress and Strain. McGraw HilI, New York (1954). 6. Wahl, A. M., Helical compression and tension springs. ASME, paper A-38. J. Appl. Mech. VoI. 2, 1 (1935). 7. Carlson, H. C. R., Properties of spring materiaIs and allowable working stress. Prodllct Design Handbook, McGraw HilI, New York (1955) . 8. Pattanlyús, A. G., Gépész- és viliamosmérnokok kézlkonyve. (Manuallor mechanical and electrical engineers). Müszaki Konyvkiad6, Budapest (196 Jl. 9. Buchert, S. M .-Omberg, R. P., GraphicaJ design of Belleville Springs. Mach . Des. No. 8. (1967). 10. Erdõsi, J., Elõfeszílett sajtol6szerszámok méretezése. (Dimensioning of preslressed molds). Gép. No. 4. p. 137, (1967). \. 2. 3. 4.
2.2. As bases da reologia e sua aplicação no projeto As leis do fluxo dos líquidos, neste caso plásticos fundidos em condu tos fechados (du tos e canais - na verdade, aqui, este tenno não tem o mesmo significado que na Hidráu lica, onde indica um conduto aberto), são investigadas pela ciência chamada reologia. As investigações remontam há quase 100 anos, mas os resultados raramente têm sido utilizados até agora. A discussão exata das questões envolvidas requer um alto conhecimento matemático não possuído por técnicos e por alguns engenheiros engaja dos no trabalho prático. Em muitos casos, a solução dos problemas, mesmo com a utilização de computadores modernos, é impossível. Em seguida, faz-se uma tentativa de resumir certas partes deste ramo da ciência nu ma forma substancialmente simplificada, e torná-lo aplicável à prática. Embora as sim plificações sejam feitas às custas da precisão na maioria dos casos, pode-se esperar melhores resultados que em caso de utilização de valores (dimensões) escolhidos arbi trariamen te. t necessário dizer que o incentivo para um dimensionamento mais correto é extre mamente pequeno . Não há dúyjda de que já têm sido projetados e feitos moldes de injeção que funcionam bem sem quaisquer cálculos reológicos, e parece que o dimen sionamento de canais de distribuição, gargantas, etc., ao invés da estimativa e uso de valores experimentais, é apenas uma desnecessária perda de tempo. Na prática, quando se coloca um molde em operação, os parâmetros de operação (temperatura, pressão e tempo) são modificados até que o molde finalmente esteja pronto para produzir. Entretanto, com relação a dúyjdas quanto à energia utilizada desnecessariamente pelo molde que funciona dessa fonna ou ao tempo de duração de seu ciclo de operações, acima dos ótimos, não há atenção especial. Os dimensionamentos reológicos estão ligados diretamente a essas questões, e já é hora de os métodos estimativos serem substituídos pelos métodos de dimensionamento, mesmo que os resultados obtidos não sejam totalmente precisos.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
289
2.2.1. Fundamentos De acordo com a exposlçao de Newton, no fluxo de um líquido ideal (chamado "newtoniana") em um conduto fechado (tubo), as camadas do líquido não se movem com a mesma velocidade, pois ocorre um arrastamento das camadas, umas por sobre as outras. A tensão de cisalhamento r que causa esse arrastamento pode ser expressa atra vés da seguinte fórmula: r = 1] ( : ; ) = 1]Y
(2.2-1)
onde
r = tensão de cisalhamento, = viscosidade dinâmica do material,
1/
de velocidade = i' = variação da velocidade no plano normal à direção do fluxo. A viscosidade dinâmica 1/ é a resistência do material contra o fluxo, uma proprie dade que depende da temperatura e de outras condições. Seu valor numérico pode ser determinado com o viscosÍmetro. Com esse instrumento, o tempo de escoamento de uma certa quantidade de material através de um tubo rmo (capilar) de dimensão-pa drão é medido, e com ele é determinada a viscosidade. A unidade de viscosidade é o Poise, denotado por P:
dv/dy
= gradiente
77CjS
= din. s/em 2 =
1 P.
A unidade prática
77prat
= kps/cm 2 =
98,1 P,
77S1
= 0,1 N s/m 2 =
IP
= 0,1
Pa. s
A centésima parte dessa unidade é utilizada na prática, e é chamada centi-Poise, de símbolo cP. (para que o leitor tenha alguma noção da unidade de viscosidade, mencio na-se que a viscosidade da água a 20°C é de cerca de I cP, a viscosidade dos óleos e tintas fica entre 10° a 10 3 P, enquanto que a viscosidade dos plásticos fundidos é de 102 a 10 6 P.) Também é necessária a viscosidade cinemática v, que é a relação entre a viscosidade dinâmica e a densidade do material 1]
')'
(2.2-2)
v=-=1]g
º .
º
onde = r/g = densidade do material, e g = aceleração da gravidade, constante. Sua unidade é o Stock (St), sua centésima parte é o centi-Stock (cSt). A viscosidade dos óleos é dada em graus Engler. Seu valor numérico indica quantas vezes mais tempo é necessário para que uma certa quantidade de óleo flua de um tanque através de um capilar de comprimento e diâmetro constantes que uma quantidade idêntica de água . ° 1/ E
=
tempo necessário para escoar 200 cm 3 de óleo a t °c ---=-----:..-------------, tempo necessário para escoar 200 cm 3 de água a 20°C
Foi encontrada a seguinte correlação entre a viscosidade cinemática e a viscosi dade Engler:
v=
7,6E(I-13)
cSt.
(2.2-3)
N
\Q
o
..., t'"
;1>. [J).
>-l
ri O
[J).
Tabela 2.2.1. Oleos utilizados nos sistemas hidrdulicos
01eo de turbina
01eo de máquina
01eos especiais
Características Viscosidade a 20 °c, cSt
°E Viscosidade a 50 °c, cSt
°E
Hydro
Ta 20
Ta 30
20
30
45
45-53 6-7
17,5-23 2,6-3,2
30-38 4-5
20-25 2,9-3,5
30-35 4-4,7
45-50 6-6,6
0,900
0,910
0,910
200
180
180
180
185
190
T20
T 30
70-120 9,2-16
-
-
15-21 2,3-3
30-38 4-5
180
190
-
T 50
-
Densidade a 15 °C Ponto de inl1amação, mínimo, °c Ponto de solidificação , máximo, °C
+5
+5
+5
+5
+5
-20
-15
-20
Número de acidez, máximo , mg.KOH/g
0,06
0,06
0,06
0,06
0,06
0,05
0,05
0,05
Número de saponificação, máximo, mg.KOH/mg
0,15
0,15
0,15
0,10
0,15
Teor de água, máximo, %
0,025
0,025
0,025
0,025
0,025
Cinza, máximo, %
0,005
0.005
0,005
0.005
0,005
Impurezas mecânicas, máximo, %
0,007
0,007
0,007
0,007
0,007
0,50
0,70
0,80
0,05
0,10
Sediment_
anó~ te_~te
rtfO: ~mlll"lfir.~If'.:i(\ m::íyimn (X,
DI~!ENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
291
As propriedades dos óleos hidráulicos aplicados estão con tidas na Tabela 2.2.1. Por que os líquidos densos, como são os plásticos fundidos, não fluem por si mesmos (isto é, somente pela ação da gravidade) através do capilar padronizado para medida de viscosidade, é necessária uma pressão substancial para a medição . Assim, no caso de líquidos densos, mede-se não a viscosidade "real", mas a "aparente". O tempo necessário para o estabelecimento do fluxo depende não só da tempera tura , como também da pressão . A viscosidade dos líquidos pouco densos a uma dada temperatura pode ser dada por um único número, mas no caso de líquidos densos será necessário um diagrama a partir do qual fosse possível verificar como a temperatura depende da pressão a uma dada temperatura. Estabeleceu-se através de experimentos que para líquidos densos, especialmente em grandes velocidades de escoamento, a lei de Newton descrita não expressa precisa mente as condições de fluxo. Assim, a aplicação de relações mais próximas da realida de foi recomendada. Entre elas, o mais simples mas suficientemente preciso resultado para a prática é dado pela regra da potência, que essencialmente é a forma generalizada da lei de Newton (Bibl., 3).
dV)" = J.q". . .. = J1 (dy
(2.2-4)
o valor de n para plásticos fica geralmente entre 0,25 e 1,0, mas um valor entre 0,33 e 1,0 é mais característico. Ao invés de denotar a viscosidade real por 7) nesta fórmula, foi introduzido o sím bolo f.i. relacionado a líquidos densos . Se n = 1, a fórmula resultará na lei de Newton. Nos itens seguintes o valor geral de n também será utilizado nas deduções.
2.2.1.1. Escoamento em condutos de seção circular A força acarretada pela diferença de pressão, que causa o fluxo dP (Fig. 2.2.1), é
dP = Ap[(r+dr)2n-r2n].
(2.2-5)
A mesma força dá origem ao arrastamento entre camadas; assim, pode ser escrita:
dP = 2[(r+dr)n-rn]ü.
(2.2-6)
Das duas equações acima
Ap(2rdrn) = 2drntL. Simplificando , integrando e rearranjando,
Apr .. =
(2.2-7)
2L .
I r
~M Fig.2.2.1.
~.~
292
PLÁSTICOS
Essa fórmula será muito importante no que se seguirá, pois é utilizada para determinar a tensão de cisalhamento a partir do formato geométrico do tubo e da queda de pres são. Entretanto, de acordo com a regra da potência r=11
dV)n (dr
e assim
ou se m denotar 1 n
integrando
Llp
v = ( 2LI1
)m( rm+l) m +I
+ C.
A velocidade nas paredes do conduto vale v = O (isto é, se r possível então determinar a constante de integração C.
= R, v = O). Toma-se
e, portanto, (2.2-8)
o sinal "-" refere-se ao fato de que o fluxo ocorre na direção (no sentido) da queda de pressão. A vazão que escoa na unidade de tempo, dQ, vale
)m(_l_)
dQ = 2rn drv = 2n ( Llp (Rm+l r dr-r m+ 2 dr) 2LI1 m+ 1 Integrando e substituindo os valores do limite superior r = R, e do limite inferior
r=O
)
Q = (~)m(_n Rm+3 2LI1 m+3
(2.2-9)
ou, em caso de n = 1 R4 Q = L1pn 8LI1 .
(2.2-10)
A fórmula 2.2-9 abre a possibilidade da determinação prática da viscosidade apa rente J.J.. A fórmula pode ser escrita na seguinte forma:
= (m+3) ( LlPR)m 2LI1 4
(~) 3 nR
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
293
ou = (m+3)"(~)JI ( JPR) 2L 4 nR3 11·
Como, de acordo com o que foi visto, m fica entre 1 e 3, [em 1 e 1,15, podendo ser tomado um valor mé dio de 1,07. Já que 1/1,07 = 0,93, a viscosidade aparente R ( JiL )
't
11 = 0,93 ( 4Q )" rrR3
y"
+ 3 )/4]n = variará entre
(2.2-11)
onde
R e L são constantes do viscosímetro t1[J = pressão aplicada
Q = quantid.ade de plástico fundido que escoa na unidade de tempo (vazão).
Quando se fazem os cálculos, o valor material do expoente n algumas vezes é neces sário. Esse valor pode ser determinado a partir de medições feitas para duas pressões diferentes. Denotando-se, para uma das medições, a pressão t1[Jt e a vazão do material como Q" e fazendo-se o mesmo para a segunda medição (t1[J2' Q2), será possível escrever =
'ta
= I1Y~
2!. = substituindo-se os valores de
T
't 2
e l'
Il'n
'tl
(l!-)" Y2
= (Ql)" (~) Jp2 Q2 com esta e a fórmula anterior, temos
(JP1) = I (.ili) g Q2
Ig Jp2 n =
conhecendo-se n, o valor de
J-I.
Ig 'tl-Ig 't 2
Ig Yl -Ig Y2
poderá ser determinado, pois: 't2
't
IJ. =-:;;
Yl
ou
IJ.
= 'ÍI~'
(2.2-12)
294
PLÁSTICOS
Se resultar qualquer diferença entre os valores d: ~ determinados a.través das duas fórmulas acima, então deverá ser utilizado o valor medlO no ~ue se segUIr. . , Diagramas de tensão de cisalhamento em função do gradiente de ~e.locldade de v,a rios plásticos, elaborados com o uso de viscosímetr? , devem .ser utilizados nos cál culos. Os diagramas são preparados em papel (di)logar:tmo (v . FI?s. 2.2 .2 a 2.2.8). . Em alguns desses diagramas, as curvas são dedUZidas a partir de duas f?ntes dlf~: ' stem diferenças bastante significativas entre as curvas de cada diagrama, Ja ren t es. EXI '1' -. de amo que as companhias produtoras de matérias-primas utl Izam varlos processos lecimento. POLlETILENO
la' I
e-e-e--
1 VESTOLEN A 6016 (Hüls) 2 POLlETILENO MFI 190/ 2 20 M ateri al pa ra moldagem de injeção J POLlETI LENO MF I 190/2 0, 3 Material para extrusão
.
o '
I~ E ~ ~ - E
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I·2
10 o la
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220D~S!! 1700C 2
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III I 111 1
211~1 ( la
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., , 180 e I~ 7 ~ ~"""
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I
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I
I
Gradiente de velocidade 'Í' sec-' I II 2
!
10 3
I
o
Fig. 2.2,2. Diagrama de tensão de cisalhamento em fun ção do gradiente de velocidade do PE (polietiJeno).
Talvez outros polímeros estejam misturados com o material, em várias proporções, com o fim de melhorar suas propriedades. Assim, os valores corretos seriam obtidos somente através do diagrama recebido em consignação. Entretanto, as empresas fabri cantes de materiais plásticos ainda se recusam a incluir tais diagramas com a consigna· ção, embora sejam necessários também em relação a outros aspectos tecnológicos. Por enquanto não há nada que possa ser feito , apenas satisfazer-se com os dados conhe cidos através da literatura técnica (Bibl., 2 e 6). Os valores da viscosidade, nos diagramas , podem ser encontrados para duas tempera turas. Os dados relativos a qualquer temperatura ótima entre esses limites podem ser determinados através de interpolação linear (v " para detalhes, o item 2.2 .1.8). Se pos sível, a extrapolação deve ser evitada.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
295
POLlPAOPILENO iO
1 VESTOLEN P 4700 (Hüls)
'I - 2 POLlPAOPILENO MFI 230/2 11
3 (lCI)
t--"
-~c. ....
10
~~
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ao
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V
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/190°C..... 'Í500 (
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C
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1
~
I
~
I-
o
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:==230 C -
I
I
270°C ."
)
Gradiente de velocidade
'Y sec- I
I
10 1 .
10 2
lO'
10°
10 3
lO"
Fig. 2.2.3. Diaarama tensão de cisalhamento-gradiente de velocidade para o PP (polipropileno). POLIAMIDA 6,6 10
~ 1I
10
.
1 Nylon 6.6. tipo para moldagem
de injeçlJo normal (ICII I
I
~,.,
. /~ V
5 t:~ -- .....
1 ,- __
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ler =tl o -'lll '- c
2ijg-
=
c
Y
V
300°C
~~
10" : 10
Gradiente de velocidade i sec- I 0
lO'
10 1
10 3
Fig. 2.2.4. Diagrama de tenslo de clsalhamento·gradiente de velocidade
para o PA 6,6 (poliamida 6,6).
lO "
296
PLÁSTICOS POLlESTIRENO
101
I I
I - - VESTYRON (Hüls) Poliestireno de impacto (ICI) VESTYRON X 2604 (Hüls)
t:== §
t::
3~
lo:
180°C
I- ; I- ~
180°C
.r.
..
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10
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I
I
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I
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V
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I-
1.1 I 21O ° C
Gradiente de velocidade i'
-2
I
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3~
220°C" 220°C 210°C
e.-li
I--~
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I
I
I- o
~~ - c
V
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1-'"
.......
I
I--
10a.~
I
~c:-I ~
o
10'
Fig. 2.2.5. Dispama de tendo de cisaJhamento-gradiente de velocidade
para o PS (poliestireno). METACRILATO DE POLlMETILA lO' I
I - Tipo para maldagem de injeçllo L I - normal (lCI) .
I
I
"
i
~ ~
Y
'I- ],
V
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V
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I
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I..
270°C
I
V ,
I I
I
I
I
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I,
I
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I
I
I
I
I
II
Gra~iente de velocidade
lO'
Fig. 2.2.6. Diagrama de tendo de
10
2
i' sec t
II
10 3
cisa1hamento~diente
pala o PMMA (metacrllato de pohmetila).
de velocidade
10'
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
COPOUMERO DE ACETATO "
~Copol(mero de ecetato MFI 190/2
9 (lCI) ~~
~ ~
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1
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I-
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Vv'
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200°C
r- I-, I , ,
r- ~ -;
~220°C
Gradiente de velocidade i 5,,;-,1 10·7 3 10
10 2
10"
10 3
10'
Fig. 2.2.7. Diagrama de tenslo de cisalhamento1rl8diente de velocidade para o PAc (copolímero de acetato). PVC macio
'o
I
.PVC plastificado
I---
Tipo para mOldagem de injeçlo
--"
"
6
10 Q:::Ci.
.:&
...'"
c= f:::
-
l 5'()o C
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1
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1
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I
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• .,
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I "
190°C
~
""
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~c::
.,
I-
Gradiente de velocidade i 5ec- 1
lO"?
1d
10'
,
10
2
,
10 3
Fig. 2.2.8. Diagrama de tenslo de cisalhamento'iJldiente de velocidade para o PVC macio.
10'
297
298
PLÃSTlCOS
2.2.1.2. Escoamento em condutos de seção quadrangular A força originada pela diferença de pressões, que dá origem ao fluxo, dP (Fig. 2.2.9):
= - [y (t1 p+ :~ dZ) -
dP
Y LI p] .
(2.2-13)
A mesma força origina o arrastamento entre as camadas, e assim, s
dP = -rdz
(2.2-14)
mas, como se sabe,
-r
dV)" = 1l'Y." = 11 (dy
e assim,
da qual,
dV)" = (dy ou, introduzindo-se a variável m
1'.. 11
(ôÔZp )
= lfn
= (~) dy
(~X ôp)m ym 11
oz
multiplicando-se por dy e integrando-se: v
= (.!.. X ôp)m ( ym+l ) + C 11
ôz
m+ I
já que a velocidade de fluxo ao longo das paredes do conduto é zero, pode-se escre ver v = O se y = Hf2, e então a constante de integração seria:
assim, V
=
1 (Ôp)m [(
-"it" 7ii
Hm+l
)
2m+l(m+ 1) -
(y"'+l)] m+ 1 .
y
• H/ 2
~l
,l
Y r--_---"w'--_ _-I
F-=<:+'~~,LJ;L
~ T
dp~!;l2Z~iZ
"r
I---'-------z
-H/2
/ 777777
Fig.2.2.9.
I--------t- z
(2.2-15)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
299
A vazão d 2 Q = v.dx.dy. Integrando-se primeiro de acordo com dy (com limite supe rior +H/2, e lbnite inferior -H/2), tem-se:
2 (op)", [H",+2(m+2)-Hm+2]
dQ
= Jl"'
8z
2m+2(m+lHm+2)
dx
Integrando-se em x, com limite superior w e limite inferior 0, e além disso supondo variação constante de pressão (isto é, usando IIp/L em lugar de ap/az):
Apm (
1
Q = Jlm X Lm Se m
H"'+2w
]
(2.2-16)
2m+l(m+2) .
= 1, temos Q = ApwH8 12J.LL
(2.2-17)
A fórmula anterior também pode ser escrita na seguinte forma:
G)(Af:) = [2(:~;)Qrm = (w62?r
m
Já que m 1/1,09
= 1 a 3, tem-se
= 0,92, e tem-se:
[em
[2(mt
)f'"'
2
+ 2)/3jllm = 1 a 1,18, com uma média de
(A;:)
Jl = 0,92
1,09, e assim
= 0,92""::'
6Q )" ( wH2
(2.2-18)
1"
Deve-se enfatizar que a fórmula anterior é válida somente no caso de w > lOH. Em um conduto com largura menor que essa, ocorre um significativo fluxo transversal; assim, a fórmula não dá resultados precisos.
2.2.1.3. Escoamento em seções anulares A fórmula 2.2-16 é adequada para a caracterização das condições de escoamento numa seção anular (entre dois cilindros concêntricos), devido ao lado maior da seção qua drangular poder ser considerado como a seção transversal desenvolvida de um anel circular com w = 2rk1T de circunferência (isto é, rk = (R + r)/2 de raio) e ti = R - r = = H de "espessura de parede". Com tal consideração, a vazão que flui no anel circular é expressa da seguinte maneira:
Q
I (AP)"' 2rkn<5m+2
= J.J.m L
2m+l(m+2)
1 (AP)m n(R+r)(R-r)m+2
= J.J.m L
"'m-l-l/ .•• , ... ,
(2.2-19).
300
PLÃSTICOS
Deve-se observar que o valor de Q determinado anteriormente é apenas aproximada mente correto, e uma dedução mais precisa (Ribl., 2) fornece o seguinte resultado:
Q = nLJpR i 8/1L
[CfJ'-I)- (/32-1)2] In
onde ~ =Ro/Ri = Do/Di
De = diâmetro externo de anel circular
Di = diâmetro interno do anel circular.
f3 '
2.2.1.4 . Escoamento em condutos com outras seções transversais Sem descrever as deduções, são fornecidas as seguintes fórmulas: Em caso de furo cônico (Bibl., 7):
(2.2-20)
f3=(~:) se houver inserção,
[LJPR~~ - f3)] /1=
(~)n(~) n~
(2.2-21)
3n
Nas deduções anteriores suptmha-se escoamento axial, o que era mais ou menos justificado no caso de um círculo, um anel circular fmo e uma seção quadrangular. Entretanto, os canais de distribuição dos moldes de injeção freqüentemente têm seções trapezoidais; algumas vezes são semicirculares ou de seções de formato quase quadrado. No caso de tais perfis, a suposição já não é justificada. Entretanto, a solu ção da equação diferencial geral de Bernouilli (supondo-se fluxo bi ou tridimensional) é muito complicada - se ao menos for possível - mesmo com perfis geométricos rela tivamente simples. O resultado - devido à complexidade - não tinha aplicação, na prática. Em tais casos, o uso do chamado raio hidráulico é necessário. Ele tem sido aplicado favoravelmente e sem erros significativos em muitos casos da mecânica dos fluidos, dado por
2T rh = K onde T;:: área da seção transversal; K
= sua circunferência inscrita.
(2.2-22)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
301
Introduzindo-se o raio hidráulico, o fluxo que ocorre em um conduto de seção não -circular pode ser transportado para uma seçllo circular de raio rh. Para seção semi circular,
I ) ) ( = K2T = 2 (R2 -2- Rn+2R = O,6IR. n
rh
Para seçllo quadrangular, a
rh
="2
se a for o lado do quadrado (profundidade).
2.2 .1.5 . Perdas localizadas : entradas As fórmulas anteriormente deduzidas são corretas apenas para fluxo isotérmico, esta cionário e laminar. Tal escoamento, entretanto, desenvolve-se somente em condutos de comprimento "adequado". Se o conduto for curto, será desenvolvido um torvelinho na entrada, cujo efeito deverá ser levado em consideração. Isso é feito da seguinte maneira : b(a+6)] (2.2-23) Lcorrilldo = Lat.w [ a(b+6) onde a = L/R dado pelo viscosímetro; b == L/R em relação ao conduto (canal de distribuição e garganta).
22 .1.6. Equação de estado de Van der Waals para os plásticos Certos dimensionamentos reológicos necessitam da equação de estado de Van der Waals para plásticos, que determina a correlação entre a temperatura e a pressão. A fórmula é a seguinte :
(v-b)(P+c) =
(~) T
(2.2-24)
onde v == volume específico de material (1 g dele), em 3 p == pressão específica, kp/cm 2 R == constante geral dos gases = 82,05 cm 3 .atm/mol.°K b, c eM = yonstantes do material (v. Tabela 2_2.2). TQbda 2.2_2. Material Poliestireno Metacrilato de polirnetila Etil«lulose Butirato de acetato de celulose Polietileno
b,cm l
c, kpJcm'
RJM
0,822 0,734 0,720 0,688 0,875
1840
2130 2370 2810
0,79 0,82 1,35 1,50 2,92
3240
302
PLÁSTICOS
2.2.1.7. Aquecimento dos líquidos que escoam como resultado do atrito A maior parte do atrito que surge durante o escoamento transforma-se em calor, aumen tando a temperatura do líquido que flui. Com boa aproximação, pode-se escrever que o trabalho realizado na conversã'o do atrito em calor vale
L = V.1p onde V = volume que escoa, em cm 3 ; ~ = diferença de pressão entre as seções trans versais de entrada e de saída, kp/cm 2 • Já que 1 kcal = 427 mkp, o trabalho, expresso em calorias,
V.1p L = 42,7
(2.2-25)
cal.
Se o calor específico do material for cp, o peso específico for -y, e o aumento de tem peratura for illCC), teremos
da qual
(2.2-26)
2.2.1.8. Variação da viscosidade do fluido em função da temperatura A viscosidade é determinada a partir das seguintes relações: /l
onde Jl J.l.l w
=
/lI e-01{T-T1)
(2.2-27)
= viscosidade a ser determinada para a temperatura T CK) = viscosidade conhecida à temperatura TI = constante do material.
CK)
O valor de w pode ser determinado através do uso do par de valores conhecidos
J.l.2 e T2 , com base na fórmula anterior:
.!!!. =
e-O>(T.-T1 )
/lI
da qual:
ou
assim,
(2.2-28)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
303
Essa relação expressa - considerando-se a Fig. 2.2.1 O - a viscosidade do material na temperatura desejada T, que pode ser detenninada a partir de interpolação, se os valo· res da viscosidade (/1, /11 e /12) forem medidos em escala logarítmica e as temperaturas (T, TI e T2 ) em escala decimal. )J2
"l. Ol .E!
"\ u,
T2
li
T
Fig. 2.2.10.
2.2.2. Exemplos praticos para a aplicação das fórmulas reológicas 1. Qual é a pressão p I para a moldafem de injeção de um produto de PE à TI 170°C, se à temperatura T 2 = 80 C, na abertura do molde, a pressão residual vale P2 = I kp/cm 2 ? De acordo com a fónnuIa de Van der Waals (2.2.24), pode-se escrever
=
(V-b)(Pl +c) =
(~) TI
(V-b)(Pll+C) =
(!) T
e 2•
Dividindo e arranjando as duas equações,
Pl =
(P2+C)(~:l-c
TI = 170°C = 443°K CpE
Substituindo,
= 3240
T2
= 80°C =
(da Tabela 2.2.2)
353°K
PI = 1 kpfcm 2
PI = 827 kpfcm 2 •
2. Qual é a queda de pressão /).p na garganta do produto mais afastada da entrada do sistema de distribuição (Fig. 2.2.11), se suas dimensões forem: w = 0,3 em, H = 820kp/cm 2
55kp/cm 2
2 emJ
Fig.2.2.11.
304
PLÁSTICOS
= 0,04 em e L 0,5 em? O material é MFI 190;2::::: 20, temperatura de 170°C. O volume do produto é VI = 2 , e o tempo de carregamento associado é t :::::: 2 segundos. Se Vi = 2 cm 3 e t = 2 segundos, então Q V1lt = 1 cm 3 /seg. De acordo com a fórmula (2.2-18),
Y
6Q ) ( WH2
=
6X 1 O,3XO,042
1,25X
Extrapolando na curva correspondente a 170°C da
~
2,4
= 0,92
2.2.2:
(J%:)
assim,
Jp
d
= --:---_=__:
3. Qual é a queda de pressão Ap numa garganta de túnel, cujo menor diâmetro é = 0,05 em, eonicidade o: == 30°, comprimento L ;: : : 0,5 em. Dados adicionais:
=
os mesmos dos antedores. O maior diâmetro garganta de túnel D = 2R 1 + 2 X 0,5 X tg = 0,32 em.
(~:J =
p O denominador da fórmula
= d + 2L.tg(o:j2)
2R 1
= 0,05 +
:::::: 0,156.
1) é necessário para o cálculo
Para essa determinação, o valor de n deve ser conhecido. Sabe-se que, =p."f;
T
=
da qual
(v. fórmula 2.2-12). Na curva mostrada na Fig. nhanças do valor de t. 1:1
dois pares de valores devem ser lidos nas vizi
= 3x
ri = 1,2X 10
2
com isso, n
0,4771--1 2,08 - 3
= 0,568
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
305
com base no que foi visto,
. (4-Q-)" ( I -
Y-
R~ll
71l4
fJ8n) - ( 4 X 1 )0.568 ( I - 0, I 56 1 • 3n llXO,025 3 1,704
_ 346,14 s-I .
) _
Na curva que corresponde a 170 °e da Fig. 2.2.2, esse valor corresponde a kp/cm 1 , isto é: 't'
= ~pRI(I-fJ)
7
= 0,55
= 0,55
2L
daí,
~p
0,55X2XO,5
= 0,16(1-0,156)
k / 2 = 4,07 P em
há uma elevação de pressão. 4. Qual é o aumento de temperatura do material, expresso em °e, que passa através da garganta com as dimensões dadas pelo exemplo 2? Já que o calor especifico do PE é 3 cp = 0,55 cal/g °c e o peso específico vale r = 0,9 g/cm , introduzindo-se a queda de 2 pressão tlp = 65 kp/cm na fórmula (2.2-26),
At =
Ap
42,7c p
=
65 42,7XO,55XO,9
= 3oC.
2.2.3. Dimensionamento e confonnação da zona de unifonnização
(cabeça da matriz) das matrizes de extrusiío No Capítulo 1.4 já se havia estabelecido que a feitura de um produto livre de ondula ções ou distorções está condicionada ao plástico fundido fluir com a mesma velocidade em todos os pontos do orifício da matriz. Entretanto, foi visto anteriormente que a resistência dos condutos (orifícios) de várias seções geométricas é diferente em relação ao plástico fundido; assim, têm de ser aplicados comprimentos diferentes para se asse gurar as mesmas velocidades de fluxo . Em seguida será demonstrado, através de um exemplo - considerando-se as dedu ções anteriores -, como determinar os comprimentos de uniformização que resultem em velocidades de fluxo idênticas.
Exemplo: Determinar o comprimento da zona de uniformização de uma matriz, neces sário para um produto extrudado que consiste de um círculo de raio R e um apêndice retangular de dimensões w X H (w = 2,5 H - Fig. 2.2.12).
-
I ~
·t ~
H
Fig.2.2.12.
306
PLÃSTICOS
De acordo com a fórmula (2.2-9), a quantidade de material que flui através de um conduto de seção circular durante 1 segundo
P
4
Qclr.
nR (t1-;; ) =""8L""" clr.
devido às velocidades relativamente baixas envolvidas na extrusão, n pode ser tomado como sendo 1. A vazão que flui através da unidade de área da seção circular (por exemplo, em cada milímetro quadrado) pode ser determinada dividindo-se o valor Qclre. pela área da seção A = 2 . Assim,
nR
jQeir.
\ ---::4- =
nR4 1 (LJP) R2 8Leir • X R2 rr,' j ; = 8Leir .
(LJP)) j;
.
No caso de uma seçã'o retangular fma e larga, a vazão de material, supondo-se nova
menten= 1, WH3
Qquad.
(t1 P)
= 1-2L - . quad. 1-1
Assim, a seguinte quantidade de material está fluindo através de uma unidade de área Gá que A ::= wH) do retângulo: QqUad.=
A
~ (~) •
12Lquad. f.l
A quantidade de material que flui na unidade de tempo será a mesma em ambas as partes, se
isto é, os comprimentos de uniformização deverão ser selecionados de forma que
R2 H2 8Lelr• = 12Lquad. supondo que a queda de pressão e a viscosidade sejam constantes em ambos os perfis. Disso vem que: Lelr.
= 1,5
(~
r
LqUad.
Já que podem ocorrer perfis bastante diferentes nas matrizes de extrusão, e já que as fórmulas relativamente simples referem-se somente a uns poucos perfis do Capí tulo 2.2, a vazão através dos perfis de canais de distribuição que ocorrem com mais freqüência tem de ser determinada experimentalmente. Parece ser mais prático tomar a quantidade de material que flui através de uma seção quadrada como base (Qquadmdo) e relacioná-la às vazões através de outros perfis (Qperfll). Assim, pode ser determinado um valor F tal que
F
=
Qperfil Qquadrado
e
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
307
ou, em 0utra forma, substituindo, Qperfil Qperfil
=
= F.Qquadnldo F
(.1 P ) ( WH3) 12L --;;-.
O valor de F - naturalmente à parte do formato do canal de distribuição - depende também de suas dimensões (w e H) . A determinação de seu valor numérico pode ocor rer com as fórmulas transcritas na Fig. 2.2.13. Deve-se mencionar que os valores deterForma da seção
Valor deF
transversal
1.1-- ... ---1
., <
)
T
F
= 0,26 (~r -0,98
1-'. - i 1...
CJ H
T~
l--~
-1-L
c=:J-r
F = 0,21 (
~r -0,87 (~)+l
F = O, 10 (
~
F = -0,13
(~r -0,17 (~) +0,6
F = -0,35
(~r +0,37 (~) +0,35
t::=----LL
t=)~ -j
tL
w
~<10-;J:1 • r C7
H
-;; a
72 (
~) + 1
0,5
o ~·\
F =0,30
D~,'
F =0,38
r-W--jJ.H
'T
i
r-o,
F=0,45
H
-,-
(~)+1
F~l
!:i
w
Fig. 2.2.13. Resumo das fórmulas para a determinaçlo do valor da constante F,
que depende do formato do canal de distribuiçio.
308
PLÁSTICOS
minados acima são válidos somente para escoamentos com baixas velocidades (n ~ 1), mas essa condição geralmente existe na extrusão. Se o exemplo anterior tivesse de ser resolvido com este método, então, para a seção circular, H/w = I e F = 0,3 (de acordo com a fórmula da linha 7 da Fig. 2.2.13). Na seção retangular, H/w = 0,4 e F = 0,728 (de acordo com a fórmula da linha 3 da Fig. 2.2.13). Assim, 4
16R Qcir. = 0,3 12L
(.dflP).
clr.
Assim, 0,3 X 16R (~) 4
Qclr.
-y =
12R2nLelr.
=
R2 7,85L eir.
fl
(.1:)
vazão por unidade de área Na seção retangular, Qquad.
ou a vazão Qquad.
A
=
0728 WH3 (~) , lU quad . fl
0,728wH3
(.d P)
H2
= 12wHL quad .---;; =
(.d p )
16,48 ---;;
1 Lquad.
através de uma área unitária . A velocidade de escoamento será a mesma em ambas as seções, se
dessa forma,
Leir. = 2,1
(~
r
LqUad.
Nota: Já que o exemplo não satisfaz à condição w > 10H - conforme estabelecido como condição no item 2.2 .1.2 - o valor obtido com o último método pode ser consi derado como mais preciso que o do primeiro. Com as considerações anteriores somente pode ser detenninada a relação entre os comprimentos de uniformização. O procedimento é semelhante quando o produto extrudado for composto de mais de duas partes geométricas, caso em que o procedimento deverá ser repetido. 2.2.4. Conformação ótima da zona do adaptador das matrizes de extrnsão do ponto de vista da mecânica dos fluidos A zona do adaptador é outra parte delicada da matriz de extrusão do perfil. Na maioria das vezes, a zona do adaptador estreita-se da extremidade da rosca ou torpedo ao iní cio da zona de uniformização (extremidade da matriz); com isso, a velocidade do escoa mento aumenta continuamente. A pressão criada pela rosca é transformada em energia cinética. ~ bastante natural que, do ponto de vista da extrusão, o grau de convergência não seja indiferente, e seja justificado o esforço para a conformaç[o ótima.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
309
A seguir, serão analisadas três possibilidades, com base nas conclusões atingidas, será fornecido o método de construção do perfil que assegurar as condições de escoa mento mais favoráveis. Os três casos analisados serão os seguintes : 1. Seção de diâmetro uniformemente convergente (diagrama de velocidades con vexo). 2. Seção que assegura o aumento de velocidade proporcional à distância percorrida (diagrama de velocidades linear). 3. Seção que assegura o escoamento uniformemente acelerado (diagrama de veloci dades côncavo). Por simplicidade, esses casos serão analisados apenas para seções circulares, e não mais, pois qualquer outro perfl1 pode ser reduzido ao circular pela introdução do raio hidráulico. 2.2.4.1. Seção com diâmetro uniformemente convergente Se o diâmetro de entrada = D, o diâmetro de saída = d, o diâmetro numa distância z do diâmetro D será denotado por y e poderá ser escrito:
D-d
y = D - -L além disso,z =ZL eD
= nd (n >
então
y=
Z
0<:
Z <:
L
I)
dn L-(n -I)zd = d[n-(n -1)2]. L
(2.2-29)
Os fatores QI, deduzidos a partir de valores diferentes de n e Z , podem ser encontrados na Tabela 2.2.3. Tabelo 2.2.3. Valores
=Y., b. = l/y' no caso de seção de diâmetro uniformemente convergente.
de~)
z
D
n="d
0,05
0.1
0,2
0,3
0,5
0,7
0,9
n=2
a, b,
1,95 0,263
1,90 0,277
1,80 0,309
1,70 0,346
1,50 0,444
1,30 0,592
1,10 0,826
n=3
a, b,
2,90 0,119
2,80 0,127
2,60 0,148
2,40 0,174
2,00 0,250
1,60 0,391
1,20 0,694
n=4
a, b,
3,85 0,067
3,70 0,073
3,40 0,086
3,10 0,104
2,50 0,160
1,90 0,277
1.30 0,592
n=6
a, b,
5,75 0,030
5,50 0,033
5,00 0,040
4,50 0,049
3,50 0,082
2,50 0,160
1,50 0,444
n=8
a, b,
7,65 0,017
7,30 0,019
6,60 0,023
5,90 0,029
4,50 0,049
3,10 0,104
1,70 0,346
n=IO
a, b,
9,55 0,011
5,10 0,012
8,20 0,015
7,30 0,019
5,50 0,033
3,70 0,073
1,90 0,277
-
310
PLÁSTICOS
Com o valor de y , a velocidade de escoamento também poderá ser determinada, a partir da seguinte fórmula: 4V v" = - 2 - '
Y
Tr.
Ao invés dos valores v y da tabela, somente foram compilados os valores b 1 = l/y2; assim, os valores encontrados na tabela para a determinação dos valores numéricos da velocidade de escoamento deverão ser multiplicados pelo seguinte valor: 4V 1t
A seção circular de diâmetro uniformemente convergente e as velocidades criadas nas várias seções transversais são mostradas na Fig. 2.2.14. hi
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l
%
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0,7
Q)
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'"
0}B
o
0,9
>
1,0
'ij
õi
Fig. 2.2,14, Perfil da zona do adaptador e velocidades de
escoamento para diâmetro uniformemente convergente.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
311
2.2.4.2. Seçã'o que assegura o aumento de velocidade proporcionalmente à distância percorrida
o
perfIl da seção pode ser determinado com base nas considerações que seguem: = velocidade na seçlfo transversal de entrada de diâmetro D; VL = velocidade na seção transversal de saída de diâmetro d; Vz == velocidade na seção transversal a uma distância z em relação à seção transversal de entrada. Assim,
Vo
Vz
Além disso, z
=-ZL, onde 0< Z <
= vo+
Vo
Se D
=
VO+(VL
z.
-vo)Z
4V
4V D2p;
L
I. Assim,
v. =
mas
VL -V o
VL
= d 2 p;
4V Vz
=
y2p; .
= nd(n > '1), então, após substituições e reduções, será obtida a seguinte expressão: nd
Y -- Vl+(n 2 -1)Z --ad 2 • Os valores de Ql para os vários valores de Zen podem ser encontrados na Tabela 2.2.4; os valores de b 2 podem ser utilizados para a determinação da velocidade do escoamento, da mesma forma que b,. O perfil que assegura velocidade de escoamento uniformemente crescente e as pró prias velocidades são mostradas na Fig. 2.2.15, Tabela 2.2.4. Valores de a.
= y, b, =.!..
y'
para velocidade de escoamento uniformemente crescente,
z
D
n=7
,
o,os
0,1
0,2
0,3
o,s
0,7
0,9
1.04 U,925
n=2
a2 bl
1.87 0,287
1,75 0,325
1,58 0,400
1,45 0,475
1,26 0,625
1,14 0,775
n=3
a.
2,54 0,155
2,23 0,200
1,86 0,289
1,63 0,378
1,34 0,555
1,17 0,733
1,04 0,911
11=4
ai
3,15 0,109
2,53 0,156
2,00 0,250
1,70 0,344
1,37 0,531
1,18 0,719
1,05 0,906
n=6
ai
3,62 0,076
2,83 0,125
2,12 0,222
1,77 0,319
1,39 0,514
I ,I ~ 0,708
3.93 0,065
2,96 0,114
2,17 0,212
1,79 0,310
1,40 0,508
1,19 0,705
1,05 0.901
4,10 0,060
3,03 0,109
2,19 0,208
1,80 0,307
1,40 0,505
1,19 0,703
1,05 0,901
n=8 n=IO
b. ba b. a. bl
a.
b.
- -
.--- - - ---I
I -
1,05 0,903
312
PLÁSTICOS
C5
-o
5.
8
.g
Ó
~ OI
Comprimento do extrusor OI
o ~
... !li
OI
c:
ftr--~------~------------~ ~ 41 ; -o
o N
OI
-o
g 41
Seção longitudinal do molde
E
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Õ
0,3 0,1. 05
,.
0,7
I
0,9
~... ~., ãí iJ; E c: ~
E
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Fig. 2.2. 15. Perfil da wna do adaptador e velocidade de escoamento
em caso de velocidade de escoamento uniformemente crescente.
2.2 .4.3. Determinação do perftl que assegura aceleração uniforme Sabe-se que a aceleração a == constante. Sabe-se da mecânica que a velocidade do movi mento uniformemente acelerado na seção transversal a uma distância z = ZL da seção transversal de entrada: Vz =
vo+ Y'2az.
Utilizando-se os s{mbolos já conhecidos, após substituição e arranjo, segue que:
y=
nd
=asd. (2.2-31) -1) v'Z Os valores de a3 e b 3 são diferentes em relação aos valores n encontrados na Tabe la 2.2.5. O perfil determinado e as velocidades originadas podem ser encontrados na Fig.2.2.16. Os cálculos são válidos somente para líquidos ideais, pois O aquecimento desenvol vidD, que afeta a viscosidade e o peso do volume quando o plástico funde , e que surge como resultado do atrito causado pelo escoamento, não é considerado.
VI +(n
2
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
313
TabelD 2.2.5. Valores de a, = y , b. = .i. em caso de escoamento uniformemente acelerado y' (a = constante).
z
D
"=7 ai bl
n=2
o,os
0,1
0,2
0,3
0,5
0,7
0,9
1,55 0,418
1,43 0,487
1,30 0,585
1,23 0,661
1,13 0,780
1,06 0,877
1,02 0,961
~I
n=3
ai b.
1,79 0)10
1,60 0,392
1,40 0,509
1,29 0,598
1,16 0,740
1,08 0,855
1,02 0,954
n·= 4
ai b.
1,91 0,274
1,67 0,359
1,44 0,482
1,32 0,576
1,17 0,725
1,09 0,847
1,02 0,952
n=6
ai b.
2,02 0,246
1,73 0,335
1,47 0,462
1,34 0,560
1,18 0,715
1,09 0,841
1,02 0,950
n=8
a.
b.
2,05 0,238
1,75 0,327
1,48 0,456
1,34 0,555
1,18 0,712
1,09 0,839
1,02 0,949
n=10
as b.
2,08 0,232
1,76 0,323
1,49 0,453
1,34 0,552
1,19 0,710
1,09 0,838
1,02 0,949
-
Entretanto , sllo válidas as seguintes observações : I. Se forem supostas seções de entrada e de saída idênticas em todos os três casos , entifo, naturalmente , as velocidades de entrada e de saída também serão idênticas. 2. No caso de um perfil de diâmetro uniformemente convergente, a velocidade de escoamento iniciado a partir da seção transversal de entrada a princípio terá lenta evo luçãO , para aumentar rapidamente ao aproximar-se da saída. 3. Como a velocidade do escoamento aumenta proporcionalmente à distância per corrida, o diâmetro do perfil diminuirá rapidamente nas vizinhanças da seção transver sal de entrada , mas crescerá incrivelmente nas vizinhanças da seção transversal de salda. Assim, o perfil tem forma de funil. 4. No caso de escoamento uniformemente acelerado, a velocidade de fluxo aumen tará rapidamente na seção transversal de entrada, mas esse aumento será bem menor nas vizinhanças da seção transversal de salda. A seção convergirá muito na entrada , enquanto essa convergência será leve nas vizinhanças da seção de salda. Neste caso, a seção longitudinal também tem a forma de funil. Já que o atrito que surge no plástico fundido que escoa aumenta proporcional mente ao quadrado da velocidade , pode-se afirmar que o perfil de diâmetro unifor memente decrescente é extremamente desfavorável , enquanto que os de forma de funil são muito mais favoráveis . As seções longitudinais em funil podem ser plotados com bastante simplicidade da seguinte maneira: Primeiro o valor de n = D/d deve ser deternúnado , e medido de acordo com uma certa unidade no eixo y de um sistema de coordenadas (Fig. 2.2.1 7). A partir desse ponto - levando-se em consideração a viscosidade do plástico fundido - traça-se uma 0 0 reta que forma um ângulo de 120 a 150 com a direção positiva do eixo dos x (com 0 0 maior viscosidade utiliza-se o ângulo de 150 e o de 120 para menor viscosidade). Começando a partir do ponto de intersecção entre essa reta e a reta y = 1 (= d),
314
PLÁSTICOS
ambos os segmentos de reta são divididos em um número de partes iguais (na Fig. 2.2.17, em 7 partes iguais), e os pontos de números opostos são conectados (no caso do exem plo, o ponto n9 1 de uma das retas é ligado ao ponto n9 6 da outra, o n9 2 de uma ao n9 5 da outra, etc.). Essas linhas de conexão formam o contorno aproximado de uma curva de segundo grau. B conveniente utilizar o ponto correspondente ao valor O,9L ou O,95L na linha horizontal. ~
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"C
19
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1
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Fig. 2.2. 16. Perfil da zona do adaptador e velocidade de escoamento em caso de escoamento uniformemente acelerado (a = constante).
Para o perfil plotado , as velocidades de escoamento também podem ser facilmente determinadas , pois o valor de y plotado é medido somente nos pontos de trechos de reta, e o valor de 1/y2 deve ser determinado, sabendo-se que será proporcional à velo cidade do escoamento . A curva de velocidades é con siderada boa quando adquire a forma de um "S " , sem inflexão na seção transversal da zona de uniformização. (Isso é ajudado ao se utilizar somente o ponto O,9L ou O,95L na plotagem). A partir da curva plotada pela ampliação ou encurtamento lineares - conforme necessário - poderá ser determinado o perfil da seção de conexão. Na prática - no caso de produtos extrudados de seção não-<:ircular - a plotagem e a representação dimensionalmente precisa dos perfis da seção poderiam causar certas
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
315
dificuldades. Em tais casos, freqüentemente mistura-se cera de abelha e estearina, fun dindo..se um cilindro com essa massa que corresponda ao diâmetro interno da caixa da rosca, cujo comprimento seja idêntico ao da matriz a ser feita. A seção transversal do produto extrudado é puxada através de uma das extremidades do cilindro com uma agulha, se possível de forma que seu eixo de simetria coincida com o centro teórico do cilindro. Isso é seguido pela formação de uma seção "reta" das mesmas dimensões do perfil no trecho de uniformização, conforme especificado anteriormente, de forma que o material externo ao perfil seja removido. Para comprimentos de uniformização diferentes, naturalmente restarão seções de diferentes comprimentos. A parte de uni formização correspondente ao orifício de extrusllo deve ser ligada à parte correspon dente ao cilindro da rosca, inicialmente de acordo com a "intuição", com o perfil em forma de funil, para que as partes supérfluas de cera sejam retiradas. Se, em qualquer ponto, tiver de ser retirada muita cera, a deficiência poderá ser reparada com cera fun dida. O passo seguinte é cortar as peças de cera em fatias de igual largura. A partir da área e circunferência das fatias, poderão ser determinados os raios hidráulicos, e pode rá ser verificado se estão ou não de acordo com o raio hidráulico plotado. Se a diferen ça for significativa, o procedimento (cortar ou adicionar) deverá ter prosseguimento lO,
---,
9
71,
.1
Comprimen~o do extrusor
o
6
I~
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2 O,l
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0,,5
5 0,7
6
7
O,~
11) )
o
0,6
0,7
0,8 0,9 1,0
Fig, 2,2.1 7. P10tagem de perfd de zona do adaptador e velocidade de escoamento em caso de D = 4d.
316
PLÁSTICOS
até que o resultado seja satisfatório. Então poderão ser feitos os esboços das partes em cera. Freqüentemente as fatias sllo reunidas por colagem, e revestidas com resina epóxi ou gesso, para que o modelo - necessário para a produção da matriz ou para a fundi çll:o por inversão aplicável com muita eficiéncia - esteja disponível.
2.2.5. Dimensionamento dos sistemas hidráulicos A fÓnnula 2.2-10, deduzida no item 2.2.1.l,
Q = L1pn R' 8L'1 (pois, para óleos, J.1 = 1/) também é adequada para o dimensionamento de condutos de sistemas hidráulicos au tomáticos. Neste caso, a fórmula anterior é ligeiramente modificada para o cálculo do atrito no conduto, também. Sabe-se que o fator de atrito em caso de fluxo laminar pode ser determinado com a seguinte fórmula:
,t=~ Re
Nessa fórmula Re
= número de Reynolds, vD Re= v
onde
v = velocidade de escoamento do óleo = 4Q/D 2 1T D = diâmetro interno do conduto v = viscosidade cinemática do óleo = gT/f'y. Substituindo esses valores em (2.2-10), teremos:
vZy L1p = 2g
L
,tIS
que é chamada a fórmula Hagen-Poiseuille. As velocidades de escoamento s~o as seguintes (Bibl., 5): em canos de distribuiç~o, v ~ 5 m/s em canos de sucç[o, v ~ 1,8 m/s em circuitos hidráulicos menores, se a rede tiver menos de I m e existirem cotovelos e válvulas, etc., no circuito, se d < 8 mm (= 0,008 m) v = 2 m/s d<8mm,sep=25a120kp/cm 2 v=3a4m/s p = 120 a 150 kp/cm 2 v = 5 m/s. A perda de pressllo nos líquidos que fluem através de cotovelos e outras partes do molde, válvulas de gaveta, etc., é expressa através do fator de resisténcia ~. Conhecen do-o, a perda de pressão t:.p (perda de carga):
;g .f I
L1p = Os valores de
~
ÇiVZX 10- 4 kp/cm 2
s[o encontrados na Tabela 2.2.6.
317
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE Tabela 2.2.6. Valores do fator de resistência .;
Símbolo
Símbolo
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2,8-4
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F.;;\l-f
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0,8-3
~
0,2
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0,5
rld= 1
a= 10°
0,034-0,044
a=30°
0,13-0,17
a=60°
0,50- 0,70
a=90°
I. 13-1 ,26
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.;
10
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30
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100
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35
10
40
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-
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0.
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60
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70 -
1,0
I.
80 -
0,4
90 ,
100
-
0,2 0,06 0,05
o dimensionamento dos sistemas hidráulicos é consideravelmente facilitado pelo ábaco mostrado na Fig. 2.2.18. . Utilização do ábaco: Traça-se uma vertical partindo da temperatura (esperada) de operaçllo, que se intercepta com a curva correspondente à qualidade do óleo (ambas do lado esquerdo do ábaco). A partir do ponto de intersecção, traça-se uma horizontal para a direita, que interceptará uma das linhas tracejadas (a 45°). Essa linha tracejada será detenninada como sendo a que contiver o ponto de intersecção da vertical baixada a partir da velocidade de escoamento (c), com a horizontal traçada para a esquerda a partir do diâmetro interno do cano (d) e com a linha cheia que indicará a vazão de saída da bomba (V). Voltando-se para a horizontal que parte da esquerda do ábaco, baixa-se uma vertical a partir de seu ponto de intersecção com a reta tracejada à curva
Velocidade de escoamento
10'6
0,1 0,2 0,3 0,1. Q60,81 ~" I'\:-.. l"i F:>.. '
1000
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800 600
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Fig. 2.2. 18. Ábaco para o climensioumento de redes hidráulicas;
para ser utüizado de acordo com a "explicação" incluída e a descrição dada no texto.
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duto
I I 11 I
10 6
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
319
correspondente ao diâmetro interno (d) do conduto na inferior do diagrama. Tra çando-se uma horizontal para a esquerda a partir do de intersecção dessa curva com a teremos determinado o valor do fator atrito distribuído À do con duto. Pode-se também determinar o valor do número de Reynolds (Ra) no eixo infe rior do ábaco de c, d e v esta determinada ã esquerda:do primeiro ponto de intersecçlfo), projetando-se a vertical que determinou o fator de atrito distribuído À. O valor À assim obtido é multiplicado soma dos comprimentos dos trechos retos dos condutos. Somam·se a esse valor os fatores de resistência devidos a cotoválvulas de e todas as conexões colocadas entre o cano de ~~o.nn"'~ e entre esse e o reservatório. A partir da soma total de aos atritos, com a velocidade do escoamento v, o diâmetro interno D do conduto e o peso específico 'Y do ser verificada a (perda de carga), e assim a pressilo utilizável no cilindro de operação, queda de. a rápida exe· que havia sido estimada no início dos cálculos. O uso do ábaco cução das correções necessárias ao cálculo, o que significa que, se, por exemplo, resul· tasse um diâmetro de cano que não existisse na prática na primeira tentativa, a corre· çãO da velocidade de escoamento suposta poderia ser fácil e rapidamente executada. verificar a pressão da rede, é conveniente determinar o tempo de carregamento dos cillndros de operação, isto é, verificar se esse tempo é adequado, em relacão à cine· mática da operacão do molde.
2.2.6. Dimensionamento das baterias hidráulicas Na maioria dos casos é conveniente embutir uma bateria no sistema hidráulico, para satisfazer a demanda de óleo nos de consumo. Sem uma bateria, deveria ser colo cada no sistema uma bomba com uma vazão de saída que raramente o de consumo de ocorrência relativamente rara. Existe um de borracha nas baterias de capacidade cúbica menor (até 25 litros), com ar em alta ou com nitrogênio. O gás em alta pressa-o empurra o óleo o consumo de pico. Natural mente, enta-o, o se e sua pressão cai. Entretanto, entre de consumo é necessário assegurar o da bateria novamente da bomba, para proporcionar uma de óleo suficiente para o próximo consumo de pico. Em vista do que foi dito, se houver uma bateria em um sistema hidráulico, no momento do acionamento da bateria à rede a pressão será Pmál<..' e no final do consu mo de será Pmm.. De acordo com a prática, quando em operação, a pressão do condições: gás de carregamento deve atender às
Pca.negado = (0,2 a 0,4) PmlÍl<.. Pca;rregado ~ 0,8 Pmm..
O que ocorre na bateria poderia ser seguido considerando.se as leis dos gases. invés de cálculos complicados, é praticável determinar o volume necessário da 2.2.19. O procedimento é o ~"l'i,""U"'" da bateria com a ajuda do A partir do "diagrama de consumo", a quantidade de óleo a ser reposta pela bateria no consumo de pico deverá ser determinada. Então, as demandas do sis ... r"~sões Pmlf.x. e Pmm..' Então a de anteriores será determinada.
320
PLÁSTICOS
Fig. 2.2.19 toma-se seu valor, levanta-se uma perpendicular por ele, e a partir do ponto de intersecção dela com a curva correspondente ao valor de Pmáx." projeta-se uma horizontal para a esquerda e lê-se o volume na escala. O procedimento é repetido utili zando-se Prnín e Pcanegado também. A partir dos volumes-padrão de baterias mostra dos na escala esquerda inferior do diagrama, um deles é selecionado, desde que a dife rença entre volumes tomados iguale ou seja maior que a quantidade de óleo a ser utilizada. O.S -
2,0
5
0,7
0,6
6
1,5
0,5
3
5
~~+-+-/-L+-+-f-I+----rlf-+--I+------l+/l-:...I-----,o<::_>/,----!--7"'y '-+Ay ~.__i L 9 ( 1/ / / / 1'\0 / LX V I
1.0
2
0,3
0,2
12
3
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0,5
8
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I
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l/ ! ~ V I /
li -iTíf tp,I_ / -t--i
II 1/ / / V i/ / ~ ~::::/::/:I:/::::/:: /:~::/::/=::::: I -+,/f---l' / / 1/ V / I J I/ / / / / 1/ 1 Muda~ça de ~sta, J I 1 / V V T -\ ·' r ár'i I I
3 f------il---+l-{
0,1
-J
2
~-+~~~~~~1-~+-~~~~~~~~~
1
;'
2,5
6.5
\0
25
Capacidade cúbica da bateria
10
20
30
1.0
50 60 70 80 90
Pressão efetiva
\00 110 120 130 l~O 150 \60 PfI\Q)( . Pm1n . k plc m 7
Fig. 2.2.19. Ábaco para o dimensionamento de baterias hidráulicas;
para ser utilizado conforme a descrição dada no texto.
Exemplo: São necessários 3,5 litros de óleo em um sistema hidráulico para com pensar o consumo de pico, de acordo com o "diagrama de consumo". A pressão máxi ma da rede é de 160 atm, mas (para assegurar a operação da válvula de retenção), Pmáx. deve ser de 100 atm, Prnín. de 40 atm. A pressão do gás de carregamento deve ser de Pcarregado = 30 atm. Os valores supostos atendem às condições, pois Pca:rregado == 0,3 Pmáx. (ou seja, 0,2 < 0,3 < 0,4), e Pcarregado ~ 0,8 Pmm.. Na escala inferior do diagrama, Pmáx. = 100 atm deve primeiro ser encontrado. Subin do-se a partir desse ponto deve-se interceptar a curva correspondente a PC8lreI8do = 30 atm. Traçando-se uma horizontal para a esquerda desse ponto de intersecção temos na escala com capacidade cúbica de 10 litros (as escalas 1 ou 2,5 estão fora de questão), um valor de 7,11 para a capacidade cúbica. O procedimento deve ser repetido com Prnfn. = 40 atm, resultando assim em um valor 2,5 lido na mesma escala. Já que 7,1
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
321
- 2,5 = 4,6 > 3,5, entllo a bateria com 10 litros de capacidade cúbica será adequada (a leitura na escala correspondente a uma capacidade cúbica de 6,3 resulta em 4,4 - 1,6 = 2,7 < 3,5, o que indica que ela não seria suficientemente grande). Deve·se mencionar que o diagrama supõe um processo isoténnico, o que não é correto ocorrer na realidade. A despeito disso - já que n[o há necessidade de nenhuma reserva na bate· ria em caso algum - n[o é desnecessário repetir o procedimento com um diagrama adequado a processos adiabáticos.
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322
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2.3. Cálculos térmicos associados ao projeto dos moldes de confonnação a quente 2.3.1. Dimensionamento do aquecimento dos moldes de compressão Os moldes de compressão s[o aquecidos com eletricidade, vapor, ou um líquido quente (p_ex., água quente). O aquecimento elétrico é o método utilizado com mais freqüência. l? possível asse gurar a potência necessária, na maioria dos casos, sem qualquer dificuldade. A perda no enrolamento principal é mínima. O risco de acidentes - se as medidas de segurança de trabalho forem observadas - é mínimo. Entretanto, sua desvantagem é que a dife rença entre a temperatura do fio de aquecimento (600 a 800°C) e a temperatura neces sária na cavidade do molde (160 a 180°C) é muito grande. Assim, é difícil assegurar uma temperatura uniforme na superfície, e é difícil instalar sensores e controles ténni cos, de forma que, após desligar o aquecedor, a quantidade de calor acumulada no cor po do molde não cause uma elevação adicional da temperatura de "pós-aquecimento". O aquecimento a vapor, com o vapor em pressão e temperatura adequadas, assegura uma temperatura do molde completamente uniforme. O molde aquece-se bastante rapidamente, devido à quantidade ténnica transmitida pelo vapor ser proporcional à diferença de temperaturas entre o vapor e o molde. Tem a desvantagem da baixa efi ciência, significativas perdas de rede, alto investimento inicial e operação de caldeira e rede de alta pressa:o, dificuldades e gastos para distribuir, armazenar e abastecer o óleo combustível. Em relação a todas essas condições, o custo inicia'! relativo â obten Çao de uma caloria com vapor é geralmente maio r que com eletricidade. O método de aquecimento mais moderno é uma combinaçao de ambos: ,isto é, um equipamento que produz líquido à temperatura adequada para a área de operação (e que na maioria dos casos nao trabalha com vapor), com aquecimento elétrico nas vizinhanças das máquinas de moldagem.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
323
2.3.1.1. Detenninação da potência dos aquecedores elétricos
o sistema de aquecimento deve repor a perda de calor causada pela radiação térmica no molde, convecção, condução de calor e as calorias necessárias à cura. De acordo com a experiência , essas últimas podem ser desprezadas em relação às outras. Perda de calor por radiação, <1>$ (BibJ. , 1): cp. = 4,96AC [(
1~
r-(1~~ n
kcal/h
onde A = superfície de irradiação, m 2 . C == coeficiente de absorção, para ferro fundido processado, oxidado, C 0,8; e para aço oxidado processado : C = 0,85 a 0,95. TI = temperatura ambiente absoluta, K. T 2 = temperatura absoluta no molde, K. Se a temperatura do molde for
(2.3-1)
= 0,7
a
T z = 453K (= 180°C) a temperatura ambiente
TI = 293K (= 200C) C = 0,8 kcal/ m 2 h. entao
CP, = 4,96XO,8(4,53 4 -2,93 4) = 1375 kcalJm 2 Perda de calor por convecção (Bibl., I), k:
Convecção entre placas laterais verticais
CP" = 1,52A(t2 -tJ 6f 4 kcal/h
(2.3-2)
onde t 2 = temperatura do molde, cC; ti = temperatura ambiente, oCo Se, novamente t 2 = 1800 e 11 = 200 e entao CP" :::: 1,52X 1606/ 4 = 865 kcal/m 2 Perda de calor por condução térmica (Bibl., 1), v: À
CPv:::: ~A(/2-/Jkcal/h onde ~ = condutividade térmica (para placa de asbesto"'" 0,10; papel"'" 0,12), kcal/ m.h °C; fi = espessura da folha isolante, m. Se, novamente,
12 = 1800 e 11 = 20 0 e À. = 0,1 kcal/m h °c
x = 5 mm
= 0,005 m
então (/Jv
=
0~Ó~5 X 160 = 3200 kcal/m
2
h.
324
PLÃSTICOS
A perda total de calor do molde, já que a irradiação térmica e a convecção ocorrem nos painéis laterais do molde, enquanto que a condução térmica nos painéis inferior e superior é de
= (1 375 + 865)Alados + 3 200.A base + tampa total = 2 240A lado + 3 200Abase+tampa, kcal/h total
= 860 kcal/h),
ou, expresso em kW (1 kW
Na prática, os aquecedores s3:o superdimensionados em 10 a 20%; com isso, wta1 = 3.A lado + 4,5.A base + tampa, kW
(2.3-4 ) (2.3-5)
onde A lado e A base + tampa s3:o em m 2 . A potencia do aquecedor deve ser verificada em relação também ao aquecimento_ O calor necessário para aquecer o molde vale
Qf = Vcy(tz-tl) kcal onde V = volume do molde, m 3 c = calor específico; para o aço, 0,115 kcal/kp oCo 'Y = peso específico do aço, 7,8 kp/dm 3 . Assim, se t2 = 180°C e ti = 20°C, ent3:o Qf
(2.3-6)
= O,115 X 7,8X 160V = 142V
kcal.
Se o tempo de aquecimento for de x horas, então
Q; =
142V_
kcaljh
x
ou Q' f
= 142V = O 165 860x
'
V
x
kW
.
Além disso, as perdas de calor durante o aquecimento devem ser somadas, com base em uma temperatura ambiente média (180 + 20)/2 = 100°C. Finalmente, a potencia do aquecedor necessária para o aquecimento é
Q; = 0,165 Vx + Alado + 1,86. A base + tampa, kW
(2.3-7)
Na prática, os aquecedores s3:o superdimensionados de 10 a 20%:
Q; = (1, I -
1,2) Q; .
A soma das perdas de calor de operação pode ser detenninada com uma aproximação bastante boa a partir da seguinte fónnula: Q;~lal ~
0,15aV kW
onde a = fator de multiplicação correspondente à relação entre o volume do molde da Fig. 2.3.1 e o volume do molde V, dm 3•
DIMENSIONAM.ENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
325
Exemplo: Seo comprimento do molde for 500 mm , sua largura 400 mm e a altura 300 mm, enUro Alado = 2(0,5 XO,3+0,4XO,3) = 0,54m 2 Abue+tampa =
2(0,5 x O,4) = 0,4 m 2
V
= 5X4X3 =
x
=
60dm 3
2h.
A potência do aquecedor necessária para o aquecimento é 60
Qf = 0,165XT+0,54+ 1,86 XO,4 = 4,95+0,54+0,74 = 6,23 kW. A potência necessária para cobrir as perdas operacionais vale Q,otal
= 3XO,54+4,5 x 0,4 = 1,62+1,80 = 3,42kW. Volume V 10
15
200
300
20dm)
l/C
(19
G,e ~
,~
.ª
0.7' 0,6
~
0.5
'5
E
G,1.
I»
"B'-
0,3'
Ll.
0,2
'"
0,1
100
1.00dm 3
Fig.2.3.1. Diagrama para a determinação da potência do aquecedor dos moldes de compressão .
2.3.1.2. Dimensionamento do aquecimento de vapor e água quente .
o balanço térmico do aquecimento de vapor e água quente, mais precisamente o com· primento e o diâmetro dos dutos de aquecimento, necessários para repor as perdas de calor prejudiciais, podem ser calculados através de um método relativamente compli. cado. Para vapor saturado - quando a perda de calor ocorre por condensação do vapor a quantidade de calor transmitida por hora pode ser calculada a partir da seguinte fór· mula (Bibl. , 1): Q = IXA (1", - 1m) kcal/h
(2.3-8)
326
PLÁSTICOS
onde o coeficiente de transmissllo térmica vale
onde
H = altura da parede que transmite calor, m. tw r 'Y
X TI
-
tm
= diferença de temperaturas entre o vapor e o molde.
= calor de vaporizaçao, kcaljkp.
= peso especffico do vapor condensado, kpjcm 3.
= condutividade térmica da água condensada, kcaljm .h.oC.
= viscosidade dinâmica da água condensada, kp .s/m 2 •
Supondo uma presslIo de 10 atm e o vapor saturado a correspondentes 179°C, aos quais r = 481,8 kcal/kp; 'Y = 917 kp/m3; TI = 18,8 X 10- 6 kp.s/m 2; e X = 0,587 kcal/ m.h.oC. Além disso, se A = drrl, então
Q = 261 [d (tw - 1",)]3/ 4 X I 0 3 kcaljh
(2.3-9)
é obtido (aceitando-se a suposiçã'o de Nusselt, na qual a transferência térmica do furo de aquecimento é igual à transferência térmica de uma parede de 2,5d de altura). Calculando com uma diferença média de 3 a 4 °c e com (j)d = 12 mm, o calor dis sipado por um furo de aquecimento de 1 m será de 2 170 a 2 690 kcal/h. Em caso de aquecimento de água quente, o fator de transmissão térmica vale: IX ""
supondo-se tm água :
2900vo,86(1+0,014tm ) kcal/m 2 hOC
= 180°C como
temperatura média e v
= 0,2 mls como velocidade da
Para uma diferença de temperaturas entre 3 e 4 °C, a quantidade de calor dissipada por um cano de aquecimen to com 1 m e (j) 12 mm vale Q "" 0,012nX2550(3 ... 4) "" 290... 380kcal/h. Para uma velocidade de água de v = 0,5 m/s, tem-se
Q = 650-850 kcalfh. ~ evidente que , a partir de ambas as fórmulas, a quantidade de calor dissipada pelo aquecimento de vapor e de água quente depende em mu.ito de uma diferença de tem peraturas entre o portador de energia e o molde, isto é, se a diferença for grande, a transmissa:o de calor aumentará, e conseqüentemente tal diferença diminuirá. Isso mostra a grande vantagem do aquecimento por vapor ou água quente, ou seja, a flutua çllo de temperaturas no molde é extremamente pequena.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
327
2.3.2. Aquecimento de tennoplásticos e resfriamento de produtos no molde e ao ar livre 2.3.2.1. Resfriamento e aquecimento na máquina e no molde
o
aquecimento e a fusão de plásticos nos cilindros das máquinas de moldagem de injeção e de extrusão, ou o resfriamento dos produtos extrudados ou moldados por injeção no molde ou ao ar, é um processo térmico que somente poderá ser entendido através de cálculos complicados. Entretanto, o conhecimento do dimensionamento e calibragens associados é absolutamente necessário no interesse do perfeito desenvolvi mento da tecnologia e da construção dos moldes modernos. Apresenta-se um resumo em seguida - de um campo desconhecido em sua maior parte pelos construtores de moldes - que contém os procedimentos de cálculo dedu zidos da termodinâmica, in troduzindo-se sua aplicação prática. Foi mencionado . que os cálculos precisos, teoricamente absolutos, são extrema mente complicados. Assim, as fórmulas são apresentadas após reduções e simplifi caçOes, que facilitam consideravelmente os cálculos, e ainda asseguram resultados de precisão satisfatória para a utilização na prática. No texto que segue somente será tratado o resfriamento de plásticos - sendo o aspecto mais interessante para os tecnólogos e construtores de moldes - mas todas as fórmulas também podem ser utilizadas para os processos de aquecimento e fusão que acontecem nos cilindros das máquinas. Na medida em que os cálculos forem considerados, informação adicional será forne cida pela literatura técnica (Bibl., 2). Como primeira tarefa, a distribuição de temperaturas será determinada nas pare des de espessura s do produto, após um tempo r, após o término da moldagem de injeç:lo. A temperatura do plástico introduzido ti é dissipada com a temperatura do molde tm, temperatura da superfície externa das paredes do produto to no plano médio das paredes t w' Primeiro, devem ser detenninadas, para o cálculo, as seguintes quantidades adimen sionais: ar A = aX B=-yr (2.3-10) À
onde o: = coeficiente de transmissão térmica entre o plástico e a parede do molde, kcal/ m 2 • h . 0c. À = condutividade térmica, kcal/m.h.oC (para alguns materiais, v. Fig. 2.3.2). a = À/Il c condutividade térmica, m 2 /h. a = densidade do plástico, kg/m 3 (para alguns materiais, v. Fig. 2.3.3). c = calor específico do material, kcal/kg.oC (para alguns materiais, v. Fig. 2.3.4). s = espessura do material, m. (Os valores relativos aos materiais que não são encontrados nas figuras podem ser encontrados em manuais ou catálogos de materiais.) Se a espessura da parede resfriar com a mesma velocidade de ambos os lados, então s = lX. Se não houver resfriamento em um dos lados, s = X. Se o resfriamento for mais intenso num lado que no outro (p.ex., quando não houver furo de resfriamento no macho do molde), X < s < 2X; r = tempo de resfriamento, horas.
328
PLÁSTICOS 0,50 kcul! rn h.oC
0.1.5
0.1.0
0.35
,<
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B
'ê
0,30
.. .:;
0,25
...
......
CIl
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C
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~
~ ~maCio ~duro
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POM
-
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~
PC
r-
L..
PM MA
:::--
PP PVC e
PS
0,10
--
0,05
100
51;
150
"C
200
Temperatura
Fig. 2.3.2. Condutividade térmica (.\) de alguns materiais termopiásticos em função da temperatura.
--
1.500 kplm 3
1.1.00
r---
iPo..,
1,300
~
1\
---
1,200
1,100
PS o,
OI
i
'O ';;;
C
1.000
900
OI
Q
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-:--
--
---""'"
800
700
600
I--
o
50
100
150
\.
200°C
250
Temperatura
Fig. 2.3.3. Densidade de alguns materiais termoplástioos (p)' em função da temperatUIII.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
1,75 :"" ":0 11
k9
°c 1 ,~0
1,75
(} 1,00
8
~ U li>
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0,75
li>
O
iii
U
0,50
0,25
o
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c
50
150°C
100
:OQO·
Temperatura
Fig. 2.3.4. Calor específico de alguns materiais termoplásticos (c) em função da temperatura.
1,
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0.H1
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100 2
X -A
À -
Fig.2.3.5 . Diagrama para a determinação do valor de
o
em (Bibl., 2).
5
00
329
330
PLAsTICOS
/I Após determinar as constantes anteriores, os valores de (} m, (} s e li; podem ser lidos nas Figs. 2.3.5, 2.3.6 e 2.3.7. Com esses valores podem ser utilizadas as seguintes fór· mulas: Iw = tm+(}m(ti-t m) (2.3-11)
= tm+(}s(ti-tm)
to
(2.3-12)
Q = VQC(t/-I m )' (I -Ij;)
(2.3-13)
onde há ainda os sfmbolos Q = calor dissipado, kcal; V = volume do produto, m 3 . 1,0
I
~ ~ ~ ~ t;§ ~ 1"-. ~~ I'\. ~~ ~ ~ ~"'" ~
~ t:--....- !=:::::= ~ ~
"
1\
"
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1'\ 1\1\1\\1\.' ~ ,'\"\1\'\1\\ ~$.-l-
\ \ \ \ \ r\\ \f\\ \l\\j\\~qo \ ,\ o~'o'o Cf, ~ i\ i\ ~ r\\ ~ o "'õ'b '~,'b:'4 .." \ \ N \ 6\,';;~ ~~~-~ \-' ~,:,!,C:;1~':< ~\\ \ ' \ '6'-1; o o \\W~~\\ \ '\\ \! "\0..'~~~t-.. \ i\ 1\ \ \\ \ \ 1'\."-~ ~~~~ ~ \ \ \ \ 1\.\ t:':::" ~ \
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Fig.2.3.6. Diagrama para a determjnação do valor de es (Bibl., 2).
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I?/ V' V':: !?/ V/ V V V
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V
V
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---
j
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5
::::.::5 °1
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5
---
10
2
5
__
10
2
5
, 00.,
d.X_
À
.A
Fig. 2.3.7. Diagrama para a determinação do valor de >Ji (Bibl., 2).
-
,--
5
00
DIMENSIONAMENTO DAS
DOS MOLDES DE
ruV!~'vf\V
A QUENTE
331
é a de superfície de um produto de PS de s 2X = 3 m de espessura de parede, moldado por injeção a 220 após T = 130 11 após a moldagem de injeção? A temperatura média do molde é de 60°C. do material PS (poHestireno):
e=
970 kg/m8
c = 0,50 kcaI/kgOC it
0,14 kcaljm h °C
IX
370 kcal/m 2 h °C
(Bibl.,3).
Primeiro, os valores de A e B devem ser determinados:
a=,..".,,,.,,..-.,,.....,,..,,... B
,~ ~~.
X 10- 4
1,03
_'o
etJç=O,l.
A
=
tw
60+ 0,27(220-60)
lo
60+0,1 (220-60) = 76°C.
103,2°C
2.3.2.2. Resfriamento do produto ao ar livre
As fórmulas e
fornecidos no item anterior podem ser utilizados também neste caso, devendo simplesmente o valor de Q: ser determinado numericamente. Neste aspecto, a fórmula pode ser utilizada com suficiente para os cálculos práticos (Bibl., IX
(l,2 ...
2)(tD~ t.,)1{4
onde tu = temperatura do ar, Se, por exemplo,
t: = 200C
lo
120°C
IX
3./ •.• (:l.2
e se
t,,= 40°C IX
h °C
tu
kcal/m 2 h °C
= 20°C
2.' ... 4,2 kcal/m2 h cc.
Para os cálculos de aproximação iniciais, pode-se adotar como confiável um valor de Q:
= 4,5 kcal/m 2 .h.
332
PLÁSTICOS
2.3.3. Resfriamento de moldes de injeção de plásticos
o projeto de resfriamento dos moldes de injeção - de acordo com a experiência - é considerado uma questão secundária pelos construtores de moldes, que na maioria dos casos não dão a atenção adequada ao dimensionamento ou à sua construção. Um siste ma de resfriamento dimensionado de forma incorreta (arranjado com seriedade insufi ciente) acarreta esforços internos que, na maioria dos casos, não podem ser observados em peças menores; assim, sua existência não é percebida. Entretanto, se não for dada atenção adequada ao projeto teoricamente correto de produtos grandes de paredes finas , a distorção ou tensões internas resultantes podem causar rachaduras durante sua utilizaçllo. O resfriamento correto não é indiferente também do ponto de vista tecnológico, pois um resfriamento insuficiente poderia causar um aumento significativo no tempo de duraçllo do ciclo. Indubitavelmente, o dimensionamento do sistema de resfriamento não é uma tarefa fácil, e esse ramo da termodinâmica está além do teor deste construtor de moldes. A questllo é Ul'o complexa que uma resposta satisfatória é difícil de se obter mesmo na literatura técnica. Embora sejam conhecidas as deduções térmicas de outras partes (peças), seu resultado final é tão complicado que não são adequadas para a aplicação prática. Um estudo mais íntimo da questão conduz à conclusão de que o dimensionamento é agravado de muitas formas. Assim, por exemplo, o material que flui aos ciclos aquece as paredes da cavidade do molde, e a diferença de temperatura entre o molde e a água de refrigeração aumenta (o resfriamento torna·se mais intenso). Logo, o molde abre·se, e, durante a remoção do produto, não somente a água como também o ar ambiente resfriam a cavidade do molde. Na superfície do espaço de moldagem a temperatura varia (Fig. 2.3.8). O dimensionamento é agravado pelo fato de que o material introdu zido fica em contato com o corpo de aço somente em uma pequena parte do corpo do molde (na cavidade do molde), enquanto que o duto de resfriamento atua em toda a extensão do molde, e com condutos de resfriamento transversais até mesmo sua lar gura é resfriada. As fórmulas de condução térmica encontradas na literatura técnica referem-se somente a paredes paralelas. Não há uma fórmula pronta para as várias seções transversais. Deve-se também considerar que a água de resfriamento é aquecida durante o resfriamento ; assim, a diferença térmica não é a mesma para as seções trans versais de entrada e de saída. Os projetistas freqüentemente colocam os furos de resfriamento muito próximos da cavidade do molde . Conseqüentemente, o resfriamento é muito eficiente , mas a temperatura das paredes da cavidade do molde não é uniforme . Por outro lado, se u
o
~
I~Z~- ~~~
o.
E
'"
~
=___________
L -____________
Tempo
Fig. 2.3.8. Variação da temperatura das paredes da cavidade do molde.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
333
forem colocados muito distantes das da cavidade, devido à resistência térmica do corpo de aço o resfriamento não eficiente. Em seguida, esse processo complicado será delineado numa forma um tanto simpli. e as fórmulas serlIo deduzidas para tomá-lo também na Ent!io, serao apresentados o dimensionamento correto e a construção do sistema de resfria mento. No interesse de uma estrutura lógica, as questões serão discutidas na seguinte ordem: 1. da quantidade de calor total a ser conduzida com o resfriamento. 2. Cálculo da quantidade de calor que é retirada com o resfriamento natural. 3. A temperatura média das paredes da cavidade do molde e a amplitude da varia de temperatura devem ser determinadas. 4. da resistência térmica do corpo do molde. 5. Determinação da transmissão de calor entre a superfície do furo de resfriamento e a água de refrigeração. 6. Finalmente, com base em e fórmulas, o procedimento de dimensio namento é assim como as regras de construção para a montall:em do sistema de refri2eracão a áll:ua correto. Simb%s A
a B b cp
d F
f G L
I M
m n p q Q
Re S
s to tI t2
= uma das dimensOes da cavidade do molde (p.ex., comprimento), m = dimenslIo do furo de resfriamento na de A, m == altura da cavidade do m dimensl10 do furo de resfriamento a B, m = calor kcal/kp. = diâmetro do furo de resfriamento, m =:= superffcie do molde, m 2 do produto, m 2 peso dos produtos e do resíduo de canal, moldados por injeção numa só prensagem, kp = distância média entre o furo de resfriamento e a cavidade do molde, m = comprimento do macho do molde, m ::::: comprimento dos furos de resfriamento, m = direção de = díreç!l:o de _ número de injeçOes, h-I = pressllo, kp/m 2 entalpia do plástico a uma dada temperatura, kcal/kg = quantidade de calor a ser removida no resfriamento, kcal/kg = quantidade de calor retirada no resfriamento kcal/h
::::: Q Q 1 = quantidade de calor a ser removida água de refrigeraçao,
"" número de Reynolds = vazão de líquido refrigerante (água) que flui através de uma das seções trans versais do de m 3 /h S/3 600, Is temperatura do ar ambiente, °c = temperatura das paredes da cavidade do molde, = temperatura do Dlástico. °c
334
PLÃSTICOS
t3
:::: temperatura da água de refrigeração, °e
t4
:::: temperatura do corpo do molde , °e
ts
:::: temperatura das paredes do furo de resfriamento, medida na superfície do aço,oe :::: amplitude da flutuação de temperaturas, De :::: o índice "c" indica frio ou resfriado :::: o índice "m" indica meio, média = "h" indica quente, aquecido :::: "in" indica introduzido, que entra :::: "out" indica "que sai" :::: velocidade de escoamento do líquido (água) refrigerante, m/h :::: W/3 600, m/s :::: coeficiente de transmissão térmica por convecção do corpo do molde, kcal/ m 2 .h .oe == coeficiente de transmissl10 térmica entre o plástico e o molde de aço . De acordo com medições =='370 kcal/m 2 .oe :::: coeficiente de transmissão térmica entre o corpo do molde e a água refrige rante, kcal/m 2 .h.oe :::: peso específico, kp/m3 :::: espessura de parede, m :::: condutividade térmica (p/aço, 42) kcal/m.h.oe == viscosidade dinâmica, m 2 /s :::: proporção no tempo da moldagem de injeção e da pressão posterior em rela ção ao tempo total de duração do ciclo :::: seçl10 transversal média do fluxo térmico entre a cavidade do molde e o furo de resfriamen to (teoricamente determinado), m 2 2 = superfície do furo de resfriamento, m
ta tc tm th tin
t out W w
ctl ct2 ct3 'Y
li À
v T
I{)
2.3.3.1. Determinação da quantidade de calor dissipada com o resfriamento
B evidente que a quantidade total de calor dissipada por hora é Q :::: Gqn kcal/h
(2.3-15)
se q = diferença entre a entalpia do plástico que flui à temperatura t 2h e a temperatu ra, quando já resfriado, t 2 c ' O valor de q, para alguns plásticos, em função da tempe ratura, pode ser encontrado na Fig. 2.3.9. ,5 0 r-----r-----r-----,-~_r_:_-...,
:; 1
o
r-----t----t--+~~
,
'"
~
ó O ~-_+-~~~~~
!3
c: w
o ~~~--~--~----~--~
50
100
150
200
250°C
Fig. 2.3.9. Entalpia de alguns materiais termoplásticos.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
335
Para materiais não encontrados na figura, vale, aproximadamente :
O valor de
cp
q = cp (t2h - t2c ) kcal jkg. (2.3-16) pode ser encontrado em manuais ou catálogos de fabricantes.
2.3.3.2. Dissipação de calor com o resfriamento natural do molde O resfriamento natural do molde é feito por dissipação de calor por convecção. A quan tidade de calor dissipada por radiação é muito menor e, assim, é desprezada. O molde dissipa a seguinte quantidade de calor para suas vizinhanças, de acordo com a conhecida fónnula da termodinâmica: Ql
Para o valor de
>2 X 10 7 :
0: 1 ,
=
(X l
F(t4m - to) kcaljh.
(2.3-17)
a literatura (Bibl., 1) fornece a seguinte f6nnula, caso Gr X Pr (Xl
=
A3At1/8.
>
(2.3-18)
O valor de A 3 é fornecido numa tabela na obra acima referida baseada em resul tados experimentais. Entretanto, isso não é adequado para discussões mais extensas. Para o valor .de A 3, a seguinte relação é dada, com um método de "ajuste de curva":
A3 = (0,25 + t
_ A
360) + 300
o -< 14m -< 300.
(2.3-19)
Substituindo, obtém·se a fónnula para resfriamento natural: Ql
= (0,25+
IÁ_31~00) F(t4m- /o)4/3 kcaljh.
(2.3-20)
A quantidade de calor determinada é válida para placas rasas verticais, já que o valor de 0:\ refere-se a elas. Para planos horizontais voltados para cima, o desvio é de +30 %, e para planos voltados para baixo , o desvio é de -30%. Já que a área desses dois planos é a mesma para os moldes de injeção , os desvios para + e para - compensam um ao outro. Se a parcela de tempo do ciclo de produção necessária para a remoção do pro duto for significativa (p.ex., 30 a 50%), ent[o também deverá ser considerada a super fície de abertura do molde , naturalmente de acordo com a parcela de tempo de produ ção.
2.3.3.3 . Temperatura média das paredes da cavidade do molde e amplitude da variação de temperatura
o plástico injetado na cavidade do molde resfria no molde mais frio, ao mesmo tempo em que as paredes da cavidade do molde se aquecem. A quantidade de calor Q2 = Q - Q\ a ser dissipada da que permanece na cavidade do molde após dedução do resfria mento natural, que deve ser transferida para o molde , pode ser detenninada a partir da f6nnula: (2.3-21) Q2 = rx.J(/2m-/l,J't kcaljh.
336
PLÃSTICOS
A partir dessa fónnula, pode-se verificar que a segwnte diferença de temperaturas é necessária:
t Zm- t1m =
Qzf IXz r
cC.
(2 .3 22)
o coeficiente de transmiss1l:o térmica, para a fónnula baseada nos dados da !itera tura, vale 2 1X2 = 370 kcal/ m h °C Sabe-se da termodinâmica teórica que, quando a transmissão de calor de um meio para outro envolve uma queda de temperatura de um dos lados, e um aumento de tem 250 21.0
23 220 210 20 190 180 170 160 150
'"
11.0 130 120 110 100 90 20
)0
1.0
_o
50
60
70
80
P-"2 f T
Fig.2 .3.10. Ábaco para a determinação dos valores de (t,c - t,h)'
90
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
337
peratura do outro, ao invés de wna simples média aritmética das diferenças de tempe ratura da fónnula, deve-se confiar no valor da temperatura resultante da média loga rítmica_ Esse valor pode ser determinado com a seguinte fónnula: J
0,4343 [(t2C t 1c)-(t2c- /lh)]
J
12m -1 1m =
Ig ( 1211 -tlc )
OCo
(2.3-23)
t 2e - la Nessa fónn ui a , a temperatura do material introduzido t2h deve ser considerada como um parâmetro tecnológico_ Similannente, a temperatura média ótima do molde t 1m adequada para o material moldado a injeção deve ser estimada, assim como wna flutuaçãO da temperatura do molde conveniente: tIa (p.ex., ±10 CC). Os valores de t I C e t Ih são determinados (2.3-24) 11e = t lm - /la e (2.3-25) 11h = 11m + tIa' Assim, o valor de {t2h
-
tl C)
e
p=~
(2.3-26)
adr
devem ser calculados. O ponto correspondente ao valor de P deve ser localizado na abscissa do diagrama da Fig. 2.3.10, e a partir dele traçada uma paralela âs ordenadas, até que intercepte a reta que se inicia no ponto nas ordenadas correspondentes a t 2h - t lc' Ao valor da curva que passa por esse ponto de intersecção é adicionado o valor de tlh; assim, obtém-se a temperatura t 2c do produto resfriado. Se for adequado, do ponto de vista tecnológico, o cálculo poderá ser continuado, mas, se a temperatura assim determinada do produto a ser retirado do molde for muito alta, ou muito baixa, o procedimento deverá ser repetido com um outro valor de tIa (maior ou menor, con fonne necessário).
2.3.3.4. Resistência térmica do corpo do molde A quantidade de calor a ser dissipada do produto passa pelas paredes da cavidade do molde, através do corpo de aço do molde, para a água de refrigeração que circula nos furos. Como se sabe, a quantidade de calor que flui entre planos paralelos pode ser deter minada com a fónnula de Fourier:
Q=
À "F cp At
kcaljh
(2.3-27)
E prático escrever essa relação na fonna ()
Q À4> = At = (/ ln -
16n )·
(2.3-28)
A fração ó/X{f> é chamada "resistência térmica" do corpo de aço, na maioria das vezes indicada na literatura por Rv. Assim, a fónnula toma a fonna da lei de Ohm.
338
PLÁSTICOS
Entretanto, a fórmula anterior, bem conhecida da termodinâmica teórica, pode ser utilizada para cálculos térmicos somente entre superfícies limitadas por planos parale los (isto é, quando as seções transversais de entrada e saída de calor tiverem áreas idên ticas). Durante o resfriamento dos moldes de injeção, essa seção transversal varia,já que a superfície quente do molde é a superfície formada da cavidade, enquanto que a super fície fria é a camisa do cano de refrigeração. ~ óbvio que, começando com a fórmula de Fourier, deve ser determinada a fórmula aplicável no caso de seção transversal variá vel (isto é, como determinar o valor em caso de seção transversal variável). Supõe-se que o perfil das seções transversais variáveis, nas quais o calor flui da cavi dade do molde para o cano de resfriamento, seja limitado por planos, cujas dimen sões começam do ponto zero de um sistema de coordenadas e aumentam proporcio nalmente à distãncia em relação a ele. Essa suposição somente é aproximadamente verdadeira, já que o aço conduzirá o calor também para fora dos planos desse perfil. Com base no princípio da "resistência mínima", que pode ser encontrado em qualquer ponto da natureza, pode-se supor com correção que o fluxo externo a esse perfil, ocor rendo a uma distãncia maior, será consideravelmente menor que o fluxo direto no inte rior do perfil. No interesse da simplificação dos cálculos, esse "circuito subsidiário" é desprezado. Isso é admissível, já que está a favor da segurança nos cálculos. Se Rv for função da distância em relação à origem, denotada por x no decorrer da dedução, será possível escrever que
T! I
ou
Ru =
L
dx
(2.3-29)
A dimensão mínima da seção transversal variável é denotada por a e b, e as dimen sões máximas nas mesmas direções são A e B(Fig. 2.3.1 1); portanto, pode-se escrever que a seção transversal na distância x é caracterizada por
" ).!L[
R =~
(2.3-30)
= tg(x) = (a + J'yfx)(b + dx (a+MX)(b+mx)]
Fig. 2.3.11.
(2.3-31 )
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
339
integrada :;pós substituição dos limites superior e inferior,
R_
II( I I [(ML+a)] mt:y-
ln
(2.3-32)
~ Ir(A-a)b-(B-b)a 2,30L ]11 g (~) (~) a B'
(2.3-33)
• - 1"
Mh_mal
ou, convertida,
R = v
;.
Deve-se observar que, se A/B == a/b, então a fórmula deduzida assumirá a forma 0;0. Demonstra-se que, nesse caso
Rv = ~X 2,30L
;. ----;s.
(2.3-34)
Em machos e elementos similares a condutos de paredes finas internamente resfria dos deverá ser aplicada a seguinte fórmula, bem conhecida da termodinâmica:
R
~'
2,30 I (~) 2n2Lmachog d l
=
(2.3-35)
onde d 2 == diâmetro externo do macho, m d l == diâmetro interno do macho, m Llmacho == comprimento do macho, m
Já que existem várias cavidades e furos de resfriamento nos moldes de injeção na maioria dos casos, a resistência térmica do corpo de aço entre cada cavidade do molde e furo de resfriamento deve ser determinada pela múltipla aplicação da fórmula ante rior. Então, somando-se os recíprocos das resistências, o recíproco da resistência resul tante será obtido. Isso é feito da mesma forma que na lei de Kirchhoff.
I
R
v
"I
Z R vn
(2.3-36)
= 11m -1 6m
(2.3-37)
=
1
Com isso, pode-se escrever que Q2
Rv
isto é, a condição para que a necessária quantidade de calor Q2 seja transmitida por condução térmica ao furo do cano de resfriamento é a seguinte: l fim = 111n -Q2 R•
oCo
(2.3-38)
340
PLÃSTICOS
2.3.3.5. Transmissão de calor entre a superfície do furo de resfriamento e a água de resfriamento
Detenninação do diâmetro do furo de resfriamento. Nos itens anteriores, o fluxo tér mico foi traçado da cavidade do molde para as paredes do furo de resfriamento . A par tir daí, o líquido (água) refrigerante o absorve por transmissão de calor por convecção. Como se sabe, a transmissão de calor é efetiva se o fluxo do lfquido for turbulento nos furos; assim, esse tipo de . escoamento deve ser assegurado no projeto dos moldes. 1,3 ~
..Êo "co
::l O>
'" -o OI
1,2 l ' "
1.0 0,9
OI
... '"E o,e .~
... ... -o
0,7
-o
0,6
c: 'ü
lO
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(J
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0,5
O,L
"
CJ (',
C> ~,
Temperatura
5
'::>
c'
°c
C)
'"
o
r-.
Fig.2.3.12. Diagrama para a determinação da viscosidade cínemática (v) da água.
A condição para a ocorrência de escoamen to turbulento do líquido é determinada pelo número de Reynolds, Re = wd ~ 2 320.
v
(2.3-39)
Os valores de v podem ser encontrados na Fig. 2.3,12 . Entre os limites 2 320
< 6000, o
Re = 3000 a 6 000.
Do que foi dito, segue que
wd = (3 000 a 6000)v. Por outro lado,já que a quantidade de calor a ser dissipada por hora é
Q2 = Q - QI = Gqn kcal/h
(2.3-40)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
341
é fácil imaginar que
d2n _ Gqn 1000-W(tsou,-lsln)C4gua 3600 4
(2.3-41)
pois O peso específico da água é 'Y = 1 000 kp/m 3 e c4gua == 1 kcal/kp.oC. Após substituições, o diâmetro necessário para o furo de água de refrigeração é dado por Gqn d= 9 m. (2.3-42) (9 .. . 17)v(t30u,-13in) 10 Observa-se que, na prática, d == 0,008 a 0,025 m. No interesse do resfriamento eficien· te, deve-se assegurar que W §;
(3 ... 6)v X 103 m/s. d
(2.3-43)
Na prática, w == 0,1 a 5 m/s. O valor de v no caso de água a aproximadamente 20°C é de cerca de 1 X 10-6 m 2 /s. Do que foi visto, segue que, numa das seções transversais do cano de resfriamento, a vazão de água é de . d2 n s= Wm 3 /s (2.3-44) 4 ou (2.3-45) S == 2830d 2 w m 3 /h.
Já que na prática é difícil medir a vazão da água por hora ou sua velocidade de escoamento, a velocidade da água ou sua vazão são deterllÚnadas a partir da queda de pressão no sistema de resfriamento, com as seguintes relações: IV
=
V
2g Llpd rlA
~ li r
Llpd I
m/s
(2.3-46)
onde A == fator de atrito do cano (~0,02);!1p = diferença de pressões entre as seções transversais de entrada e de saída do cano de resfriamento. A soma dos comprimentos dos furos é I na fórmula, ao qual o comprimento equiva lente das conexOes, cotovelos, curvas, etc., tem de ser adicionado, isto é
" m. 1= Zln
(2.3-47)
1
A fórmula 2.3-42 mostra a diferença de temperatura entre a água refrigerante que entra e a que sai. Isso sempre deve ser considerado de acordo com as condições locais. Se o abastecimento público de água for utilizado para a refrigeração, e a água for dre nada para dentro de um canal após resfriar o molde - o que é altamente reprovável devido à escassez geral de água - embora seja um caso de ocorrência freqüente, en tão a temperatura da água que entra não deverá se elevar acima de 20°C, mesmo durante o verão (t 3 /n == 20). Por outro lado, se for utilizada água recirculada para esse fim, nor malmente não poderá ser resfriada abaixo de 25 a 28°C.
Determinação de comprimento dos furos de resfriamento, ou da superf(cie de res friamento necessdria. O resfriamento dos furos será eficiente somente se a superfície dos furos de resfriamento for suficiente para a dissipação de calor necessária.
342
PLÁSTICOS
Para outra transmissão de calor por convecção - como se sabe - a quantidade de calor absorvida pelo líquido que escoa é proporcional ã superfície e ã diferença de temperaturas entre os dois meios. Assim:
o coeficiente de transmissão térmica (Q3) é função da velocidade de escoamento e do diâmetro do conduto de resfriamento, de acordo com a seguinte relação (Bibl., 5): (2.3-48) Observa-se que , teoricamente, ao invés de t 3m , deve ser considerado o valor da mé dia logarítmica nessa fórmula, mas, devido ao coeficiente 0,015, a diferença é despre zível. Os valores de WO,I7 e d°,13 podem ser obtidos nas Figs . 2.3.13 e 2.3.14. Na prática, isto é, quando 0,008 < d < 0,025, dO,13 com boa aproximação pode ser tomado como sendo 0,55, e WO,87, igualmente, como w também com boa aproximação. Assim, a fór mula toma-se a seguinte 0: 3
=
W
(2.3-49)
1755(I+O,015t3m) 0,55
A superfície dos furos de resfriamento L.I{!
'.0
-
Ü.1.i 0,7 0,6 C,')
:.1,
r
1',3
..; 0.2
Ú,'
.,
,n
o o
c
o
'"
0.
o o o
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~ u CO! o
c
Cl
o
'"
C
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'-"
o
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::> ...,
0.
C!
c
c
"
0.
o
Fig. 2.3.13. Diagrama para a detenninação do valor de dO,,, .
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
343
e assim W
Q2 = Q-Ql = 1755(1 +0,015/3..J 055 dn(/ s - 13m ) Z I ,
(2.3-50)
ou, da fónnula 2.3-45, substituindo
S w = 2830d 2
Z
Q2 d 1= 3,53(1 +O,OI5/ a",)S(ts-/3m )
m
é conhecido.
(2.3-51)
10
8
1/
5
/
,
J
/
2
~
Q8 Q)
o·
0.6
~
0.5
,/
I-'
V
V
O,L
/
O,J
0.2
V
/
V
/
O' ~
OA
o·
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1.0
0· 0· d -
..:o o ô' _-
w
o
~-
o
n~
Cl
-...;-
Cl o V ";ú)"
o n r:t5
~:,/
Fig. 2.3.14. Diagrama para a determinação do valor de WO,.,.
2.3.3.6. Resumo do dimensionamento e construção do sistema de resfriamento correto 1. De acordo com a prática, é aconselhável preparar o desenho do sistema de resfria· mento, considerando a operação e construção do molde, assim como o espaço dispo nível e outras condições, e verificar o diâmetro , comprimento e disposição do furo subseqüentemente, ou modificá·los, se necessário. Em um caso simples, é suficiente determinar a quantidade de água de resfriamento (s, em kp/s), a seção transversal necessária ã obtenção de fluxo turbulento, ou o diâ metro do furo (d, m); a velocidade de escoamento (w, m/s); ou a diferença de pressões necessária (Ilp, kp/m2 ), estimando a diferença de temperaturas entre a água de resfria mento que entra e a que sai (t 30ut - t 3 1n)' A queda de pressão e a diferença de temperatura devem ser verificadas quando se coloca o molde em operação, pois pode ocorrer que, como resultado de ajustagem
344
PLÁSTICOS
defeituosa, o sistema de resfriamento não funcione adequadamente. Em caso de mol des grandes ou produtos com tendência à distorção, o cálculo deverá ser feito na ordem descrita. Assim mesmo ainda pode ser deixada alguma reserva nos cálculos, mas com a ade quada cautela, pois o resfriamento superdimensionado é tão incorreto quanto o resfria mento insuficiente, por razões econômicas. 2. O coeficiente Q3 dado na fónnula 2.3-48 é válido somente para a transmissão de calor entre a água de resfriamento e o furo de resfriamento da superfície metálica. Se uma crosta ou camada de óxido se fonnar, prejudicará consideravelmente a transmis são de calor. Isso é verificado pela experiência obtida nas fábricas de moldagem de injeção. De acordo com essa experiência, a potência obtida ao acionar pela primeira vez o molde freqüentemente não é conseguida caso o molde seja novamente acionado alguns meses depois, independentemente de todos os parâmetros de produção serem reproduzidos precisamente . Para evitar a formação de óxidos, é utilizada água amolecida e recirculada, e para evitar a corrosão, os furos devem receber um revestimento de fosfato. A água amolecida e recirculada também pode ser utilizada para aquecer o molde à temperatura de operação no inverno, antes de se começar a produção; assim, a perda inicial pode ser reduzida . 3. O valor de Q3 utilizado na fónnula 2.3-48 é válido somente em caso de escoa mento turbulento. Com escoamento laminar, a transmissão de calor é muito pior; assim, deve-se assegurar o escoamento turbulento no sistema de resfriamento em qual quer caso. É necessário cuidado especial nos pontos em que a seção transversal do fluxo varia, por exemplo, nos pontos internamente resfriados nos machos dos moldes. Em tais pontos, a velocidade adequada é assegurada com placas ou com algum outro método.
Exemplo: O sistema de resfriamento do molde de injeção mostrado na Fig. 2.3.15 deve ser verificado. A superfície do produto tem 2 X 42,5 X 20 = 1 700 cm 2 nos dois lados maiores, e 2 X 27,5 X 20 = 1 100 cm 2 nos dois lados menores. Os lados são perfurados: a superfície da parte coberta pelo material é 70% do total, 2800 X 0,7 = 1960 cm 2 . A superfície da parte inferior tem 40,0 X 25 = 1 000 cm 2 . Exatamente como a parte com 1960 cm z, a espessura das paredes da parte inferior tem 1,5 mm; assim, o volume do material é 2 960 X 0,15 ::::::: 450 cm 3 (inclusive o resíduo de canal). Material : PVC, peso específico 1,38; assim, o peso da peça é de 0,620 kp. A entalpia do material, pela Fig. 2.3.4, é a 180°C
= 60 kcal/kp
= 10 kcal /kp
a 60°C
a ser dissipado com o resfriamento = 50 kcal/kp tempo do ciclo: entrada pressão posterior fechamen to-a bertura
=
=
7s 5s 8s
total = 20 s, isto é, 180 cursos/h
A quantidade de material processado em uma hora é de 180 X 0,62 = 113 kp/h, e a
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
345
200
8M ,
9
I
400
f- -------f----- I I I
I I I I I
I I
+-~
-íQ
I I I
-- -,
I
~
~ "
~
l'
I
,
:
j'J:
------:-------' I
Fig.2.3.15. Corte mostrando o molde de injeção de uma cesta de plástico.
quantidade de calor a ser dissipada numa hora é 113 X 50 = 5 650 kcal/h. O molde pode ser colocado numa máquina de moldagem de injeção tipo II 630 X 2 000 KuASY, cuja capacidade (de plastificação), para o poliestireno, é de 125 kp/h, o que significa 165 kp/h de PVC como resultado da diferença entre pesos específicos. A eficiência da máquina é de 113/165 = 67%. Quantidade de calor dissipada com o resfriamento natural do molde , de acordo com a f6nnula 2.3·20: Superfície das laterais do molde (F): duas placas laterais: 2X40X60 cm .. . . . . . . . . . . . . . . . . .. , . . = 0,48 m 2
placas inferior + superior: 2X75X40 cm . . . . . . . . . . . . . . . . . .. = 0,60 m 2
Superfície da parte do molde que forma a cavidade interna: 2X42,5X20 em = 0,17 m 2 +2X27,5X20 em
=0,11 m 2
346
PLÃSTICOS
o produto permanece no macho; assim, na parte do molde que forma a superfície externa, somente a área do flange deve ser considerada: (60-30)70cm=O,21 m 2 (75 - 45) 30 em = 0,09 m 2 placa inferior da superfície interna: 60X75 em = 0,45 m l total: 1,03 m 2 Entretanto, essa superfície resfria somente na condição do molde aberto (isto é, em 8/20 partes do tempo de duração total do ciclo); portanto, essa superfície somente poderá ser considerada se for multiplicada por 8/20: 1,03X8/20 .... . . . .. .. .... . ... . . . .... . =0,40 m l - --Assim, a superfície de resfriamento natural do molde será F = 1,48 m 2
°e = 20 °e = 40 °e.
Temperatura média do molde t 4m = 60
to
Temperatura ambiente
t 4m
-
to
Substituindo os dados anteriores na fórmula 2.3-20: Ql = (0,25 + 60
~~OO) 1,48 X 404/ S =
250 kcal/h.
Assim: Q2 = Q-Ql = 5650-250 = 5400 kcaJjh.
Já que a caixa que forma a superfície externa pode ser resfriada melhor que o ma cho que forma a superfície interna, dividindo-se a quantidade de calor total a ser dissi pado nessas duas partes, o sistema de resfriamento será dimensionado: Q2 w. = 3400 kcaljh
Qz in!. =2000 kcal/h
1. Resfriamento da caixa de molde que forma a superfz'cie externa De acordo com a fórmula 2.3-24,
p = Qze,t. = 3400 = 40. adr 370 r7 + 5) o 38 20
Já que a superfície tem
2X42,5 X 20=0,17 mZ 2X27,5X20=0,11 m Z 25X40=0,10 m Z Total
f =0,38 m Z
'
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
347
Do diagrama da Fig. 2.3.10, sendo
t 2/r = 180°C, 11c =
t lh = 70°C
50°C
da intersecção da ordenada correspondente ao ponto t2h - t le ::: 130°C com as retas correspondentes ao ponto p::: 40, temos o valor t2c: - tlh ::: 6°C; assim tu ::: 70 + 6 ::: 76°C, valor adequado. Resistência térmica do corpo de aço de acordo com a fórmula 2.3-33: calculada separadamente para cada furo de resfriamento: Furos de resfriamento longitudinais, RVI,4 peças,
A =0,50 m, a=0,425 m B=0,20 m, b=O,OlO m
Furos de resfriamento laterais, Rv2,4 peças,
A =0,40 m, a=O,275 m
Furos de resfriamento inferiores, RV3, 2 peças,
A =0,50 m, a=0,425 m
B=0,20 m, b=O,OI m
B=O,20 m, b=O,OlO m
L = 0,05 m, de acordo com a planta do produto . Substituindo os valores na fórmula 2.2-33, teremos os seguintes resultados:
RuI = 1,50. ). ,
R
u2
= 2,57. ).
RU3
,
= 1,50 Â.
Assim, a resistência total do sistema de resfriamento, com base na fórmula 2.3-36, é de: I
R.
=4
(Â.
1,50
+
Â.)
2,57
+2 X
Â.
1,50
Considerando a condutividade térmica do aço como
À=
= 5,55)" 42 kcalfm .h. °C,
l/R. = 233 kcal/mh °C isto é,
Ru = 0,0043 mh' °Cfkal.
De acordo com a fórmula 2.3-37, Q2ext. X Rv ::: 3 400 X 0,0043 = 14,6 °c e, com base na fórmula 2.3-38: 15m = 60-14,6 = 45,4°C. Já que t 3 in
= 20°C, t 30ut = 50°C, com as quais t 3m = 35°C, temos: t 6m - t 3m = 45,4 - 35 = 1O,4°e.
Além disso, já que 130u t - t 3in ::: 30°C, a quantidade de água de resfriamento neces sária é: S = 3400 kcal/h:30 000 kcalfm 3 = 0,113 m 3 fh.
348
PLÃSTICOS
Entretanto, prosseguindo-se os cálculos com esse valor, descobre-se que não é assegu rado com ele o escoamento turbulento; assim , deve-se estimar S = 0 ,160 m 3 /h . Com base na fórmula 2.3 -51 , supondo d = 0,008 m, e substituindo os valores anteriores:
1=
3400 X 0,008 = 304 m_ 3,53(1 +0,015 X 35) X O, l60 X 10,4 '
O comprimento dos furos de resfriamento pode ser determinado a partir do corte transversal do molde : 4 X O,50+4 X O,40 + 2 X O,50 = 4,60 m assim, é adequado. A velocidade de escoamento da água de resfriamento:
4S w = 3600d 2 n = 0,884 m/s. O número de Reynolds = Re == wd/v. Onde, (am=35°C
v=o,n x 10- 6 m2/s
Re= 0,884 X O,008
9824 0,72 X 10 - 6 Um Re de 9 824 é um valor adequado ; assim , assegura-se o escoamento turbulento da água de resfriamento.
2. Resfriamento da parte do molde que forma a superficie intenw A quantidade de calor a ser dissipada é de Q2int. = 2 000 kcal/h . De acordo com a fórmula 2.3-35, onde d 2 =0,25 m di =0,15 m LI=0,20m pode-se obter a partir do corte transversal do molde, considerando-se À = 42 kcal/ m.h .°c, um valor de R V4 = 0 ,0096 h.oC/kcal. Já que o macho é resfriado pela água que circula em dois furos de resfriamento, a resistência resultante será de R.4 = 0,0048 h °Cjkcal. Então t 6", = 60-2000 X O,0048 = 50,4 °e Se, novamente , t3in = 20 °C, t 30ut = 50°C, t 3m = 35 °C, e devido à diferença térmi ca t 30ut - t 3in = 30 °C, a quantidade necessária de água de resfriamento será S = 2 000 : 30000 == 0 ,066 m 3 Ih . No interesse de assegurar fluxo turbulento, será fIxado S = 0 ,1 m 3 /h. O comprimento necessário do furo de resfriamento a parUr da fórmula 2 .3-51 , supondo-se d == 0 ,008 m = 8 nun de diâmetro do furo, é de (5",-(a", = 50,4-35
Z
=
15,4 ° C
2000 X 0,008 1= 3,53{l +0,015X35)0,1 X 15,4 = 1,93 m.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
349
De acordo com o corte transversal dos furos de resfriamento do molde, 5 vezes em cada macho de resfriamento, seu comprimento total será de 5 X 0,15 X 1T = 2,35 ml macho de resfriamento. Entretanto, as partes dos dois machos de resfriamento que se defrontam dificilmente tomam parte no resfriamento; assim , como medida de precau ção, somente 1,5 vez o comprimento das espiras de resfriamento no macho de resfria mento deve ser considerada (isto é , 1,5 X 2,35 = 3,5 m). Tem-se então um compri mento total dos furos de resfriamento da ordem de 3,5 m, contra 1,93 m anteriormente determinado como absolutamente necessário. A velocidade de escoamento da água 4S refrigerante, w, vale w = 3600d 2 n = 0,55 mls o que resulta em um número de Reynolds de 6 140, que é adequado.
2.3.4. Equipamento de resfriamento e calibragem para matrizes de ext1Usão Os aspectos construtivos do equipamento de resfriamento e calibragem das matrizes de extrusão foram discutidos no item 1.3 .2 .8. Entretanto, permanece aberta a questão com relação ao comprimento desse equipamento. Com um equipamento de resfria mento e calibragem muito curto, o material ainda pode deformar-se facilmente. Por outro lado, um equipamento muito longo toma muito espaço, desnecessariamente. Lamentavelmente, até agora uma tentativa de determinar, na prática, o compri mento necessário numa base termodinâmica tem sido rara . Na maioria dos casos, tem sido utilizado um comprimento maior que o necessário. Para os cálculos seguintes, que se pretende serem teoricamente corretos, serão apre sentadas, sem dedução, as seguintes fórmulas relevantes . Elas podem ser encontradas na literatura técnica.
Simbolos A cp
d
dh Dout
DIn
F G
K k
= área da seção transversal do produto extrudado, m 2
= calor específico do plástico, kcal/kg.oC
== diâmetro médio do cano extrudado, m == dobro do raio hidráulico = 2rh = 4A/K, m
= diâmetro externo da camisa de resfriamento, m
== diâmetro interno da camisa de resfriamento, m = superfície de resfriamento , F == DIn:Tr.L b m 2
= vazão de água refrigerante , m 3 Ih = circunferência do produto extrudado, m
= condutividade térmica de convecção, kcal/m 2 • h. °c
k
~ I+,H+,H ~) 1 [
Kh
= circunferência de extrusão em caso de perfil não-circular, m . No caso geral ,
LI
Kh d h 1T = comprimento do resfriamento do cano , m
=
350
PLÁSTICOS
L2 Nu
Q
= comprimento da calha, m = número de Nusselt, da termodinâmica = quantidade de calor a ser dissipada, kcal/h
Q*
= quantidade de calor a ser dissipada por convecção, kcal/h
Pr Re rh rhl rh2
= número de Prandt, da termodinâmica
= número de Reynolds = raio hidráulico = 2A/K, m = raio hidráulico do perfil extrudado, m = raio hidráulico do cano de resfriamento, m
= espessura de parede de extrusão, m s Tâgua in = temperatura da água de refrigeração admitida, °c T água out = temperatura da água de refrigeração que sai , °c Tp in = temperatura do plástico que chega ao equipamento de resfriamento, °c T p out = temperatura do plástico que sai do equipamento de resfriamento, °c V = velocidade de extrusão, m/h v = idem, m/s W = velocidade de escoamento da água de refrigeração, m/s w = idem , m/s 0: 1 = coeficiente de transmissão térmica, kcal/m 2 .h .o c 0:2 = coeficiente de transmissão ténruca , kcal /m 2 .h . °c 'Y = peso específico do plástico, kp /m 3 {j = espessura da parede do cano de resfriamento, m À = condutividade ténnica do aço, 45 a 47 kcal/ m.h. °c tltn = diferença térmica , entre a temperatura média do plástico e a da água refri
gerante:
. 1t =
m
(Tpin~Tpout)_( Táguaout2+T~1n)
Primeiramente determina-se a quantidade de calor Q a ser dissipada ...t fácil imaginar que (2.3-52) ou , no caso de seção não-circular, que
(2.3-53) Sabe-se que , no caso de água escoando, a quantidade de calor transmitida por convec ção, com escoamento laminar - Q*
Q* = kFJtmL ou Em caso de resfriamento correto , Q
2krh2 nLJtm kcal/h .
= Q*, e assim, (2.3-54)
De acordo com a literatura (Bibl., 3) ai = 370 kcal /m 2 h °c (entre o cano de aço e o plástico e o aparelho de calibragem). Além disso, a2 = NUÀ/d h (entre o cano de aço do
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
351
aparellio de calibragem e a água de resfriamento), onde (Bibl., 2):
Pr U aço
2"!
= 45
Nu
= V49,03+4,17Repr(
7,1,
para água a 20 DC, e 2
a 47 kcal/m .h.
D
C
e
{j
~)
(2.3-55)
Re = wd v
= 0,002 a 0,005
m.
Assim, quando se determina o valor de k, a razão {j It.. é desprezada (pois 1 1 1 ---+-+ k - aI ~ ,{. Para o valor de D.t m , a chamada média logarítmica deve ser tomada, de acordo com a teoria ; entretanto, na prática, a seguinte aproximação é suficiente
Ó)
Llt m = (Tpin~TpouI)_( Táguain~Táguaout) Para realizar os cálculos, a quantidade de água a ser utilizada por hora deve ser de terminada, e assim a velocidade do escoamento C(Táguaout -Táguain)Cágua'Y =
Q
Q
m~
(2.3-56)
dessa forma
G=
1 000 (Tágua in
- T água oud
já que cágua = 1 kcal/kgDC.
Além disso, sabe-se que a vazão de água C, entre dois cilindros concêntricos, é
3600(D~xt. - mnlJn w = G m3/h 4 e assim G
w = 2830( D2exl. - D2 ) lnl
m/s.
(2.3-57)
Exemplo: Qual é o comprimento L 1 do cano de calibragem e resfriamento, e o com primento L 2 da calha de resfriamento, no caso de d ext . = 25,4 mm de diâmetro exter
no, e espessura de parede s = 3 mm de cano de poliestireno, se a temperatura do mate rial Tpin = 145°C, que deve ser resfriado no aparelho de calibragem a T pout = 133 DC? A temperatura da água é T água in = 20 DC e T água out = 25 DC. Depois do calibrador, o cano ainda é resfriado no túnel de resfriamento de 133 para 75 De. A velocidade de extrusão é de V = 170 m/h; assim, v = 0,0477 m/s, 'Y = 860 kg/m 3 , cp = 1 kcal/kg. DC, tomando da Fig. 2.3.4, Àãgua ::=0,52 kcal/m.h.oCe vágua = 1 X 10- 6 m 2 /s, em caso de aproximadamente 20 oCo
352
PLÁSTICOS
o calor a ser dissipado, Q, de acordo com a fórmula 2.3-52, já que: K = d médio X Tl
e assim,
Q = 0,070 X 0,003 X 170X860X 1 (145-133) = 370,3 kcal/h e G
370,3 = (25-20) = 74,1 kp/h = 0,0741 m3/h .
A seção transversal livre do aparelho de resfriamento é Dm = 0,0254 e Dout = m (valores estimados); assim, a água pode fluir através de uma seção transver sal de área A = 0,0045 m 2 . De acordo com a fórmula 2.3-57, resulta w z::: 0,0045 m/s. O aparelho de resfriamen to na realidade é um anel circular, cujo raio hidráulico tem
= 0,080
r h2
LI
=
2(D~ut -mn)n = Dour-Dln = (0,080-0,0254) 4(Dout + Dln)n 2 2
= 0,0273 m
= 0,2 m é um valor estimado; assim dh21L1 = 0,273
e
Re = 0,OO45(0,~~08-0,0254) = 245,7
Com base na fórmula 2.3-55,
Nu
=
12,672
e
12,672XO,52 ~ 120k li 2h oCo 2 X 0,0273 ca m Já que
C(I
= 370 kcal/m 2 .h.
D
C
1
--,-------,----,------,,---- = 91,0 kcal/m 2 h °C
k
=
(3~O) + L~oJ
(~
é desprezada)
Com base na fórmula 2.3-54, L1
Im
= (145+133)_(25+20) = 139-22 5 = 1165
2
2
"
dh1 = 0,0254 (diâmetro externo do cano) r b1
= 0,0127
L = 0,003 X 170X860X 1(145-133)0,0127 1 91 (l16,5)X(0,0273) Assim, a suposição de que L I
= 0,2 prova ser quase correta.
= °232
,m
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
353
Para o comprimento necessário da calha de resfriamento,
T p In = 133°C,
T pou, = 75°C
T água In = 20°C,
T água out = 40°C
com isso, Átm = 104 - 30 = 74°C. A quantidade térmica Q a ser dissipada, de acordo com a fórmula 2.3-52, é de
Q = 0,070 X 0,003 X 170 X 860 X 0,7 X 104 = 2235 kcal/h (pois o calor específico do material solidificado Cp A vazão necessária de água refrigerante G é
G
2235
= 20 =
= 0,112 m 3 /h.
112 kp/h
Se o diâmetro externo da calha for Dout a velocidade de escoamento da água será
= 0,7 kcaljkgOC).
= 0,08 m (valor suposto), DIn = 0,0254 m,
4G
W
= (D2oul -D~) = 24,8 m/h In rr
e
w = 0,0069 m/s
Re
Calculando-se, com L 2
=
0,0069 X 0,0546 1 X 10- 6
= 377 •
= 3 m como comprimento estimado da calha,
db2/L2 = (0,080-0,0254)/3 = 0,0182, e, da fórmula 2.3-55, Nu = 6,31. Assim, 0:2 = 60,2 kcal/m 2 .h.oC. Assim, k Por substituição dos valores anteriores na fórmula 2.3-54, L 2 = 2,73 é obtido.
= 51,7.
BWUOGRAFIA DO CAPITULO 2.3 1. Pattantyús, Gépész- és villamosmérnokok kézikonyve (Manual 01 mechanical aruJ eleclrical
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354
PLÃSTICOS
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saploUl sop
O}dfOJd OE SOPlfpOSSE SOJPl?ld
2.4.1. Dimensiontlmento dos aquecedores elétricos Para o aquecimento dos moldes de plástico, dois sistemas são conhecidos: 1) aqueci mento por resistência, 2) aquecimento com índução. Na prática, a aplicação do aquecimento por resistência é mais freqüente, embora recentemente o aquecimento com indução em baixa freqüência também seja utilizado. Este último sistema é mais seguro que o primeiro, mas sua construção e dimensiona mento é difícil, e, devido aos necessários condensadores de melhoria de fase, seu custo ínicial é tão alto que sua aplicação somente é justificada em casos excepcionais. Existem vários métodos de aquecimento por resistência. Até onde estiverem envol vidas eficiência, reposição e construção, o mais simples é o cartucho de aquecimento, onde uma resistên~ia de aquecimento é colocada em corpos de esteatíta. O aqueci mento de camisa freqüentemente é utilizado, e nela a resistência é enrolada em uma placa de mica. O aquecedor envolve as laterais do molde. No aquecimento de placa, a resistência é enrolada numa placa de mica ou de asbesto , e todo o aquecedor é coloca do sob o corpo do molde, ou entre o punção e a mesa da máquína . Os canos de aqueci mento, que não são utilizados com bastante freqüência, seriam muito vantajosos. A resistência, nos canos de aquecimento, fica embebida em cimento de magnésio e disposta nos canos de metal. Esses canos são similares aos cartuchos de aquecimento, mas são enrolados como espiras em tomo do corpo do molde ou do punção. Por razões de segurança, o cartucho de aquecimento e o cano de aquecimento são os melhores. Resistem melhor às variações de comprimento causadas pelo .calor. No caso de aquecimento de camisa e de placa, a mica desintegra-se em alta temperatura, e as resistências facilmente podem ficar curto-circuitadas. O cartucho e os canos de aquecimento podem ser montados a partir de várias unidades; assim, no caso de defei to, qualquer unidade pode ser substituída. Se o filamento de aquecimento quebrar-se na camisa ou no aquecedor de placa - já que não é soldável - todo o corpo do aque cedor deverá ser trocado.
100
.-- -----.1
Fig.2.4.1. Cartuchos aquecedores em
corpos de esteatita.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
355
A Fig. 2.4.1 mostra o cartucho de aquecimento utilizado com mais freqüência com corpos de esteatita - enquanto que a Fig. 2.4.2 mostra os dois tipos de aquece dores de camisa. O diâmetro usual dos cartuchos de aquecimento fica entre 17 e 19 mm, mas tam bém são utilizados cartuchos com diâmetro de 12,5, 16, 20, 24, 32, 40 e 50 mm. O comprimento geralmente é de 100 mm, mas, excepcionalmente, podem ocorrer comprimentos de 60 a 300 mm, e até mesmo 1 200 mm.
~a
Fig. 2.4.2. Formas de aquecedores de camisa.
O número de cartuchos necessário pode ser calculado a partir da intensidade de cor rente admissível. O procedimento de cálculo é o seguinte: 1. Considerando a dimensão (profundidade ou largura) do molde, deve-se estimar prático selecionar o comprimento de cada aquecedor, e portanto sua potência. unidades de aquecedor de 100 mm de comprimento, e utilizar um número de aquece dores necessários para uma rede trifásica de 6 (3 na base e 3 na parte superior) ou 12. O produto do número n de aquecedores pela potência Q'j de um cartucho natural mente deve resultar na potência Qf anteriormente determinada do sistema todo:
e
Qf= nQ'j.
2. A partir da potência do aquecedor, determinada no parágrafo anterior, e da vol tagem da rede de distribuição local U (volts) calcula-se a intensidade necessária de cor rente:
1=
1 OOOQ'j A U
(2.4-1)
J. A partir da intensidade de corrente e da temperatura estimada do fio resistor, o diâmetro d do fio deve ser determinado com base na Fig. 2.4.3. (Embora dados da figura refiram-se ao fio ''Kanthal D", podem ser perfeitamente utilizados para outros tipos de resistências de níquel-cromo.) A temperatura de operação deve ser baixa, . cerca de 600 a 700 o C. 4. Resistência do aquecedor:
R=~ n.
(2.4-2)
356
PLÃSTICOS
5. Comprimento do fio de aquecimento: Rd 2 n L = 4(2(1 +C(lt)
m
(2.4-3)
o valor de (! para o fio de níquel-cromo é de 1,10; para o fio "Kanthal", 1,35 n.mm 2 f m; coeficiente de temperatura ar = 4 X 10- 5 tC. Assim, se t = 600°C, para o fio "Kan thal", L = O,57Rd 2 m. 6. Determina·se o número necessário de espiras:
IOOL
n=-Vonde H = comprimento de uma espira da serpentina de aquecimento, cm 7. Passo da serpentina : IOB m= S mm
(2.4-4)
(2.4-5)
onde B (cm) é o comprimento total da serpentina de aquecimento, considerando·se o número de furos do cartucho nos quais as espiras são introduzidas. Deve·se ter m ~ 1,5d. O procedimento de cálculo da camisa e da placa de aquecimento é o mesmo, mas a superfície do aquecedor a ser utilizada deve ser verificada: UXI - S - ~ 3,5 Wfcm 2 onde S
= superfície do aquecedor, cm z.
-
7-J----j--+---t-
~
e 6,+---1'----t--+--+.
ou -c'" ~
'" -c
'in
c
~
1.f---f-----1"---"L-f---7'''--+--;,< 3 r-~~~~~~~
E
0.8 0,9 lmm Diâmetro do fio de aquecimento. d
Fig. 2.4.3. Diagrama para a determinação
do diâmetro do fio de aquecimento.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
357
Em caso de wn fio de aquecimento de seção retangular, o diâmetro de fio equiva lente valerá :
d=
V
4!h
onde b = largura do fio de aquecimento, mm; h = altura (espessura) do fio de aque cimento, mm. Os aquecedores freqüentemente são feitos de maneira que sejam conectados nwna ligação delta durante o tempo de aquecimento, isto é, recebam uma voltagem de 380 V, enquanto ficam ligados em estrela durante a operação, recebendo 220 V. Nesse caso, deve-se encontrar o valor ..jj vezes a intensidade de corrente operacional nas ordenadas da Fig. 2.4.3 e, numa tentativa inicial, projetando·se a intersecção da hori zontal por esse valor com a curva de 900°C para o eixo das abscissas, obtém-se o diâmetro do fio proposto. Então, deve-se detenninar a temperatura desse fio de aquecimento na passagem da intensidade de corrente operacional, e compará-Ia àquela esperada. Se for muito maior ou muito menor que 600°C, então a temperatura esti mada deverá ser modificada para mais ou para menos. O procedimento deve ser repeti do até que o re~ultado seja satisfatório. De acordo com o exemplo calculado na seção 2.3 .l.1 = 3,42 kW.
Já que o comprimento do molde é de 500 mm, é aconselhável fazer a unidade de aquecimento com um comprimento inferior a esse , formada por 4 peças de 100 mm de esteatita. Então, deverá ser verificado se os sistemas de aquecimento do tipo 6 + + 6 = 12 serão adequados. Caso sejam, a potência de wna unidade será de 300 W (12 X 300 ~ 3 420) e, portanto, nos aquecedores a corrente será: 300 1= 220 == 1,36A estimando-se uma temperatura de 500°C, confonne a Fig. 2.3.3 é necessário um fio de d = 0,4 mm. A resistência do aquecedor é R
=
220 1,36
= 1620
O comprimento do fio aquecedor é de L
= 0,57Rd 2 = 0,57X 162XO,16 =
14,8 m.
O número necessário de espiras l00L
n=~=
1480 = 1850 espiras 0,8
pois H = d k 1T = 0,251T ~ 0,8 em. O passo, já que existemB = 6 furos em um cano, de 400 mm de comprimento, será de 2400 mm 2400 m= 1850 = 1,3mm> 1,5d.
358
PLÁSTICOS
Se O sistema de aquecimento for projetado para o aquecimento em ligação delta, a intensidade de corrente será
V3 X 1,36 =
2,35 A.
Já que essa intensidade de corrente aquece o fio selecionado de 0,4 mm a cerca de 800 D C, de acordo com a Fig. 2.4.3, o fio selecionado prova ser adequado.
2.4.2. Controle dos aquecedores elétricos Embora o controle dos aquecedores elétricos não esteja diretamente ligado ao dimen sionamento, é desejável que o construtor do molde conheça os fundamentos do con trole, já que têm uma certa influência na construção. Como em todo controle, dois elementos essenciais são necessários para o controle dos aquecedores: o sensor e o órglro intennediário, que efetua uma certa operação em resposta ao sinal do sensor, neste caso ligando e desligando o sistema de aquecimento. Um tennômetro de contato ou um sensor bimetálico foram utilizados para o con trole de temperaturas alguns anos atrás e mesmo hoje, em casos excepcionais. O pri meiro é um tennômetro de mercúrio, com contatos elétricos soldados ao bulbo de mercúrio da parte inferior e à parte fechada superior. Um fio fino ajustável é moldado no interior do contato superior, com uma agulha de ferro doce na extremidade. A agulha pode mover-se para cima e para baixo sempre que preciso, associada a um ímã pennanente, de acordo com a temperatura mostrada pela escala do termômetro e ajus tada quando desejado. O tennômetro - numa caixa adequada - deve ser colocado no furo da caixa de molde. Quando o sistema de aquecimento leva o molde à temperatura necessária, o mercúrio conecta o contato soldado no bulbo inferior ao contato supe rior, isto é, fecha o circuito . Conseqüentemente , o mercúrio liga e desliga a corrente de aquecimen to. A desvantagem do tennômetro de contato é que ele quebra-se facilmente - já que é feito de vidro - e seu mecanismo é sensível a choques. Pela razão mencionada , os chamados sensores bimetálicos são adequados . O prin cípio comum de sua operação é que metais de dois tipos diferentes com diferentes expansões térmicas são laminados conjuntamente; conseqüentemente, f1etirão como resultado do aquecimento e acionarão uma microchave . O sensor bimetálico não é tão frágil como o tennômetro de contato, mas o ajuste da temperatura desejada é mais difícil, já que um décimo ou um centésimo de desloca mento das extremidades de contato significa uma grande diferença de temperaturas. O outro elemento essencial do controle é o órgão intennediário. O termômetro de contato e o sensor bimetálico são adequados para acionar um relê de baixa voltagem (24 a 28 V), que desloca uma chave de mercúrio de sua posição, que por sua vez ligam sistemas de aquecimento de vários kW. Alguns tipos de sensores bimetáJicos (p .ex ., o produto da finna SAUTER) são adequados para acionar diretamente sistemas de alguns kW. O instrumento mais amplamente utilizado para o controle de temperaturas é aquele que possui um "gancho de queda". Seu princípio é que a corrente produzida pelo elemento térmico seja conduzida a um instrumento de sensibilidade adequada , cujo
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
359
ponteiro movimenta-se em função da corrente, isto é, na verdade, como função da temperatura. Pode-se ajustar um contato à temperatura desejada - que se possa ler numa escala adequada - com o auxl1io de um elemento de ligação (o "gancho"). Um motor elétrico leve - com transmissão adequada - levanta periodicamente o ponteiro do instrumento, digamos a cada 20 segundos. Se a temperatura do molde não houver atingido o valor desejado, o ponteiro não tocará o contato, e o sistema de aquecimento permanecerá ligado. Se a temperatura fizer o ponteiro atingir o contato, este fechará e o circuito necessário para deslocar a chave de mercúrio também será fechado. A chave de mercúrio deslocada abre o circuito dos aquecedores. Natural mente, assegura-se que, se o circuito abrir, permaneça aberto até que o molde seja resfriado à temperatura admissível, e até que o ponteiro toque o segundo contato, que indica o limite inferior. Nesse caso, a chave de mercúrio liga novamente o aque cedor e o ciclo é repetido. O instrumento com "gancho de queda" pode quebrar-se facilmente e causar muitas falhas, especialmente em oficinas sujas e úmidas. O reconhecimento dos semicondutores tornou possível a aplicação de equipa
.~c
2201380V~
•
Fig. 2.4.4. Diagrama esquemático de ligações
do termostato regenerativo controlado.
Para as designações, veja o texto.
mento moderno para esse fim, pois, com o auxI1io da corrente elétrica que surge no elemento térmico, ela pode ser amplificada com segurança, produzindo, assim, a potência necessária para o acionamento. O instrumento mais moderno e mais sensível é o de retomo ("feedback") regene rativo, que satisfaz a todas as exigências. Seu diagrama de ligações elétricas é mostrado na Fig. 2.4.4. As duas extremidades do elemento térmico T, com a inserção de um amplificador adequado, são conectadas ao instrumento I. Na posição mostrada, o ponteiro do instrumento mantém o aquecedor H ligado. Quando a temperatura do molde atinge o valor desejado, o instrumento o desliga. Dessa forma, não somente o circuito de aquecimento é aberto, como também o resistor R 2 é ligado, começando a aquecer-se, que tem por efeito a geraçãó de corrente no elemento térmico T 2 também. Entretanto, essa corrente flui no sentido oposto àquele resultante do elemento térmi co T no molde, isto é, funciona como se o molde fosse resfriado mais rapidamente. Quando a corrente - como resultado do efeito oposto nos dois elementos térmicos
360 PLÁSTICOS atinge o limite inferior ajustado, isto é, quando o molde está ligeiramente frio, o pon teiro do instrumento novamente fechará o contato C, com isso ligando tanto o aqueci mento como o resistor R I . O resistor , por sua vez, aquece o elemento térmico TI (ligan do em série com o elemento térmico 1). Tudo se passa como se o molde estivesse esquentando mais rapidamente. Então o ciclo é repetido. Os potenciômetros P I e P2 são ligados aos elementos térmicos TI e T 2 , respectivamente; assim, seu efeito é con trolado . Do que foi visto segue que este equipamento é muito sensível, e sua inércia é muito pequena . Observa-se que o circuito 220/380 V CA, de aquecimento, é separado do circuito de 24 V CC do relê de controle r. A seleção correta da posição ótima do sensor é uma questão essencial para o con trole de aquecimento . Se o projetista colocá-lo próximo da cavidade do molde (isto é , bem dentro do molde), a automatização desligará o aquecimento em vão . Isso por que nas proximidades do aquecedor o corpo de aço sempre está mais quente que nas vizinhanças da cavidade do molde; assim, a temperatura da cavidade subirá por um instante, independentemente do desligamento. A posição é a mesma para ligar o siste ma com o molde frio . (Um certo tempo é necessário antes que o aquecedor recém-li gado esquente o molde e o calor seja transmitido ao ponto necessário .) Esse fenômeno é chamado hísterese, ou retardamento inercial do sistema. Por OUtlO lado, se o proje tista colocar o sensor térmico próximo ao aquecedor , então a cavidade do molde dificilmente será mantida ã temperatura necessária , pois o sensor térmico medirá a temperatura do aquecedor, e não a da cavidade do molde. Esse problema pode ser resolvido de várias maneiras . Um dos métodos mais eficientes e mais freqüentemente utilizados consiste em dividir o sistema de aquecimento em duas partes : uma delas repõe de 60 a 80% da perda de calor, permanecendo essa parte constantemente ligada. A quantidade de calor faltante será reposta por um outro sistema, arranjado de ma neira sobreposta em relação ao primeiro, que será ligado ou desligado conforme neces sário através de um dos dispositivos mencionados . De acordo com uma outra solução, são utilizados dois elementos ligados em série : um próximo ao aquecedor e o outro próximo da cavidade do molde . Com este arranjo, somente a soma da temperatura de dois pontos poderia ser controlada ; assim, com ele não se pode esperar maior preci são. Como um compromisso prático, o sensor térmico é colocado, na maioria dos ca sos, no centro do corpo de aço, entre o aquecedor e a cavidade do molde.
2.5 . Problemas de automatização dos moldes Para aumentar a produtividade e assegurar a qualidade dos produtos, qualquer esforço deve ser feito para a obtenção da automatização dos moldes para plásticos. Embora sejam conhecidas máquinas de moldagem automáticas e a maioria das máquinas de moldagem por injeção possa ser ajustada para a operação automática, freqüentemente também é necessária a automatização da ejeção, do acionamento de válvulas desli zantes laterais , etc . Por automatização dos moldes entende-se que, após a complementação de um ciclo de operações, o seguinte seja efetuado sem qualquer intervenção humana. Os moldes semi-automáticos freqüentemente são satisfatórios, isto é, um equipa mento que efetua seu cicIo de operações sem intervenção humana, mas pára após o tér mino desse ciclo.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
361
Antes de projetar a automatização dos moldes é aconselhável efetuar alguns cálculos relativos à eficiência econômica, já que em muitos casos - quando são produzidas séries pequenas - os gastos envolvidos podem não ser recuperados. Entretanto, nos cálculos relativos à eficiência econômica, quanto aos gastos relati vos aos elementos repetidamente utilizáveis - cilindros hidráulicos, relês elétricos, etc. - somente o tempo de duração do ciclo proporcional deve ser considerado. Os aspectos da automatização a serem discutidos foram divididos em duas partes, e os aspectos relativos a acionadores e unidades de controle são tratados separadamente.
2.5.1. Atuadores ou acionadores Esses meios de intervenção são aqueles elementos da automatização que executam o movimento (p.ex., levantar os ejetores). Naturalmente, são acionados e parados pelas unidades de controle. ~ utilizada potência elétrica ou energia hidráulica para a sua operação. Os atuadores pneumáticos - devido a dificuldades de manutenção - somen te podem ser utilizados com vantagem em um caso justificado (em caso de necessidade de um movimento e de potência mais brandos). O movimento rotativo é o mais fácil de produzir com potência elétrica, mas a rota ção do motor elétrico tradicional é tão alta que eles somente podem ser utilizados com uma transmissão adequada. Entretanto, já existem motores nos quais a transmissão (com engrenagens de redução) é embutida e a extremidade do eixo projetada gira a 20 - 120 rpm. Como resultado da baixa velocidade, o torque é alto, mas isso é neces· sário na maior parte dos casos. Para o acionamento das partes do molde, além da potência elétrica, a energia hidráulica também é utilizada. A transmissão de potência hidráulica e sua aparelhagem são comuns nas instalações de prensagem, pois a potência de prensagem de centenas ou milhares de Mp das máquinas de prensagem é produzida com equipamento hidráu lico. A potência é transmitida por um fluido, da bomba, para ativar o motor (cilindro) hidráulico. O fluido portador de energia poderia ser a água, mas, na prática - para evitar atrito e corrosão - geralmente utiliza-se óleo. Embora os óleos se adensem em baixa tempe ratura, as perdas devidas ao atrito aumentam; ainda assim, são utilizados, pois se a água fosse utilizada haveria risco de congelamento, com a concomitante avaria do equipa mento. As técnicas de óleos modernas podem produzir óleos que não (ou moderadamente) envelheçam, e pennaneçam fluentes em torno de O °c, e nem fiquem rapidamente empedrados, mesmo entre 70 e 80°C. São praticamente incompressíveis. Dados técni cos dos óleos em uso são mostrados na Tabela 2.2.1. As bombas hidráulicas podem funcion'ar de acordo com vários princípios. Assim, elas poderiam ser, por exemplo: • bombas de pistão articulado • bombas de pistão rotativo • bombas centrífugas • bombas de engrenagens • bombas de roscas, etc. em estágio simples ou múltiplo .
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0\
IV '"O
r;>, Vl ...,
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oVl Tabela 2.5.1. Pressilo e vazaô de bombas
Tipo de bomba
Pressão
Vazão distribuída
(p), kp/cm'
1000 cm 3 /rnin .
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I ~ 1~ ~ 1~ 1~ 1
§
Engrenagem
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DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
363
Naturalmente, todas essas bombas slfo feitas em várias formas e tamanhos; cada fabricante empenha-se em colocar seu produto acima dos outros em certos aspectos. A ampla variedade facilita a escolha em muitos aspectos, e a torna difícil em outros. Entretanto, a necessária ligação dos elementos hidráulicos não seria possível a menos que algumas dimensões técnicas fundamentais fossem padronizadas. Os dados incluí dos no padrão internacional são mostrados na Fig. 2.5.1. A tarefa das bombas é produzir fluido em alta pressão para originar o movimento linear ou rotativo necessário para o acionamento dos moldes nos motores de potên cia fluida. Se o movimento necessário for linear, serão utilizados cilindros e pistões hidráuli cos. Esses cilindros são fabricados em vários tamanhos padronizados. Há grande possibilidade de escolha quanto à pressão padronizada, e assim também quanto à força de compressão e extensão do curso. Além da força de compressão e da extensão do curso, muitos métodos de travamento são necessários na prática. Existem cilindros que podem ser retidos por sua placa frontal ou posterior, e existem até mesmo aqueles que terminam numa forquilha, q.ue oscila alinhada em tomo de um pino. A Fig. 2.5.7 mostra os métodos mais freqüentemente usados para o travamento (v. adiante). O movimento rotativo , teoricamente , pode ser produzido em todas as bombas que funcionam sem válvulas, se seu lado de pressão for conectado com a rede de alta pres são. Entretanto, são utilizados para esse fim motores com aletas giratórias com siste mas de pistões rotativos axiais e radiais. 2.5.2. Unidades de controle elétricas e hidráulicas (marcadores, relês, válvulas de gaveta)
Os atuadóres devem ser controlados de acordo com o programa adequado às especifi cações técnicas . Se os atuadores forem operados com potência elétrica, então serão controlados atra vés de sinalizadores e relês elétricos. Ao invés de sua detalhada descrição, será dado um breve resumo dos tipos de ocorrência mais freqüentes. Os sinalizadores geralmente conhecidos de botão de calcar, articulação e alavanca (chaves) são utilizados na automatização principalmente para acionar ou parar todo o sistema ou parte dele. Freqüentemente há necessidade de sensores (chaves de limite de carga) para contro lar o acionamento ou a parada de um movimento, utilizados principalmente na forma de microchaves. Essas chaves operam com segurança contra alguns décimos de milí metro ou uma pressão de poucas libras. Em certos casos são necessários codificadores que reajam ao efeito da luz ou do calor. Fotorrelês acionados pela luz são utilizados principalmente para a contagem de pequenos produtos, ou na verificação de que uma peça produzida no ciclo de operações anterior tenha sido removida pelo ejetor da cavi dade do molde. Quando se utilizam motores hidráulicos, empregam-se freqüentemente relês ou sina lizadores do tipo de pistão ou de membrana acionada a pressão. O controle de uma rede de maior intensidade de corrente é realizado por relês de ímã ou de mercúrio. Aqui o marcador aciona o circuito de um relê, o que controla a rede.
364
PLÁSTICOS
Os marcadores de retardo e programação também devem ser mencionados. Os mar cadores de retardo de mercúrio emborcam, reagindo a um sinal de entrada, quando então o mercúrio flui por um conduto de seção transversal estreita de uma extremida de de um tubo de vidro fechado para a outra, onde dois (ou mais) contatos são conec tados eletricamente. Estreitando-se ou alargando-se a seção transversal, o tempo de percurso, e assim o tempo de retardamento , pode ser controlado. No marcador de programação, uma transmissão conectada a um motor síncrono gira um eixo com discos de CCillles em estágios opcionais adequados, ou com veloci dade angular não-escalonada. Cada disco tem um marcador, acionado pelo came do disco no instante necessário. Esse equipamento, com um determinado número de cames e marcadores, é adequado para o controle até mesmo do mais complicado pro grama. Os dados técnicos dos marcadores mencionados podem ser encontrados na litera tura técnica e nos catálogos das firmas fabricantes . A unidade de controle dos sistemas hidráulicos, as válvulas de gaveta e as torneiras são tratadas em separado, com muitas variedades e tipos tendo sido desenvolvidos na prática. Para facilitar uma visão abrangente dessas variedades, estas são agrupadas conforme alguns aspectos: . Com relação à fonte de energia, existem torneiras ou válvulas de gaveta acionadas por potência mecânica (p .ex., com coxim, cames); além disso, existem aquelas de ope ração elétrica, pneumática ou hidráulica . Com relação ao trabalho a ser realizado, existem torneiras retentoras, válvulas d'e gaveta e torneiras que asseguram pressão mínima ou máxima., diferença de pressão ou queda de pressão, e sentido de fluxo, entre outras tarefas. Para a feitura de diagramas de circuitos de controles elétricos ou hidráulicos, foi preparado um quadro com um sistema de símbolos considerados mais ou menos inter nacionalmente aceitos. Seu extrato é mostrado nas Tabelas 2.5.2 e 2.5.3.
2.5.3. Diagt;amas de circuitos de controle hidráulico Além do sistema de símbolos, é conveniente aprender - para um melhor entendimento do que se seguirá - algumas funções de controle hidráulico que ocorrem mais freqüen temente e seus diagramas de circuito. A Fig. 2.5.1 mostra o controle do movimento de avanço e recuo de um cilindro hidráulico. A bomba B recalca o óleo portador de energia do tanque B e o distribui para a rede. A operação do cilindro é controlada por uma válvula de gaveta tipo "4/3" manualmente ajustável (4 porque a válvula de gaveta tem 4 aberturas de conexão, e 3 porque tem três posições: avanço, recuo e esta cionária). A mola nos dois lados da válvula de gaveta mostrada no diagrama do circuito indica que, quando o operador liberar a alavanca de controle, essa mola retornará a válvula de gaveta para a posição estacionária. Nessa posição, ambas as guias do cilindro estão travadas, e isso é indicado na posição intermediária pela linha horizontal mostra da nas extremidades da junção do cilindro, enquanto o óleo distribuído pela bomba flui livremente de volta para o tanque. Se o operador, ou algum tipo de servomotor acionado por algum tipo de energia auxiliar, virar a alavanca da válvula de gaveta para a esquerda, então o sentido de escoamento do óleo corresponderá às setas que se cru
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
365
zam, como pode ser visto na representação simbólica da válvula de gaveta à esquerda; assim , o óleo em alta pressão fluirá para toda a superfície do pistão . Conseqüente mente, o cilindro será capaz de efetuar o trabalho. Ao mesmo tempo, o óleo flui para o lado externo do pistão de volta ao tanque. Se a alavanca da válvula de gaveta for movida na direção oposta, o óleo escoará no sentido que pode ser visto no quadrado à direita no diagrama. O diagrama mostra também uma válvula limitadora de pressão VD conectada ao ramal de distribuição da bomba. Seu objetivo é proteger o sistema contra pressão excessiva, surgindo como resultado de uma possível falha . A Fig. 2 .5.2 mostra o diagrama de circuito da operação de prensas hidráulicas. Aqui, as duas bombas PI e P2 fornecem a energia; Pz distribui óleo em baixa pressão mas em grande quantidade; P I distribui óleo em alta pressão, mas em quantidade limi tada. Isso é necessário para assegurar a operação rápida da prensa . Se a bomba tivesse de operar somente para criar a alta pressão final , então ou seria necessária uma bomba muito grande para recalcar a grande quantidade de óleo necessária no curso inativo (para fechar o molde), ou levaria muito tempo para fechar o molde . Se o operador, ou a unidade de controle de programa, acionasse a máquina ligando o relê magnético (que pode ser visto no diagrama da válvula de gaveta à esquerda), o óleo fluiria de fi
B
Fig.2.5.1. Controle de movimento de avanço e recuo
do cilindro hidráulico; diagrama de circuito.
B = tanqu e de óleo,H = cilindro hidráulico,M = motor
elétrico,P = bomba, T = válvula de gaveta tipo 4/3 ajustada
manualmente, VD = válvula'limitadora de pressão ,
ambas as bombas para o "lado de pressão" do cilindro . Assim, ele se moveria rapida mente, e o molde fechar-se-ia . Entretanto, se o fechamento for completado, a resis tência ao movimento do pistão aumentaria, a pressão na rede subiria, é a válvula de retenção VR embutida logo se fecharia, Daqui em diante, a bomba de alta pressão recalcaria óleo para o cilindro, o óleo fluiria de volta da bomba de baixa pressão, através da válvula limitadora VD 2 , para o
366
PLÁSTICOS
Tabela 2.5.2. S(mbolos mais freqUentemente utilizados no dÚlgrama
I -s~~~lo II
Símbolo
Cilindro de operação
Z
-[I}
~
Bomba
p
Ó
Motor hidráulico
M
~
Válvula de retenção ajus· tada a mola
VR
-{X1-
Válvula amortecedora
VDr
:~ ~ , 'M
Válvula limitadora de pressão
VD
Símbolo
, l,-II,I
I
lL1IXJ
I
Tipo
Tipo
Filtro de combustível
ot-jIJ -AêJ?'
I
Letra -s{mbolo
F
Awnentador de pressão
Dii
$M
Chave de membrana
Me
I
Tanque de combustível
B
Bateria hidráulica
A
I
O -
Válvula de gaveta 4/2 4 = quatro conexões 2 = duas posições
I
I
-
t
Tubo
Junção (de ramal)
Junção mecânica (rígida)
Do
Válvula de gaveta manualmente controlada
D~\'
Válvula de gaveta de reajuste a mola
/
Variável
[]zJ
V álvula de gaveta controlada eletricamen te
"'.\'\
Mola
Ozl
Válvula de gaveta controlada hidraulicamente
-{Xl
e';=:J) I
Torneira retentora
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
367
Tabela 2.5.3. Símbolos mais freqüentemente utilizados nos dÜlgramas de influência das unidades de controle elétrico. Símbolo
Tipo
IT
Resistor indutivo ou bobina
rml CZJ
~obina com núcleo
FI ~
lwJ
i
fTll
Símbolo
Tipo
-©
Válvulaeletrônica
~
de ferro (bobina de amortecimento
cr=?
Chave de mercúrio
Transfonnador
ctJ
Chave bimetálica
~
Chave de retardo
-c>- i ""'"1
Resistência ôhmica
-y6-...k
Potenciômetro (distribuição de tensão)
-u
Condensador
CW
\1 ~.,
Chave manual
G
Célula fotelétrica
Chave de limite acionada a mola
~
Eletroímã
,~-l ~'
Chave de desvio (duas posições e circuito duplo)
~
, ~I ~,
Relê de ligação
..8-.
Buzina de aviso (alto-falante)
: : ftT
Relê de de sligamen to
-~-
Fusível
u
...6
~
I _ _ ... _ _ ...J' ...
, , ,
'
I
?
:Q~
'
L.. _ _ _ _ -'
;
~
m: .
r- - - - - - - ,
, I I
• •
...;-..o.
....;...
.".
"...,..
..,...,. ......;-, L _____ '
º
Relê de ligação dupla e um só de sligamen to
<=
~
-GJ -M
Amplificador Retificador de diodo
Q
I
-0- -:0-
Chave de programaçã"o Lâmpada luminescente
Sineta
Motor simples ou bidirecional Elemento térmico Voltímetro
Amperímetro
368
PLÃSTICOS
tanque. Na abertura do molde - de acordo com o símbolo mostrado à direita no qua dro de símbolos da válvula de gaveta - como resultado da pressão diminuída , o óleo fluirá de ambas as bombas para as laterais do cilindro frontais à haste do pistão. Para a proteção de ambas as bombas, uma válvula limitadora de pressão VD é colocada no sistema . O fechamento rápido do molde (na Fig. 2.5.3) foi obtido com uma bomba de vazão relativamente pequena P I e com a bateria hidráulica A. Esse arranjo resulta em van tagens especiais quando vários cilindros são ligados a um mesmo sistema hidráulico. Sem uma bateria, deveria ser selecionada a potência da bomba de forma a fornecer óleo para a operação simultânea de todos os cilindros, já que surge a possibilidade de que ao menos por um instante todos os cilindros consumam o óleo ao mesmo tempo . Entretanto, se for instalada uma bateria na rede, então a demanda de pico de curta duração poderá ser atendida por uma bomba de menor vazão de saída. O cilin dro de operação neste caso também é controlado por uma válvula de gaveta de 4/3, em cuja posição interna todas as quatro junções de entrada estão fechadas. Se o ope rador ou uma unidade de controle mover a alavanca da válvula de gaveta para a esquer da, então a bomba fluirá ao mesmo tempo de ambas as bombas e da bateria para o espaço de pressão do cilindro; assim, o fechamento será rápido. Entretanto, se o molde for fechado, subirá a pressão no sistema, a válvula de retenção VR I da bomba P I de baixa pressão (mas de grande vazão de saída) automaticamente se fechará, e a bomba P2 de alta pressão sozinha recalcará óleo para o cilindro . Ao mesmo tempo ; a bomba P 1 de baixa pressão carrega a bateria A até que a pressão ajustada na válvula reguladora
+
o
~-------
Fig.2.5.2. Diagrama de circuito de prensa hidráulica alimentada
por duas bombas de diferentes pressão e vazão.
reservatorio de óleo, F filtro , H cilindro hidráulico, M motor
elétrico , P I = bomba de alta pressão que distribui pequena quantidade
de óleo, P.1 = bomba de baixa pressão que distribui grande quantidade
de óleo, r = válvula de gaveta 4/3 controlada eletricamente, VD I e
VD, válvulas limitadoras de pressão, VR = válvula de retenção .
B
=
=
=
=
=
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
369
de pres~ão Me seja atingida. Nesse ponto, a válvula reposiciona o marcador elétrico embutido, que - controlando o contator da válvula de gaveta de 3/2 - coloca a válvula de gaveta na outra posição. O carregamento da bateria pára e o óleo flui livremente para o tanque B . Movendo-se a alavanca de controle da válvula de gaveta de 4/3 para a direita, o cilindro de operação - quando necessário - poderá ser aberto, porque o óleo flui para a parte do cilindro que se defronta com a haste do pistão, e flui livremente do lado de pressão para o tanque. O diagrama de circuito da Fig. 2.5.4 assegura o movimento sem choques da haste do pistão. Se forem utilizados os diagramas anteriormente mostrados, nenhuma ou muito pouca força de frenagem atuará sobre o pistão (isto é, se, no caso de um cilindro esta cionário, a parte superior pesada do molde empurrar o pistã"o para baixo, poderá acon tecer uma aceieração muito grande, e o fechamento do molde será abrupto) . Através da utilização do diagrama de circuito demonstrado, isso não poderá ocorrer, já que, embora o óleo flua livremente para o cilindro de ambas as direções, poderá sair dele através da válvula amortecedora VDR ajustável, freando o movimento do pistão em ambas as direções . H
L-____~~________~____~~IB
F1 « p~! Fig. 2.5.3. Diagrama de circuito de máquina de pren sar alimentada por duas bombas de diferentes pressões e vazões, e por uma bateria hidráulica. A = bateria hidráulica, B = reservatório de óleo, H = cilindro hidráulico,M = motor elétrico , Me = cha ve (de membrana) sinalizadora sensível à pressão, P, = = bomba de baixa pressão que di stribui grande quanti dade de óleo,P, = bomba de alta pressão que distribui pequena quantidade de óleo, T, = válvula de gaveta de 4/3 controlada eletricamente em ambas as direções; T, = válvula de gaveta de 3/2 de reajuste a mola con trolada eletricamente em uma direção ; VD L e VD, = = válvulas limitadoras de pressão , VR, e vR, = vál 24 vula de retenção .
w
L-_ _ _ _ _..JIB
Fig. 2.5.4. Diagrama de circuito de cilindro hidráulico sem choques. B = reservatório de óleo, H = cilindro hidráulico,M = motor elétrico, P = bomba, T = válvula de 4/3 operada manualmente, VD = válvula limitadora válvulas de pressão, VDR, e VDR, amortecedoras, VR I e VR, = válvulas de retenção.
=
370
PLÁSTICOS
Fig.2.5.5. Diagrama de circuito que assegura a operação
paralela de cilindros múltiplos.
B = reservatório de óleo, H, e H. = cilindros hidráulicos, M = motor
elétrico,P = bomba, T = válvula. de gaveta de 4/3 manualmente
controlada, VD = válvula limitadora de pressão, VDR = válvula amor
tecedora bidirecional, VR, e VR. = válvulas de retenção .
' -_ _ _ _--', 8
Fig. 2.5.6. Diagrama de circuito que assegura operação consecutiva. B = reservatório de óleo, F = filtro, H, e H. = cilindros hidráulicos, K, e K. = sensores de posição, M = motor elétrico, P = bomba, T, = válvula de gaveta de 4/3 con trolada manualmente, T = válvula de gaveta de 4/3 controlada eletricamente, VD = válvu fa limitadora de pressão.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
371
A Fig. 2.5.5 mostra o diagrama de circuito que assegura o movimento paralelo de vários cilindros de operação. O óleo flui por uma válvula de gaveta de controle para o centro de uma válvula amortecedora dupla VDR antes de penetrar no cilindro de ope ração. Isso reduz automaticamente a pressão do óleo que flui para o cilindro, cuja carga é menor, assegurando-se assim o movimento paralelo dos dois pistões. Embora o sistema funcione perfeitamente na teoria, na prática a inércia das peças móveis, e outras condições de perturbação, podem causar desvios de 2 a 5%. Se o molde for aberto por um cilindro hidráulico, freqüentemente será necessário um aparelho que assegure o movimento consecutivo dos cilindros. Isso pode ser conse guido através do uso de uma válvula de gaveta controlada manualmente ou por um marcador elétrico (v. Fig. 2.5 .6). O operador primeiro coloca um dos cilindros em movimento com a válvula de gaveta 4/3 TI. Quando seu pistão atinge a posição ajus tada no sensor de posição, este envia um sinal para o relê magnético da outra válvula de gaveta T l , quando então o outro cilindro também começa a trabalhar. Outros diagramas de circuito podem ser encontrados na literatura técnica e em catá· logos de fabricantes.
2.5.4. Alguns aspectos quanto ao projeto de automatização Quando se projeta a automatização dos moldes para plásticos, inicialmente deve ser preparado o diagrama de circuito (com base nas operações a serem realizadas). Isso freqüentemente é tão complicado que é difícil entendê-lo por si só. Assim, deve ser preparado um diagrama horário para cada diagrama de circuito, incluindo a posição e movimento de todos os elementos de automatização em função do tempo. Quando se planejam os diagramas de circuito, os seguintes itens devem ser obede cidos: 1. Todos os elementos devem ser representados numa posição estacionária, de partida, sem potência elétrica. 2. Deve-se providenciar para que todo movimento se inicie somente após o térmi no do movimento precedente, fazendo·se uso de relê (de retenção). 3. A baixa tensão de 24 V CC e a alta tensão de 220 ou 380 V CA somente são con troladas por marcadores separados. 4. ~ necessário assegurar que , em caso de falha (falta de material, corte de potência, etc.), o equipamento automático esteja na posição inicial de acionamento, e que o equipamento seja colocado em operação manualmente. 5. Os relês elétricos devem ser projetados de modo que se abram na direção do solenóide. 6. ~ aconselhável utilizar um sistema de símbolos-padrão, por exemplo, com os marcadores mostrados por algarismos romanos. Se existirem vários pares de contatos no mesmo marcador, deverão ser diferenciados com letras minúsculas do inkio do abecedário (assim, têm-se la, lb, lIa, etc.). As válvulas de gaveta eletro-hidráulicas são marcadas com letras maiúsculas do iní cio do alfabeto (A, B, C, etc.). Os membros de execução hidráulicos (cilindros) são indicados com letras do final do alfabeto (P, Q, R, etc.), ou Z + número de série (as sim, ZI, Z2, etc.). No diagrama horário, a linha intermediária está na posição "O"; a linha acima dela indica "Avanço", e a linha inferior indica "O".
372
PLÃSTICOS
o movimento tem sentido + (representado na linha superior) se a haste do pistão mover-se para fora do cilindro; o sinal de movimento em sentido oposto é - (represen tado abaixo da linha de centro). Os cabos elétriços são indicados por uma linha fina, os dutos hidráulicos com uma linha grossa. Ajunção de dois condutos é marcada por um ponto grosso. Se dois condutos somente se cruzam no diagrama de circuito, as linhas desviam-se uma da outra. Em conexão com o projeto de automatização enfatiza-se que é desejável montar o sistema da forma mais simples e com o mínimo de elementos possível. A proteção da bomba e de outros equipamentos é assegurada por válvulas de retenção adequadas e limitadores de pressão. Os elementos são arranjados de forma que fiquem um em segUida ao outro, e um número mínimo de ramais e cotovelos deve ser utilizado . O cálculo é iniciado determinando-se a força motriz F (kp) e o curso necessário L (m). A partir deles e da pressão aplicável à rede p (kp/cm 2 ), a superfície do pistão do cilindro A (cm 2 ) :
A pressão do ciclo de operação deve ser introduzida na fórmula, que em relação à pressão nominal da rede - devido a perdas - é de 10 a 20% menor , dependendo da complexidade do sistema. Quando se seleciona a dimensão necessária do cilindro, deve ser observada a segurança adequada, e se a superfície de pistão precisamente idêntica não for encontrada no catálogo da fábrica, será necessário aproximar para cima, mas ao mesmo tempo deve-se ter em mente que o superdimensionamento significa maior investimento e custo de operação .
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Fig. 2.5. 7. Variedades de fixadores (a a p) para cilindros hidráulicos.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
373
Como passo seguinte do cálculo, deve-se preparar o diagrama de consumo. Esse diagrama representa a exigência de óleo por curso V = AL, e o ponto no tempo em que surge a demanda. Se a mesma bomba alimentar vários pontos de consumo, natural mente todos os consumidores deverão ser colocados no diagrama e o consumo do pon to do tempo idêntico deverá ser acrescentado. O diagrama de consumo é preparado para um período maior, para avaliar os picos realisticamente. A média de consumo é determinada com planímetros ou pela contagem do número de milímetros quadrados, se o diagrama for feito em papel milimetrado. Assim, resulta a potência da bomba. A partir dos consumos de pico acima da média, a capacidade cúbica da bateria será determinada. Antes de começar o projeto é aconselhável estudar o problema da aquisi ção. Um extrato dos vários tipos de bombas está contido na Tabela 2.5.4, e as possíveis variações para a fixação do cilindro poderão ser estudadas na Fig. 2.5.7. Já que o uso do equipamento de atuação hidráulico é sempre crescente, é aconse lhável preparar um plano de desenvolvimento compreensível desde o começo, e os elementos melhor adequados ao perfil da produção podem ser adquiridos em hannonia com a pressão da rede, controle, potência, etc. Essencial e fundamental é o problema
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Fig.2.5.8. Automação para acionamento de macho lateral e ejetor (exemplo).
374
PLÁSTICOS
Tabela 2.5.4. S(mbolos para válvulas de gaveta padronizadas Válvula de gaveta 2/2
Válvula de gaveta 4/3
[ l il
l1lLJAJ
l: 111!:: I:Xl
Válvula de gaveta 3/2
111 IBJX] n! IRIXJ
lJlJ!R 1;)( I 1 ~!lIL91;X I
Válvula de gaveta 6/3
UIJr; IXI
illJL:2J
[Jt~ Válvula de gaveta 4/2 Válvula de gaveta 5/3
DIc:m Válvula de gaveta 5/2
iS\ VlTI
I~\ IJ% lj/:I llil ~ 117r1 1 ~, lnl~ 1
I:\\ I ~ li/ri Válvula de gaveta 3/3
uI'
rrJZiJ
Ir11;;l/rl llik~ Ir tl/rl/ r! [ li6; I//TI ~"! lb1J
! l S I L:I~Z !
Cada uma das válvulas pode ter: Controle: manual hidráulico (servo) elétrico Montagem: na tubulação ou na placa de retenção Pressão: de acordo com o padrão Dimensões: de acordo com o padrão
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
375
de seleção da pressão da rede . A vantagem da rede de alta pressão é que é conseguida potência relativamente alta com equipamento de pequenas dimensões. Por outro lado, a alta pressão exige condutos com paredes mais grossas, cuja fixação é mais complicada e a vedação também causa muitos problemas. Para acionamento de moldes, as pressões de 32 ou 64 atm provam ser as mais ade quadas, de acordo com a prática. Exemplo : Em seguida apresenta-se o procedimento para o projeto de wn sistema simples de au toma tização. Problema : Um cilindro hidráulico deve ser acionado manualmente e deve retirar o macho lateral de um molde de compressão. Depois disso , um outro ciclo deve levantar Tabela horária para diagrama de influência Símbolo O
Pontos (instantes) do tempo (ou fases de operação ) 1 :, 2 L J 7 5 8 9 10
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Fig. 2.5.9. Diagrama horário para automatização.
-
376
PLÁSTICOS
o ejetor, e então todo o equipamento pára até que o operador acione a próxima fase de operações. O equipamento - para atender às condições anteriores - deve ser acionado por um botão de calcar. Após um sinal curto do botão, o cilindro que extrai o macho lateral começa a funcionar até que ele tenha sido totalmente retirado. Isso é conseguido com um relê de "corrente constante", isto é, de forma que o solenóide de um relê esteja conectado em paralelo com o botão de calcar, pois nesse caso o relê estará funcionan do, e permanecerá assim até que o circuito seja aberto - veja a Fig. 2.5.8 (o símbolo da maçaneta de acionamento manual na figura é I, e do relê de corrente constante é lI). Quando o macho lateral estiver totalmente retirado, o cilindro P parará; portanto, o circuito da válvula de gaveta eletro-hidráulica de acionamento A passará através do contato a do sensor de posição III (chave de limite). Dessa forma o cilindro pára após retirar o macho lateral. Entretanto, ao mesmo tempo, o cilindro Q que aciona o ejetor do produto deve começar a funcionar; assim, um outro par de contatos deve ser mon tado no relê lII, que, sob o impacto da chave de limite, passe a corrente para a válvula de gaveta B que controla o cilindro Q. Já que é necessário que o equipamento pare após a remoção do produto, a corrente da válvula de gaveta B também deverá ser con duzida através da chave de limite IV. O projeto deve ser continuado, para que, respondendo a outro sinal, o equipamento retorne à sua posição original, mas esse projeto deve ser feito pelo leitor como exer cício. Em caso de falha de potência, as duas molas mostradas pelo diagrama de circuito colocarão ambas as válvulas de gaveta A e B na posição intermediária, com os marca dores também voltando à proporção básica. Assim, o equipamento pode ser ligado somente com um novo acionamento manual. Este exemplo é descrito pelo diagrama horário da Fig. 2.5.9, sem qualquer explica ção verbal.
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2.6. Cálculo econômico dos moldes 2.6.1. Determinação do número de cavidades mais econômico, baseada no m(nimo custo inicial J á na primeira fase do projeto de um molde necessário para a produção de um dado produto, é essencial decidir quanto ao número de cavidades do molde. Naturalmente, o número de cavidades é determinado através da ótima economia, que é função do equipamento da instalação de fabricação. O mesmo produto pode ser produzido numa máquina de pequena capacidade com uma só cavidade de molde, mas pode ser feito numa máquina de maior capacidade
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
377
também, com um molde de múltiplas capacidades. ~ (lvidente que, para que um lote de um dado número seja produzido mais rapidamente, a máquina fará vários produtos ao mesmo tempo, assim os custos de produção são menores e a máquina fica presa ao trabalho por um tempo mais curto, mas, por outro lado, o custo de operação por hora é maior, e o custo do molde também é consideravelmente maior quando se utiliza um molde de múltiplas cavidades ao invés de um de uma só cavidade. Suponha, por exemplo, que a quantidade de produtos de 16lb de peso e 24 cm 3 de volume seja de 500000 . O tempo de duração de ciclo de moldagem de injeção é de 20 segundos. O custo de produção (material - custo de operação - despesas gerais) de uma cavidade do morde = Ft 2 400'~. O custo inicial de produção sem material, quan· do se utilizam vários números de cavidades de molde, será desenvolvido em seguida. (A quantidade de material utilizado e seu valor independem do número de cavidades, e assim são desprezados nos cálculos.) A Tabela 2.6.1 demonstra que o custo de produção (sem o do material), com o aumento do número de cavidades, diminui: Ft 58 080 - 53 020 - 44 832. Então, após atingir um valor mínimo, sobe novamente. (O custo de produção de Ft 50 564 que surge quando se utiliza um molde de oito cavidades é o resultado da má utilização da máquina. Em um "caso normal", esse custo seria maior que o custo de produção de um molde de seis cavidades, que pode ser encontrado na coluna anterior, mas menor que no caso do uso de um molde de dez cavidades.) Ao invés do cálculo apresentado, extremamente longo - que considera vários fatores com a fórmula generalizada - a fórmula geral para o cálculo será deduzida em seguida, e criado um ábaco, com cuja ajuda os cálculos poderão ser efetuados rapidamente e com suficiente precisão. Antes de efetuar a dedução, deve·se mencionar que o número ótimo de cavidades deve ser verificado não somente em relação à economia, mas também em relação a outros aspectos. Pode ser necessário utilizar um número de cavidades que assegure a utilização da força de trabalho disponível, ou o mais curto tempo de funciona mento associado à máquina, ou o número de cavidades com utilização ótima da capa cidade da maquinaria. Essas questões não serão tratadas de imediato. A economia ótima, parece, é uma questão de ponto de vista, dependendo do com prador ou do fabricante . A relação entre a iniciativa de encomendar e de fabricar pode ser diferente, a saber: 1. O comprador pode colocar o molde de plástico à disposição da empresa, pois é sua propriedade. O comprador tem liberdade para dispor do molde e, assim, ele pode transferir o molde para outra iniciativa. Neste caso, o número de cavidades econômico e a máquina mais adequada para o processamento são determinados com base em valores médios obtidos da experiência prática suposta, mas não há garantia nenhuma de que o custo de produção será na verdade o mínimo. 2. Pode acontecer de o comprador ter o molde feito pela empresa que fabrica os produtos, cujo custo terá participação no preço unitário do produto, ou não recaia no preço unitário do produto. • Os custos de operação, de energia, o preço de compra das máquinas, etc., são dados estima dos lY8l8 1975, e servem somente à preservação do procedimento. Os preços são dados em Ft (florins), que é a moeda húngara.
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Tabela 2.6.1. Desenvolvimento dos custos de produção - ferramentas do molde, para vários números de cavidades. (exemplo)
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...., 4
6
8
10
16 p=24 em·
64 p=94 em'
96 p= 144 em"
128 p= 190 em'
160 p=24O em'
Volume dosjitos, em'
-
1
16
20
40
Volume total de material prensado numa prensagem, em'
24
95
160
210
280
KuASY 25/32
KuASY 150/50
KuASY 260/100 KuASY 400/160 KuASY 400/160
500000 X 20"= 10'
500000 --X20"= 4 =2,5XJO'
500000 --X20"= 6
694
462
Número de cavidades Carga útil total de uma prensagem, volume
Tipo de máquina aplicável Tempo total de produção, segundos Tempo total de produção, horas Tempo extra necessário resultante do movimento mais lento de máquinas maiores, horas Tempo total de produção, horas Custo de funcionamento da máquina, de acordo com a Tabela 2.2.6, Ft/h Custo de prod., não incluído o do mater., Ft a Custo de produção do molde, Ft a Economia devida à produção em massa das peças do molde, Ft a Custo real de produção do molde, Fta Custo de produção total
~
custo do moMe, Ft a
2780
-
3%,
2780
21
=I,7XI0'
4%,
715
480
61,40
56
18
65,20
500000 - - X 20" = 8 =1,25X lO"
500000
- - X 2 0w = 10
=10' 278
347 5%,
17 364 90,40
5%,
14 292 90,40
155680 -
43900
31 296 -
32900
26397
2400
9600
14400
19200
24000
-
5%,
480
2400 -
9120
-~
53020
158 080
6%,
864
8%, 1536
10%,2400
13 536
17664
21600
44832 -
50564
47997 -
a Os pagamentos, custos de energia, preço de mercado das máquinas, ute., são dados estimados para 1975, e servem somente para apresentação do procedimento_ O tlorim (Ft) é a moeda da Hungria.
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~ 1'5 O r.n
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
379
3. O comprador e o fabricante podem ser a mesma entidade legal, isto é, a fábrica pode produzir o molde para sua própria utilização. Nos casos I e 2 abre-se a possibilidade para a determinaçífo concreta do número de cavidades econômico, com - conforme mostrado pelo exemplo - considerável economia nos custos.
2.6.1.1. Seleção da máquina economicamente ótima A fórmula geral adequada para a determinação do número de cavidades econômico pode ser deduzida através da seguinte consideração: Se Q = força de compressão nos moldes de compressão, ou quantidade de material prensada numa injeção nos moldes de injeção, e q = força de compressífo necessária à feitura de um produto, ou o volume de um produto moldado por injeção, então é evi dente que o número máximo de cavidades utilizadas na máquina será:
x = Q/q. O número de peças a ser produzido ciclos necessário: n
= n. Para atender uma encomenda, o número de n
nq
(2.6-1)
-x= (;) =Q'
Se t = tempo de duração do ciclo e T = tempo de operação total necessário para a produção, então:
T =
('J) t.
(2.6-2)
Se R = custo de funcionamento (incluindo trabalho operário) da máquina, então o custo do produto sem o custo do material :
KT =
('J) tR.
(2.6-3)
Se AI = custo de produção de uma cavidade, então o custo de produção de x cavi dades de molde será:
KM
= XAI =
(;)AI'
(2.6-4)
Assim, o custo de produção total K (custo de produção + custo do molde) será
K = KT+KM
= ('J) tR+ (;) AI +S
(2.6-5)
caso S seja o custo de produção das peças, independente do número de cavidades.
Essa função tem um mínimo, onde
dK = O i.e.
dQ
-nqtR(~2)+( ~l) =
O.
380
PLÁSTICOS
Após separar os parâmetros R e Q, característicos da máquina, e os dados caracte rísticos de produção, ou produtos, obtém-se a seguinte fórmula: R
Q2
=
Al nq~t
.
(2.6-6)
B aconselhável determinar antecipadamente o valor de R/Q2 característico de cada máquina do conjunto de máquinas disponíveis, e registrá-lo ao longo do número de cadastro da máquina. O valor característico do produto (A 1 /nq2 t) deve ser determinado quando se pro cura o número de cavidades econômico, e é necessário detenninar a prensa, cujo valor característico R/Q2 seja o mais próximo. Esta será a máquina mais adequada à produ ção. O número de cavidades procurado pode ser determinado a partir da seguinte fórmula:
x=~. q
Quando se utiliza essa fórmula, é necessário observar as dimensões das quantidades. Já que o valor R = $/h, o tempo de duração do ciclo, t, também deverá ser expresso em horas. Se o valor de Q for expresso em Mp, então, naturalmente, o valor de q tam bém deverá ser considerado em Mp. No caso do exemplo demonstrado AI = Ft 2400, n = 500000 peças, t = 20 s == = 1/180 h, q = 24 cm 2 + 3 cm 2 de resíduo de canal, e
Na Tabela 2.6.2 tem-se um exemplo para o cálculo do custo de funcionamento de algumas máquinas, com os valores de R/Q2 característicos para cada uma transcritos na última linha. A tabela mostra que o valor R/Q2 para uma máquina do tipo KuASY 260/100 fica próximo ao valor anteriormente determinado; assim, ela deve ser utiliza da para a fabricação. Já que a máquina utiliza 173 cm 2 de material em cada prensagem de injeção, o número de cavidades econômico é
173 ~ 6. 27
O cálculo é substancialmente simplificado pelo ábaco associado (Fig. 2.6.1). O ába co deve ser suplementado pelo acréscimo dos valores R/Q2 das máquinas disponíveis de acordo com as condições locais (isto é, os números de cadastro, ou o tipo das má quinas, devem ser escritos nos pontos correspondentes da escala de R/Q2). Assim, seguindo-se as retas que se iniciam nos pon tos corresponden tes aos vaiores do exemplo anterior, no sentido das setas, será possível ler o valor R/Q2 da máquina mais adequa da, ou após acrescentar o número de cadastro, o número de registro da máquina. Naturalmente, é útil preparar um ábaco para moldes de compressão e outro para as máquinas de moldagem de injeção. Deve-se mencionar que o custo de funcionamento R da máquina na realidade é uma
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Força de compressão necessária para a prensagem de um produto (Mp) ou volume de um produto (em')
382 PLÁSTICOS função de Q, que não pode ser expressa em forma matemática, pois é consideravel mente influenciado pelo preço de aquisição e pelo custo da depreciação, consumo de energia, etc . Assim, a fórmula 2.6-6 determina somente a capacidade ótima, já que a função foi diferenciada de acordo com Q. Na prática, isso significa que, além da máqui na selecionada de acordo com o método descrito, poderia haver uma máquina no conjunto disponível com a mesma capacidade, mas com menor custo de operação, e nesse caso essa seria a máquina mais adequada à produção das peças. Isso, entretanto, significa que, entre máquinas de idêntica capacidade, a máquina de menor custo de operação é sempre a mais econômica. Assim, se o princípio de eco nomia tiver de ser observado, somente a máquina com o menor custo de operação de cada categoria de capacidade deverá ser utilizada. Já que isso é absurdo a partir dos pontos de vista de produção e outros, é necessá rio que o princípio seja satisfeito com a aplicação do método descrito, pois a máquina assim selecionada - na maioria dos casos - causa somente um custo adicional despre zível, quando comparado com a máquina realmente econômica. Assim, a máquina que parecer ser a mais adequada para a produção de peças deverá ser testada quanto a outros aspectos técnicos também, como, por exemplo, quanto à dimensão da mesa e o curso serem suficientes para o molde com o número calculado de cavidades, ou quanto a haver força de fechamento do molde suficiente disponível, a decisão fmal sendo tomada somente após esses testes.
2.6.1.2. Determinação do número de cavidades econômico em uma máquina arbitrariamente selecionada Ao invés de se utilizar uma máquina escolhida com base em cálculos de economia, em certos casos, por razões técnicas ou outras, é conveniente utilizar uma outra máquina para a produção. Surge a dúvida quanto ao número de cavidades a ser utilizado nessa máquina arbitrariamen te selecionada. Substituindo os valores seguintes na fórmula 2.6-6: assim
x
= Q/ q,
Q = xq
ou 1
AI
-nqtR--+= O. x 2q2 q
(2.6-7)
Depois de um rearranjo
x =
-V nlR
(2.6-8)
AI
onde R = custo de funcionamento da máquina selecionada. Para inteirar, o valor de Q = xq é substituído nas fórmulas 2.6-3 e 2.6·4; com isso, determinam-se o custo de produção KT (sem o material) e o custo do molde KM . De acordo com a fórmula 2.6-3
R _ nq R _ nlR KT- -nq -t - - I - -
Q
xq
x
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
383
ou, substituindo (2.6-8),
KT = Yn1RAl' O custo de produção do molde, de acordo com a fÓrmula 2.6-4, é KM =
gq
Al = xq Al = YntRA 1 •
q
Da dedução anterior segue que, quando se utilizam moldes com um número ótirqo de cavidades, o custo de produção (sem o material) é o mesmo que o custo das partes do molde (dependendo do número de cavidades). Disso podem ser tiradas conclusões importantes quanto ao tempo de operação correto e as proporções de força de traba llio de iniciativas verticalmente complexas (fabricaçã'o do molde e processamento do plástico).
2.6.1.3. Interpretação correta dos conceitos utilizados nas deduções Quando se determina o número de peças a ser produzido, n, é aconselhável considerar a necessidade de devoluções previsíveis. Isso não é tarefa fácil, especialmente se o clien te e a empresa processadora não forem a mesma entidade legal. Freqüentemente o cliente não sabe qual grau de sucesso terá seu produto; assim, uma pergunta dessas somente terá respostas incertas. Em casos muito duvidosos, é conveniente começar a produção com base no número de peças realmente encomendadas, e se possível cons truir o molde a partir de inserções-padrão. Assim, com o eventual aumento de deman da, o número de cavidades poderá ser aumentado, envolvendo uma redução do custo unitário. Naturalmente, a proporção do número total de peças relativa a uma cavidade não pode ser maior que a esperada vida útil do molde, o que depende da form;i e outras características do produto, do tipo de material plástico utilizado, do material do mol de, do manuseio cuidadoso e da manutenção, e de muitas outras condições. O tempo de duração do ciclo t pode ser estimado com uma certa prática. Natural mente, é necessário considerar o tipo, qualidade e temperatura do plástico, a necessá ria temperatura do molde, os tempos parciais necessários, etc. Estes últimos podem ser divididos em duas categorias: o tempo que independe do número de cavidades (p.ex., tempo de fechamento e abertura da máquina) e o tempo que depende do número de cavidades (p.ex., o tempo de colocação de peças de metal no molde). Com um grande número de cavidades, os cálculos devem ser repetidos, provavelmente várias vezes, con siderando-se o intervalo de tempo ampliado que depende do número de cavidades. Teoricamente, o tempo relativo ao fechamento, colocação em operação e aqueci mento do molde, para um ciclo, deve ser somado ao tempo de duração do ciclo. Entre tanto, esse tempo é consideravelmente menor que o tempo de duração do ciclo de produção contínua, e assim é desprezado nos cálculos. O custo bruto de funcionamento, R, por hora da máquina, inclui todos esses gastos que surgem no curso da produção, e que são os seguintes: • salários de trabalhadores diretamente engajados no trabalho físico • encargos sociais sobre os salários (p.ex., adicionais de segurança)
384
PLÃSTICOS
• depreciação da máquina • custo da energia • despesas médias na oficina A partir desta relação fica óbvio que a determinação do custo de funcionamento é bastante complicada, mas indispensável â determinação correta do custo inicial e do número de cavidades econômico. Em grandes instalações, geralmente os encarregados da contabilidade têm avaliado esses custos, mas infelizmente não em relação às máqui nas ou a um grupo homogêneo de máquinas, mas para uma média de toda a linha de produção. Esse tipo de "abrangência" é inadmissível, pois o custo dos produtos feitos em máquinas grandes com mais energia será parcialmente compensado pelo dos produ tos (e neles incidirá) feitos em máquinas menores, com menor exigência de energia. Examinando cada um dos fatores, pode-se afirmar o seguinte: Os salários horários de um trabalhador diretamente engajado em atividade física podem ser considerados um fator conhecido. É aconselhável realizar os cálculos primei ro com o pagamento médio por hora. Então modificá-los, se necessário, com um outro procedimento adequado, quando a capacidade da máquina (pressão ou volume de material prensado), grau de automatização, etc., já tiverem, em geral, sido desenvolvi dos. Entretanto, é necessário considerar se O trabalhador seria capaz de manejar duas ou mais máquinas, pois nesse caso somente a proporção adequada do pagamento deve ria ser levada em consideração. Os encargos diretos sobre o pagamento são variáveis confonne o caso e normas exis ten teso Para detenninar o custo de depreciação por hora da máquina, é aconselhável consi derar o preço de mercado de urna máquina nova, de capacidade ou tipo idênticos, somando-se impostos de circulação, custos de entrega e montagem. Embora seja verda de que para um grupo de máquinas novas seja considerada uma maior depreciação que a real (devido aos preços de máquinas novas serem muito mais altos que os daquelas adquiridas anteriormente), ajusta-se melhor ã realidade . A observação anterior refere-se ao cálculo do número de cavidades mais econômico, e não ao cálculo do custo inicial, que são atividades inteiramente diferentes. Com relação ao problema da depreciação, a orientação é válida. O tempo de utilização básico da máquina (calculando-se em 306 dias, turno de 8 horas e perda de 10% de tempo útil) é de cerca de 2200 horas por turno por ano. O custo anual da depreciação deve ser relacionado a esse número de horas, ou ao nú mero apropriado de horas em caso de outra escala de trabalho . O custo da potência elétrica necessária ã operação das máquinas deve ser calculado com base no preço unitário médio. O custo da energia pode ser detenninado com base na potência nominal do motor e dos aquecedores elétricos necessários, assim como com base na potência nominal de utilização e um fator de simultaneidade. Isso deve defletir a diferença entre a potência nominal do motor e a utilização real, assim como o fato do aquecimento periódico. Seu valor fica entre 0,20 e 0,40, de acordo com a experiência . A despesa média de fábrica inclui pagamentos e salários de trabalhadores indireta mente improdutivos, staff técnico e administrativo, seus encargos sociais, custo de aquecimento, ventilação e iluminação das instalações, depreciação do edifício, seu aluguel, custo de materiais de limpeza e auxiliares, utensílios de escritório, manuseio
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
385
interno do material e custo de manutenção da máquina, etc. Todas essas despesas nonnalmente são dadas como uma média anual (ou semestral), relacionada aos paga mentos de trabalhadores diretamente engajados em atividades físicas. Seu valor numé rico depende das condições da fábrica, e geralmente é de 300 a 400% maior que os pagamentos dos trabalhadores físicos. (O custo das despesas anterior não inclui o custo de depreciação das máquinas e o custo da energia.) O custo de funcionamento de algumas das máquinas de moldagem de injeção ou compressão utilizadas mais freqüentemente - para apresentação de cálculos e não para a utilização correta - está incluído na Tabela 2.6.2. ASSinl, os dados da tabela deverão ser utilizados somente após retificações, de acordo com as condições locais existentes. O custo de produção e manutenção de uma c(1J!idade de molde (A 1) somente pode ser detenninado pela estimativa aproximada na primeira fase do projeto. necessário um esboço preparado pelo projetista para a estimativa, que inclua o formato das prin cipais partes do molde, tamanho aproximado, inserções, machos, partes do molde que fonnam rebaixos, ejetores, etc. Para a estimativa preliminar do custo de produção do molde, foram preparados vários métodos. O procedimento mais grosseiro de estimativa consiste em medir os pesos de moldes de mesmo tipo feitos anterionnente, obter o tempo de produção em registros, de trabalho ou de tempo consumido, e calcular a relação hora de trabalhojkp. Essa relação é multiplicada pelo valor horário de produção (S/h), e o produto obtido (I /kp) é multiplicado pelo peso esperado do molde. ~ possível que esse método cubra mais ou menos o custo de produção dos moldes numa média anual. Entretanto, não pode ser considerado correto, já que pode ocorrer - e freqüentemente ocorre - que para a produção de um molde complicado, ainda que leve e pequeno, seja necessário um tempo de trabalho maior que para um molde grande, porém mais sinlples. Pode-se esperar uma melhor aproximação com o seguinte método: O método é baseado em um sistema de pontos. A soma dos pontos dos fatores de 1 a 11 pode ser detenninada a partir da Fig. 2.6.2 e das Tabelas 2.6.3 e 2.6.4; em geral, um ponto é igual a uma hora de trabalho. O tempo de trabalho obtido é multiplicado pelo custo de produção por hora da instalação fabricante de moldes; assinl, obtém-se o custo esperado de produção do molde . Deve-se observar que através desse cálculo o sistema supõe o uso de máquinas de usinagem de metal tradicionais de qualidade média e sortimento médio de material. Entretanto, seria muito difícil detenninar precisamente o significado desses conceitos. Somente alguns limites podem ser dados para explicá-los. É claro que uma máquina controlada sem conexões não pertence à categoria de máquinas "tradicionais" utiliza das na produção de moldes, e também que, por exemplo, se para produzir um pino de 30 mm de diâmetro utilizar-se material com no máximo 35 mm de diâmetro e na falta de material de menores dinlensões, não ser utilizado um de 60 mm de diâmetro, estará sendo utilizado um sortimento médio de material. A relação ponto-hora pode ser verificada ou modificada com registros estatísticos preparados durante um teste de funcionamento mais longo-mais curto. Por exemplo, no caso de utilização de um torno NC para remoção de rebarbas mais moderno, um ponto pode significar 0,9 h. A detenninação da complexidade do conjunto de superfícies internas e externas do molde causa alguns problemas. As categorias particulares não podem ser determinadas
e
Tabela 2.6.2. Determinação do custo de operaçaõ de alguns moldes de compressão e de injeção. (exemplo) Tipo de máquina
Molde de injeção Características
"Q
Molde de compressão
t'" >.
País, f1IIIla fabricante
I
GDR= RDA Tipo
v.>
00
0\
I
GFR = RFA
Polônia
I Tchecosl
25/32
150/ 50
260/1 00
400/ 160
SOO/250
ES 70
ES I SO
ES 250
PHM
PHM
CBJ 500
Capacidade, em'
40
95
173
320
600
42
96
360
100 Mp
250 Mp
500 Mp
Preço de máquina nova (incluindo transp., taxas e empacotamento) milhares de Ft
320
500
640
800
1.230
940
1.560
2,420
250
450
600
Custo de deprecia ção (2 turnos de trabalho - 4 400 h/ano) Ft/h
5
7,70
10
12)40
19
14J 50
24
37,40
3,SO
7
9,30
Custo de energia, Ft/kW, coefici ente de simulta neidade de 30%
6
7,50
9
10,50
13,50
6
7,50
10,50
6
7,50
Pagt9 de operários + 25% de encar gos sociais
10
12,50
12,50
15 ·-
15 - -
12,50
15 -
15 -
12,50
15 -
15 -
Despesa de fábrica 350%
35 -
43,70
43,70
52,50
52,50
43,70
52,50
52,50
43,70
52,50
52,50
Custo total de operação Ft/h
56
71,40
75,20
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100
76,70
99
115,40
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Nota: .pagamentos e todas as outras despesas são dados estimados para 1975; servem somente para demonstrar o procedimento para determi nação do custo de operação.
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PLÁSTICOS
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80 Pontos
Fig. 2.6.2. Diagrama do número de pontos de vários fatores.
Uso: com o esboço do molde - talvez por estimativa - o número de itens do molde (tipo de peças),
número de peças, número de inserções de metal, etc., devem ser determinados. Esses números são
encontrados no eixo da esquerda do diagrama; por eles traça-se uma horizontal à curva correspon dente; do ponto de intersecção baixa-se uma perpendicular ao eixo horizontal, obtendo-se o
número de pontos a somar.
i
I Fig.2.6.3. Exemplo de produto moldado por injeção com grau de complexidade 0 /0 (bucha). (Projetado e feito pela VSZM Fábrica de plástIcos e isoladores elétricos.)
Fig. 2.6.4. Exemplo de produto moldado a injeção com grau de complexidade 1/1 (rolete excêntrico). (Projetado e feito pela VSZM - Fábrica de 'plásticos e isoladores elétncos.)
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
389
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Fig. 2.6.5. Exemplo de produto moldado
a injeção com grau de complexidade de 2/2
(isolador de borda). (Projetado e feito pela
VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores
elétricos.)
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Seção A
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A
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Seç60 B
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Fig.2.6.6. Exemplo de um produto moldado a injeção com um grau de complexidade de 4/3 (tampa de cabo). (Projetado e feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos).
@ Fig. 2.6. 7. Exemplo de produto prensado com grau de complexidade 3/5 (tampo de chave). (Projetado e feito pela VSZM - Fábríca de plásticos e isoladores elétricos.)
390 PLÁSTICOS
Fig. 2.6.8. Exemplo de produto prensado com grau de complexidade 5/5 (corpo de chave). (Projetado e feito pela VSZM - Fábrica de plásticos e isoladores elétricos.)
Tabela 2.6.4. Fatores de multiplicação. (Item 11) A soma dos pontos deve ser multiplicada por 0,9 em caso de moldes divididos, e por 1,1 em caso de remoção de roscas do dispositivo de desrosqueamento. Número de pontos de teste = 0,2 vezes o peso do molde +b.
Alguns dados informativos: Superfície interna ou externa cilíndrica usinável,lisa ou com colar Junção de superfícies lisas ou usinadas, roscas prensadas ou moldadas a injeção, superfície quadrada simples ou retangular, convexa ou côncava usinável, e semelhantes Carne projetado ou rebaixado, nervuras, cantos de superfícies planas e usinadas Superfície plana com muitas jun tas Superfícies espaciais curvas, como, por exemplo, cabo de receptor telefônico
Categoria O Categoria 1 Categoria 2 Categoria 3 Categoria 5
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
391
precisamente. Assim, serão demonstradas através de alguns exemplos (Figs. 2.6.3 a 2.6.8). Embora o método não possa ser utilizado para determinar os tempos-padrão de pro dução do molde, fornece uma melhor aproximação que o método anterior ($ /kp). Naturalmente, esse método pode ser prolongado ou modificado, com base em expe riências mais longas. ~ desejável que a instalação que produz o molde receba uma encomenda separada para a produção de cada molde, quando o material utilizado e os pagamentos efetua dos serão demonstrados - possivelmente isolando-se o tempo de tratamento térmico e montagem - pois com o auxílio de um registro adequado, o custo esperado de um molde novo, semelhante, poderá ser deduzido com base em comparações. BmLlOGRAFlA DO CAPITULO 2.6 Butler, M. 1., Molds costs and how to estima te accurately. P/art. Po/ym .• pp. 6()...{)1 (April 1973). Gemmer, H., Berechnung der wirtschaftlichsten Formnestzahl bei Spritzgiesswerkzeugen. Kunststoife.. No. 3, pp. lS8-165 (1972).
2.7. Tolerâncias de peças de plástico Durante a construção do molde, as dimensões das peças e suas tolerâncias são forneci das de tal forma que o produto será produzido com as dimensões e tolerâncias especi ficadas nas plantas, possivelmente sem qualquer perda de dimensões. Uma produção econômica requer que a tolerância especificada do produto não seja menor que a necessária. Experiências têm provado que, para produtos de plástico, não devem ser especificadas tolerâncias tão estritas como para peças de metal; caso contrário, a pro dução seria antieconômica, ou até mesmo tecnicamente impossível. A precisão dimensional do produto acabado depende, em parte, da precisão de pro dução do molde, em parte das características de contração do plástico a ser processado e em parte da tecnologia de produção. A alteração das dimensões do molde, como resultado do desgaste que surge durante a produção, também deve ser considerada. Se a tolerância do produto acabado for muito pequena, deverá ser considerado se é possível assegurar a precisão dimensional especificada pela usinagem e montagem subseqüente. Algumas vezes a alta porcentagem de perda poderá ser considerada no preço do produto. Também pode acontecer que a produção do produto em questão, a ser feito de plástico, seja descartada. A dimensão do produto acabado deve ser deter minada conjuntamente à dimensão adequada do molde, à contração posterior do plás tico processado e à sua dispersão da contração. Contração é o fenômeno no qual as dimensões do produto plástico acabado e res friado, medidas de 12 a 24 horas após a produção, tornam-se menores que as corres pondentes dimensões do molde a 20°C. A diferença entre dimensões é dada como uma porcentagem das dimensões de molde. A contração subseqüente à moldagem (contração posterior) ocorre no curso da utilização do produto plástico para seu fim, como resultado do efeito prolongado da temperatura operacional (maior que a temperatura ambiente). ~ dada como uma por centagem das dimensões do produto resfriado. A extensão da contração posterior pode variar consideravelmente, até mesmo para um mesmo material, dependendo das condições climáticas (temperatura, umidade,
392
PLÁSTICOS
etc.) nas quais o produto é utilizado. Assim, foram efetuados testes nonnalizados para determinar a contração posterior. O valor numérico da contração posterior deve ser detenninado sobre um padrão válido, atualmente para 200 horas e de 80 a 200 De, dependendo do tipo de material. A contração e a contração posterior dependem do tipo de plástico e do material de enchimento. Entre os plásticos tennoflXos, as resinas fenólicas têm a menor contra ção posterior. A contração posterior da melamina é maior. As resinas de carbanúda têm valores ainda maiores. Entre os materiais de enchimento, a menor contração poste rior é a da fibra de vidro, e a maior, a da serragem. A definição anterior da contração evidentemente supõe material de molde unifor . me, com um coeficiente de expansão térmica constante em cada caso. A contração, dada como característica do plástico, é a diferença da contração real do plástico para
Tabela 2.7.1. Valores da contração e da contração posterior de certos plásticos termofixos mais conhecidos
Tipo Albamita 154 Albamita 157 Alberita 31.5 -8291 Alberita 31.5 -1600/a Alberita 1309-So-Gli Alpolit LS 2023 Alpolit LD 1997/SL
Araldite GL 128 Epomel150 Epomel156 Fluosite~xtra
Meladur 152 Melopas M Melopas MEL Melopas MPG Treoftl X 262 Treofil DAX 505 TreofIl DAX 507
Composição resina de melamina com têxteis cortados resina de melarnina com asbesto ou serragem resina fenólica com material de enchimento mineral resina fenól. com serragem resina fenólica com mica resina de poliéster com fibra de Vidro longa resina de poliéster com fibra de vidro longa
Contração %
I posterior Contração I %
0,1-0,6
0,3-0,8
0,35-0,65
0,7-1,3
0,2-0,4 0,6-0,8 0,0-0,3
Faberwerke Hoechst
0,2- 0,4
0,0-0, 1
0,15-0,25
-0,06-0,0
resina de epóxi com fibra de vidro curta
0,1-0,2
0,0
resina de melamina com serragem resina de melarnina com asbesto
0,3-0,4
0,6-0,8
0,3-0,5
O,3-Ú,5
resina fenólica com serragem
0,7-0,9
resina de mel. c/celulose
0,3-0,6
Firma fabricante
L
-
CIBA
I United
Chemical Works I (Hungarian) Montecatini
1,0-1,5
i GDR
resina de mel. c/celulose anilina de mel. c/celulose melamina-fenol com celulose
0,4-0,6 0,4-0,6
0,8-1,2 0,4-0,6
11
0,6-0,8
1,1-1,3
I
resina fenólica resina ácido-alcoólica resina ácido-alcoólica
0,2-0,3 0,2-0,5 0,6-0,8
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DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
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100
Tempo, dias Fig. 2.7.1. Contração posterior de espécimes de teste feitos de vários
materiais termofixos após ,Permanência a 110 o C por 100 horas (Bibl., 1).
Os limites superiores das areas sombreadas mostram o valor de contração
posterior normal à direção de prensagem, o limite inferior mostra o mesmo
na direção de prensagem. Significado dos símbolos de tipo: Tipo 12 = resina
fenólica-fibra de asbesto, Tipo 31 = resina fenólica-serragem, Tipo 74 = resina
fenólica-a!godão picado, Tipo 131 = resina de carbamido-celulose moída,
Tipo 153 = resina de melamina-fibra têxtil, Tipo GVP = resina de poliéster-fibra de vidro.
a suposta contração do aço. Para moldes não construídos com aço, o coeficiente de expansão térmica dos materiais diferentes do aço deve sempre ser considerado. A contração, e sua dispersão, de alguns materiais tennofixos são mostradas na Tabela 2.7.1, e para os materiais termoplásticos são mostradas pela tabela 2.7.2.
Tabela 2.7.2. Valores da contraç50 de alguns materiais termoplásticos mais conhecidos
Composição
Tipo
Contração
%
I Fabricante Bayer
Cellidor
acetato de celulose
0,4-0,7
Daplen AD and Daplen HO
polipropileno
2,0-2,5
Hostalon O -_._-
polietileno de baixa pressão
0,3-0,4
Lupolcll 18 Lupolen 60
polietileno de baixa pressão polietileno de baixa pressão
1,5-3,0 1,0-2,5
BASF
Vestolit SSpL-Z Vestyron types
PVCduro poliestirol
0,0-0,2 0,5
Hills
poliamidas
0,8-1,2
Õsterreiehi sehe Stick stoffwerke AO Hoeehst
394
PLÁSTICOS
2.7.1. Propriedades dos plásticos para processamento, no que tange à precisão dimensional dos produtos
2.7.1.1. Plásticos termofixos Os plásticos termofixos são em geral muito mais adequados para a produção de peças moldadas com pequenas tolerâncias. Entre os mais adequados incluem-se aqueles com resina epóxi e resina de ftalato de dialila. Entretanto, os materiais que contêm resinas de melamina e fenólicas também são utilizados em produtos adequados aos graus de precisão IT 10 e IT 11. Naturalmente, as especificações tecnológicas têm de ser cuida dosamente observadas quando se usam estes materiais, pela aplicação de pelotas pré-fa bricadas pré-aquecidas secas de forma aproximada ao produto. Em certos casos são verificadas diferenças de contração orientadas nas moldagens de transferência, isto é, a contração é diferente nas direções do fluxo de material e na perpendicular a ela. Já que são encontrados na literatura principalmente valores médios, e valores "cos méticos" em brochuras (por razões comerciais), em casos mais delicados é aconselhável certificar-se da dispersão de contração real do plástico disponível através de medições feitas pelo próprio usuário. Para esse fim, uma grande quantidade de pó de prensagem deve ser homogeneizada (misturada), e em um molde de 100 mm de comprimento na cavidade de dimensões conhecidas, o valor real é obtido com base na contração medida em barras de teste prensadas. São praticáveis métodos estatísticos para os cálculos. O procedimento proposto é o seguinte: O pó de prensagem, bem misturado no aparelho de homogeneização de grande capa cidade, é colocado em recipientes menores (cascos e sacos). Extrai-se tanto material de vários pontos dos cascos e sacos quanto necessário para a produção de 30 ou 40 barras de teste. Um mínimo de 25 barras de teste é prensado sob condições tecnoló gicas controladas (temperatura e pressão). Seu comprimento é medido com um exten sômetro com uma precisão de 1/1 000 mm, obtendo-se a contraçã"o ocorrida. Seus valores são incluídos em grupos de cinco (séries nOs I, II, III, rv e V) e a média mateTabela 2.7.3. Tabela de cálculo para a detenninação de Smédi... Smáx. e Smín.
Tipo
1. 2. 3. 4. 5.
sO/l 000 mm) a contração encontrada para o comprimento de 100 mm . Série n9 I
I
Série n91I
I Série
I
n911I
I
Série n9 IV
I
Série n9V
peça peça peça peça peça
L == total das séries
L1 =
L l1 =
L 1l1 =
Ll V =
R, =
R ll =
Rlll =
R lV ==
I
Lv=
Valor máximo das séries Valor mínimo das séries Amplitude da série R a Smáx.
= Smédia + 1;29 R, Smín. == Smédia -
1;29 R,
R ==
EL(25.
Rv=
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
395
mática, assim como a amplitude do grupo (diferença entre os valores máximo e míni mo) são obtidas. Então a média matemática dos valores das médias parciais dos grupos é tomada, resultando no valor Sm6dia' Os valores de Smú. e Smín. podem ser deternú nados com as fórmulas seguintes: Smú.
=Sm6dla + 1,29 li
Smín.
= Sm6dia -
1,29 li
onde li = média matemática das amplitudes. Os cálculos podem ser realizados simplesmente preenchendo-se a tabela-padrão impressa para esse fim (Tabela 2.7.3). 2.7.1.2. Materiais termoplásticos A determinação da dispersão de dimensões dos produtos termoplásticos e, ao mesmo tempo, a procura das dimensões relevantes do molde, é uma tarefa muito mais compli cada que no caso dos plásticos termoflxos. Observou-se que a dispersâ'o das dimensões de um produto é influenciada pelos seguintes itens:
Propriedades do material: • estrutura química, peso molecular • quantidade e qualidade dos materiais de liga e solventes • quantidade e qualidade dos pigmentos e materiais de enchimento
Construção do molde: • • • • • • • • •
número de cavidades, distribuição temperatura do molde, diâmetro e comprimento dos dutos de resfriamento diferença de temperaturas entre as partes do molde distribuição dos canos de resfriamento, distância em relação à cavidade tamanho e formato de gargantas e canais de distribuição direção do fluxo de entrada posição do plano de divisão intervalo entre as partes do molde que se movem uma em relação à outra desgaste, deformação do molde
Qualidade da máquÍlUl de moldagem de injeção: • controle de pressão e temperatura, precisão na repetição • força de fechamento • velocidade da moldagem de injeção, precisão na repetição e estabilidade na velocidade
Tecnologia de produção: • • • • •
temperatura do material, sua estabilidade tempos de pressão e pressão posterior, sua precisão na repetição tempo de resfriamento temperatura do produto no momento da injeção temperatura e duração do tratamento ténnico subseqüente
396
PLÁSTICOS
o produto acabado: • Condições de armazenamento, distribuição, temperatura e teor de umidade do depósito • Tempo de armazenamento
A multiplicidade no número incompleto de fatores, além dos relacionados, mostra que a aderência às dimensões precisas - concomitante à miniaturização hoje em dia crescente - é uma tarefa complexa. O problema é um pouco mais simples no caso de materiais de estrutura amorfa (poliestireno, PVC, etc.), devido a certos fatores, como, por exemplo, o efeito conside ravelmente menor da direção de introdução nas dimensões, ou sobre sua disperslIo, que no caso de plásticos com estruturas cristalinas (polietileno, po}ipropileno, etc.). A redução da dispersão de dimensões, ou a determinaçlIo fmal das dimensões relevantes do molde, pode ser mais ou menos assegurada através da modificação do molde, que se torna necessária após medição dos produtos, feita no decorrer de um teste de produção, e pela estrita observância dos parâmetms de produção. O número de fatores relacionados e a distribuição acidental de certos fatores (p.ex., peso molecular) excluem a possibilidade de estabelecimento de uma correlação clara entre os fatores, e somente a consideração de alguns dos fatores mais importantes permanece, desprezando-se os outros. Para demonstrar a contradição entre os fenômenos, a Fig. 2.7.2 mostra a correlação entre a contração longitudinal e a transversal de uma barra de teste de polietileno de 40 X 20 X 6 mm. O diagrama mostra que, com um aumento da pressão de injeção, diminui a diferença entre as contrações medidas no material pohetileno (MFlI95/5 = = 30), na direçã'o do fluxo e na direção perpendicular a ele, mas em um outro polie tileno (MFI 195/5 = 0,6), a diferença permanece aproximadamente a mesma, embora essa diferença seja consideravelmente maior que no caso do material anterior. A Fig. 2.7.3 mostra a diferença entre contrações como resultado da variação de temperaturas no molde. Pode-se verificar que a diferença de contrações é aproxima damente a mesma, a cada temperatura, mas o valor absoluto cresce com a temperatura do molde. A Fig. 2.7.4 mostra a correlação entre a contração e a espessura do material. ~ evi dente que, com o aumento da espessura, a diferença entre contrações aumenta consi deravelmente. No curso de experiências anteriores, somente um parâmetro foi sempre modificado para demonstrar a correlação. Entretanto, é questionável como o mesmo material se comportaria com a variação simultânea dos vários parâmetros. Com base no que foi dito, deve-se aceitar que nem todo material é adequado para produtos de tolerâncias restritas. De acordo com o conhecimento presente, entre os materiais termoplásticos, os materiais PVC parecem ser os mais adequados, espe~ial mente no tipo reforçado com fiberglass (fibra de vidro). Esse material tem um mínimo de dispersões, e é o menos sensível ao processamento e às características do produto (p.ex., espessuras das paredes, direção do fluxo, etc.), naturalmente dentro de certos limites. Sua contração posterior também é muito pequena (no máximo 0,05%). O poliestireno e seus copolímeros também são adequados para a fabricação de
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
397
produtos precisos, embora esse material reaja com mais sensibilidade às posslvels flutuações dos dados técnicos de processamento (pressão, temperatura , etc.). Sua contração aumenta lineannente com o aumento de temperatura do molde (entre 30 e 80 °C), e o aumento de pressão causa um aumento de 0 ,1% na contração para cada 300 kp/cm 2 . Para manter essas tolerâncias relativamente estreitas, devem ser observadas as seguin tes regras experimentais : 1. O material deve ser aquecido até o limite superior da zona de temperaturas proposta para o processamento . De acordo com a experiência, quanto mais quente o 3,5
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3000
WOO kp lcm 2
Pressão de injeção 1 PE MF i , 95/5,30 2 PE MFi 195.15 ~ 0.6 3 PP MFi 23015'8
Na direção de introdução Normal à direção de introdução
Fig. 2. 7.2. Contração de barra de teste de Polietileno
de 40 X 20 X 6 mm, nas direções longitudinais e transversais, em função da pressão de injeção.
material, menores as diferenças dimensionais nos produtos. 2. De acordo com a experiência, a dispersão de dimensões é menor nas vizinhanças da garganta de entrada. Assim, se possível, o produto deve ser colocado no molde de maneira que a parte com tolerância mais estreita esteja próxima da garganta de entra da. O sistema de dutos de resfriamento próximo do jito deve ser ajustável separada mente.
398
PLÁSTICOS
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Temperatura do molde I
Espessura da chapa 2 mm --_-
Na direção da introdução
• • • • Normal à direção de introdução
Fig. 2.7.3. Contração do PE MPI 230/S = 17 em função da temperatura do molde.
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o Espessura da chapa Na direção de introdução Normal à direção da introdução
, Material 200° C
Molde 70°C
FIg. 2.7.4. Contração do PAc MF1190/2 = 4,5,
em função da espessura da chapa.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
399
3. A temperatura idêntica e uniforme das partes do molde deve ser parcialmente assegurada com termostatos de qualidade adequada, um sistema de resfriamento cuida dosamente projetado, e com a instalação correta das máquinas de processamento (isto é, devem estar tão distantes quanto possível de janelas, portas, aquecedores, fornallias, etc.). 4. A capacidade da máquina deve ser explorada ao menos em 60 a 70%. O material não deve permanecer muito tempo no bocal da máquina. 5. Uma máquina automática, se possível, moderna e de boa manutenção, com um tempo de duração de ciclo bem ajustável , assim como sua temperatura, deve ser utilizada. Os novos moldes têm de ser colocados em funcionamento na condição de não-tem perado, registrando-se cuidadosamente todos os parâmetros tecnológicos . As dimen sões delicadas devem ser amostradas de acordo com as regras da estatística matemática e, se necessário , as dimensões da cavidade do molde devem ser modificadas. Quando se inicia a produção em massa , os parâmetros registrados durante o período de aciona mento inicial deverão ser precisamente reproduzidos. A contração pode ser influenciada durante a produção, em pequena escala, aumen tando-se a pressão e a pressão posterior e aumen tando-se o tempo da pressão posterior (o que reduzirá a contração) ; ou aumentando-se a temperatura do molde e do material, o que aumen tará a con tração.
2. 7.2. Padrões relativos à tolerância dimensional Para reduzir os desentendimentos entre o cliente e a firma fabricante, foram estabele cidas normas com respeito às tolerâncias dos produtos plásticos. No que segue, a norma válida para aRFA (DIN 16901) é descrita (Tabelas 2.7.4 e 2.7.5). Essa norma distingue três categorias de dimensões, além do material do produto : 1. dimensões sem tolerância 2. grupos de dimensões dados com tolerância 3. grupos de dimensões dados com tolerância que exigem precisão especial (veja as colunas 6,7 e 8 da Tabela 2.7.5). Além disso, distingue as dimensões feitas com ferramentas (as partes do molde) fixadas entre si (o chamado limite-ferramenta) e as dimensões feitas com partes-ferra mentas de movimento relativo entre si (que dependem do movimento da ferramenta - v. Fig. 2.7.5). Com base no material e nas categorias anteriormente mencionadas, o número de grupo de tolerâncias pode ser lido na Tabela 2.7.5 (n~ 110, 120,130,140 ou 150), de acordo com o qual , com base na dimensão nominal e na característica da ferramenta (1 e 3 = limite de dimensão para a ferramenta; 2 e 4 = dimensão não limi tada para a ferramenta; 1 e 2 = dimensão dada com tolerância; e 3 e 4 = dimensão dada sem tolerância), a tolerância especificável do produto poderá ser obtida. A Fig. 2.7.5 demonstra as dimensões que dependem e as que não dependem da ferra menta. 2.7.3. Correlação entre tolerâncias dimensionais do molde e do produto na moldagem a quente de plásticos Durante o estudo da relação entre as dimensões do molde e do produto, deve-se cOllsi derar - conforme anteriormente mencionado - que a contração dos plásticos depende
.
g
Tabela 2.7.4. Tolerância de contração (grupos) para pltisticos :
Tipos de material de moldagem Símbolo do material
Especificação da norma
Tipo
DIN No.
Grupo de tolerâncias IÍldice sem com preci de contra tole tole são ção râneia rância espe cial
ç.'" C/)
--1
ri O
C/)
EP
Resina epóxi
870; 871; 872
I com enchimento inorgânir.o PF
11,5; 12; 15; 16 30,5; 31; 33; 51; 74; 75;
Resina aminoplástica com enchimento orgânico
Resina aminoplástica MF
com enchimento inorgânico com enchimentos orgânico e inorgânico
UP
Poliéster
ABS
modelado a quente Copolímero estirol-butadieno-acrilonitriJo
CA
Acetato de celulose
CAB
Butirato de acetado de celulose
801; 802; 803; 804 !j30; 830,5; 831; 831,5; 832; 832,5; 833; 833,5 212; 214
,
Acetopropiranato de celulose
PA
Poliamida-6, sem material de enchimento Poliamida 66, sem material de enchimento Poliamida 610 , sem material de enchimento Poliamida 11, sem material de enchimento Poliamida 12, sem material de enchimento Poliamida 6, 66~ 610,11 e 12 reforçadas com lã de vidro
i
31,5; 31,9; 32; 51,5; 51,9; 71; 83; 84
7708
* -* -*
-*
--
0-1
130
-
1-2 -
1-2
120
110
- -- -
140
130
120
- -- 140
130
120
7708 ~ 130 """'T2O 110 .-
- -- 120 130 - - - - 130 120 1-2 140 - - - -
-
1-2
140
16913
++
++
++
7708
1-2
140
130
157; 182; 183
laminado
CAP
13,5; 13,9;
131; 131,5; 150; 152; 15,2; 153,5; 154; 180; 181; 181,5 155; 156
com enchimento orgânico
UF
16912
16911
++ 120 -
- - - 0-1 130 120 110 - - -- 1-2 140 130 120 431; 432; 433; 434; 435 7742 - - - - 7743 1-2 ._ 140 130 120 411; 412; 413 - -- 1-2 140 130 - - - - -120 1-2
140 130 120 140 130 120 1- 2 140 1'3() 120 I=2 140 '130 120 1-2 140 1'3() 120 1-2 ---00 """'T2O 110
"'"T-2"
- - - -
PC
PoJicarbonato
300
7744
PE
PoJietileno sem material de enchimento
550
7740
PETP
Tereftalato de polietileno, amorfo
PETP
Tereftalato de poJietileno, cristalino
PMMA
Metacri1ato de polimetila
POM
PS
PVC
7745
PoJioximetileno sem material de enchimento PoJipropileno sem material de enchimento
560 ; 561 ; 562; 563 *
PoJipropileno com reforço de lã de vidro, talco ou asbesto
**
7740
li<
Cloreto de poJivinila, duro
7741
Poliestireno sem amolecedor
7748
Cloreto de polivinila, macio
660 ; 661 ; 662; 663
I SAN
Acrilinitrilo de poJiestireno
SB
Estireno de polibutileno
0- 1
2- 3
Polipropileno de polietileno PoJibuteno Oxido de polifenileno
* Não havia dados até a confecção da tabela. •• Em caso de materiais termoplásticos cristalinos sem material de enchimento, se a espessura das paredes for maior que 4 mm, deverá ser considerado o próximo grupo de tolerâncias mais alto.
I
~J ~~~ 150
140
- -- --- 0-- 1
Polioximetileno com enchimento de fibra de vidro
PP
- - --1- 130
120
110
_ _ o
110
-- -- 1- 2 140 120 130 - - - ---130 110 120 O- I -- 1- 2 -140- --120 130 ------O-I 130 120 110 - - --.- - - - 2-3 130 150 140 - -- - - --_ - _ _I
1-2
140
130
120
0--1
130
120
110
- -- -- ---
dependendo da qualidade do material de amolecimento; 7749 índice de contração 1 - 2, 2 - 3 ou 3 - 4 . 0--1
130
120
110
0-1
130
120
110
2-3
150
140
130
- -- -- --- -- -- ---
- -- -- -- 3-4
160
150
140
130
120
110
- - - - - -- 0--1
9
s::
m Z
ti'
Õ Z
s::>m z
d ti
>
..., ti'
~ > ti' ti O ti'
s::O
r
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ti
m
8z
~ ::o s:: >
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> .o c: ~
i:;l
2
402
PLÁSTICOS Tabela 2.7.5. Tolerâncias admissiveis para produtos plárricos segundo a DIN 16901
Grupo de tolerâncias, de acordo com a coluna 6 = 8 da Tabela 2.7.4
Tolerância de para
11O
2.
120
13O
I. I.
2. 3. 4. I.
2.
Dimensão nominal, mm
1
I
I
I - -6 3 --I-~ - 3
0,08 0,18 0,12 0,32
0,16 0,26
0,18 0,28
0,2 0,3
0,22 0,32
0,14 0,34
0 , 16 0,36
0,18 0,38
0,2 0,4
0,22 0,42
0,26 0,46
0,3 0,5
- - - - - - - - - - - - --- - - - - --
-
-
-- -------- --
150
3. 4. 1. 2.
± 0,13 ±0,15 ±0,17 ±O,2 ± 0.23 ±0,25 ±O,27 ±O,) 0,26 0,3 0,34 0,4 0,46 0,5 0.54 0.6
3. 4.
±O,18 ±O,2 ±O,28 ±O,3 0,36 0.4 0,56 0,6
±O,ll ± 0,12 ±O, 14 ±0,17 ±0,2 ±O,21 ±0,22 ±0,24 ±O,27 ±0,3 0,4 0,22 0,34 0,24 0,28 0,44 0,6 0,42 0,48 0,54
---------
- - -- - - -
Precisão Mecânica Dimensões com tolerâncias dadas: Dimensões sem tolerância :
l.
2.
-
0,06 0,12
-
±0,24 ± O,28 ± 0,34 :: 0,38 0,56 0,48 0,76 0,68
----
:!: 0,24 ± 0,28, ± 0,33 ± 0,39 =0,34 ±O,38 :t 0 ,43 + 0,49 0,48 0,56 0.66 - 0,78 0,98 0,76 0,86 0,68
- - - -- - - - - - - ± O,23 ±O,27 ± O,32 ± O,39 ± 0,48 ± 0,56 ± 0,33 + 0.37 ± 0.42 + 0,49 ± O,57 + 0,66 0,46 -0.54 0,64 -0,78 0,94 -1,12 1.32 0,98 1,14 0 ,66 0,74 0,84
-----
0,06. 0,1
- -- -- - - -
±O,II ±0, 13 ±O,15 ±O,17 ± O,2 ±O,21 ±O,23 ±0,25 ±O,27 ± O,3 0,4 0,3 0,34 0,22 0,26 0,6 0,46 0,5 0,42 0,54
140
I.
I
0,14 0,24
±O, l ± 0,2 0,2 0,4
2.
I
0,12 0,22
3. 4. 1. 2.
160
I
0,1 0,2
± O,08 ±O,09 ±O,I ± O,18 ±O,19 ±O ,2 0,2 0,16 0,18 0,4 0,36 0,3 8 --
I
6 210 - - 4 300 10- 1105 - - 2152 - - 3
0,07 0.14
-
0,08 0,16
-
-
0,1 0,2
---0,12 0,22
0,14 0,24
-0,16 0,26
1. limites de dimens. p/a ferramenta; 2. dimensões não limit. p/a ferramenta .
3. dimensões limitadas à ferramenta; 4. dimensões não limit. p/a ferramenta.
de muitos fatores. Podem ser verificadas diferenças essenciais não somente entre a contração de tipos idênticos de materiais produzidos em várias fábricas, mas até mes mo entre os fatores de contração dos materiais feitos na mesma fábrica , em ocasiões diferentes. Portanto, esse fator é fornecido pelas fábricas e pela literatura, indicando-se os limites inferior e superior (Smín. e SmáxJ. A dimensão do produto é h (na temperatura ambiente) e sua tolerância é õ; assim, a dimensão da peça é h ±õ . A dimensão idên tica do molde é H, na temperatura ambien te. A tolerância de fabricação é L1 . A dimensão a ser mostrada na planta do molde é H±L1.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS OOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
403
Dimensão nominal, mm
70 1_70 I~I ~I~I~I~I~I~I~I~I~ 1~1_53 53
90
120
160
200
250
315
0,58 0,68
0,7 0,8
0,86 0,96
1,06 1,16
1,3 1,4
1,6 1,7
2,0 2,1
2,5 2,6
0,86 1,06
1,04 1,24
1,3 1,5
1,6 1,8
2,0 2,2
2,4 2,6
3,0 3,2
3,8 4,0
0,26 0,36
0,3 0,4
0,34 0,44
0,4 0,5
0,48 0,58
0.34 0.54
0,4 0,6
0,48 0.68
0,58 0,78
0,7 0,9
400
500
630
800
1000
- -- -- -- - - -- ------------ -- -
- - - -- - - -- ±0,24 ±0.28 ±O,34 ±0,41 ±O,5 IO,34 ±O,38 ±O,44 ±O,51 ±O,6 0,82 1,0 0,56 0,68 0,48 1,02 1,2 0,76 0,88 0,68
- -- ±O,6 ±0,7 1,3 1,5
--
---- ------
±O,8 ±I,O ±1,2 ±1,5 ±1,9 ± 2,4 ±0,9 ± 1,1 ±1,3 ±1,6 ±2,O ±2,5 2,4 3,0 3,7 1,6 2,0 4,7 2,6 2,2 3,2 3,9 4,9 1,8
-±2,9 ±3,O 5,8 6,0
1
í~ 1
±0,5 ±0,6 1,0 1,2
±O,33 ±O,4 ±0,43 ±0,5 0,8 0,66 0,86 1.0
±O,6 ±0,7 1.2 1,4
±O,75 ±O,95 ±1,15 ± 1,45 ±1,8 ±2,2 ±2,8 ± 3,5 ±0,85 ±1,05 ±1,25 ± 1,55 ± 1,9 ±2,3 ±2,9 ±3,6 1,5 2,3 2,9 3,6 4,4 5,6 7,0 1.9 1,7 2,1 3,1 3,8 5,8 7,2 4,6 2,5
±4,4 ±4,5 8,8 9,0
- - - - - - - - - - - -- -- -- -- -- - - - - ±0,47 ±O,58 ±0,7 1 :t O,87 ±1,1 ±1,4 ±O,57 ±O,68 ±0,81 ±0,97 ±1,2 ±1,5 2,2 1,16 1,42 1,74 2,8 0,94 1,36 1,62 1,94 2,4 3,0 1.14
---
±0,68 ±0,84 1± ±0,78 ±O,94 ± 1,36 1,68 1,56 _ 1,88 1
- -, 0,18 0,28
1,05 ±1,3 1,15 ±1,4 2,6 2,1 2,8 2,3
0,21 , 0,25 0,31 0,35
0,3 0,4
±1,7 ±2,i ±2,7 ±3,3 ±4,2 ±5,2 ±1,8 ± 2,2 ±2,8 ±3,4 ±4,3 ±5,3 4,2 5,4 6,6 8,4 10,4 3,4 4,4 5,6 6,8 8,6 10,6 3,6
±6,5 ±6,6 13,0 13,2
5,0 ±6,2 ± 7,8 ±1,7 ±2.1 ±2,6 ±3,2 ±4,O ±1,8 ±2,2 ±2,7 ±3,3 ±4,1 ±5,1 ±6,3 ±7,9 3,4 6,4 8,0 10,0 12,3 15,6 4,2 5,2 8,2 10,2 12,5 15,8 4,4
3,6 5,4 6,6
±9,9 ±10,O 19,8 20.0
- - - ------------ - - -- ------0,4 0,5
-
----
- -- -
e
evidente que a dimensão do produto formado pelo molde de tamanho máximo (H + A) resulta no tamanho máximo do produto em caso de contração mútima (SmínJ. Além disso, o tamanho do produto formado pelo tamanho de molde mínimo (H-A) resulta no tamanho mínimo da peça em caso de contração máxima (SmáxJ, v. a
Fig.2.7 .6. Matematicamen te: (H+A) - (H+A)Smln.
=
h+c5
(H-A)-(H-A)Sma•. = h-c5. Realizando as operações e desprezando ASmín. e ASmú ., devido à diferença na ordem de grandeza, são obtidas as seguintes equações: (H+A)-HS m1n . = h+c5 (H-A) - HSm••. = h -c5.
(2.7-1) (2.7-2)
404
PLÁSTICOS
Somando-se as duas equações:
2H-H(Smln. + Smáx) = 2h
(2.7-3)
ou, introduzindo Smédla = (Smín. + Smáx)/2
H( 1 - Smêdfa) = h
e H=
h
(2.7-4)
1- Sméwa
A fórmula 2.7-2, subtraída da fórmula (2.7-1)
2A + H(Smáx .- Smrn) = 20
(2.7-5)
ou (2.7-6) o
.9c:
c
'"E
li :!=::!===~w:.:zz., OI
<
Õ
.q::t==t:===~ I
Direção do movimento do macho lateral , a = Dimensões dependentes do molde, b = Dimensões não dependentes do molde, c = Dimensões na direção de fechamento do molde, não dependentes do molde.
t -@\ A = Inflexão 8 = Deflexão da torsão, C = Deflexão angular.
Fig. 2.7.5. Representações das dimensões dependentes e não-dependentes no molde. M
-d
.d
h i H. ", }
S mó x
(4 · LlISmin
Fig . 2. 7.6.
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
405
As fórmulas 2.7-4 e 2.7-6 são extremamente interessantes para os construtores de moldes, pois expressam: 1) como determinar, a partir da dimensão h dada do produto, a dimensão H idêntica do molde; além disso, 2) como calcular a tolerância ô especifi cável nas plantas do molde a partir da tolerância especificada Do do produto. Esta últi ma depende consideravelmente da dispersão do fator de contração (Smáx. - SmÚlJ/2, e da dimensão H do molde (quase idêntica à dimensão h do produto). A partir da fórmula 2.7 -6, segue que deve haver
cS>
H(Smáx,;Smin,)
(2.7-7)
ou seja, a tolerância Ô a ser exigida no produto depende das dimensões (H e h) e da dispersão de contração do material. Na prática, a tolerância do molde determinada com a fórmula 2.7-6 somente pode ser especificada entre peças de molde fixadas de maneira imóvel entre si. Se as partes do molde afastarem-se uma da outra (p.ex., os pinos ejetores e o furo), então a folga será encontrada nas normas relevantes correspondentes ao ajuste deslizante, e a exten são do desgaste esperado deve ser deduzida do valor Ll da tolerância. Em tais casos, somente H±(O,5 a 0,6)Ll pode ser especificada nas plantas de molde. Infelizmente, a literatura técnica tem tratado a questão do desgaste das partes do molde de forma muito limitada. Ainda há muitas questões obscuras para resolver. Entretanto,já foi estabelecido que (Bibl., 18):
p a
V = K--L
onde V L K
P a
(2.7-8)
= volume de material gasto
= comprimento de encaixe deslizante = fator de proporcionalidade
= força de compressão das duas superfícies = tensão de tração do material.
A fórmula é bastante interessante, pois afirma que o volume' de material desgastado é proporcional ao comprimento deslizante (atrito). Isso significa que o ponto A de um pino que se mova axialmente em um furo (p.ex., uma placa ejetora), desliza somente contra um pequeno trecho em relação ao ponto B do furo (assim, o valor de L é 'baixo). Por outro lado, o ponto B do furo se atrita contra a camisa do pino ejetor (e assim o valor de L é alto), o desgaste das paredes internas do furo será (supondo-se material idêntico) consideravelmente maior que o desgaste do pino (Fig. 2.2-7). Para abran dá-lo, é aconselhável aumentar o valor a da superfície do furo ou utilizando aço de maior resistência, ou por um processo de têmpera de superfície qualquer (p.ex., croma gem dura). Deve-se dar atenção especial ao desgaste no movimento de partes do molde mais complicadas, e seria interessante tomar tal parte do molde produzível de maneira simples e barata a partir de material macio e assegurar antecipadamente a reposição. A fórmula 2.7-8 é válida mesmo em caso de atrito sem material lubrificante. O des gaste é altamente influenciado também pelo lubrificante; assim, as partes móveis do molde são periodicamente lubrificadas com bissulfeto de molibdênio (Mo~).
406
PLÁSTICOS
Fig. 2.7.7.
2.7.4. Tolerância das roscas Para testes relativos à tolerância de roscas devem ser considerados três casos, a saber: 1. o fuste da rosca e a porca são feitos de plástico 2. o fuste de rosca é de plástico, a porca é de metal 3. o fuste de rosca é de metal, a porca é de plástico. No primeiro caso - se ambos os elementos forem feitos do mesmo material plás tico - supõe-se que sua contração seja a mesma. Assim, as peças de plástico resultantes das partes do molde feitas com tarraxas e cortadores de roscas utilizadas para metais, poderão ser rosqueadas umas às ou tras sem qualquer dificuldade. No segundo caso - já que a contração nos plásticos é sempre maior que á dos metais - a folga entre a porca e o fuste será maior que no caso de metal acoplado a metal, mas o fuste será rosqueável na porca sem qualquer dificuldade. Assim, neste caso, não vale a pena trabalhar com qualquer folga adicional. As dificuldades surgem somente no terceiro caso, quando a porca de plástico contrai-se consideravelmente em diâmetro e passo. Aqui existe o risco de que o fuste de metal não possa ser rosqueado na porca de plástico . Os cálculos mostram que no caso de tal encaixe, somente as tolerâncias correspondentes a rosca "grossa" asseguram a possibilidade de rosqueamento conjunto. . Já que uma prova inteiramente válida das afirmações anteriores seria muito difícil, devido às tolerâncias de roscas seccionalmente alteradas, como tema de verificação exige-se a determinação do número de roscas de um fuste de metal M6 padrão que podem ser rosqueadas em tal porca de plástico, cuja parte de molde que forma a rosca seja feita com uma tarraxa-padrão. O diâmetro médio da rosca do fuste, de acordo com os padrões internacionais, d 2máx .
= 5,324
= 5,144 nun.
e
d 2mín .
e
D 2mín . = 5,350 nun.
O mesmo, para a rosca da porca, D 2máx .
= 5,540
Pode-se supor que o valor mais freqüente das roscas de fuste e da porca, em sua mé dia matemática, isto é,
d 2média
= 5,234
e
D 2médla == 5,445 mm.
A folga provável, no diâmetro,
D 2média
-
d 2média = 0,211 mm .
DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
407
Ou, para um dos lados R 2média
- r2média
= 0,1055 mm.
A folga é reduzida pela contração da porca, que, supondo-se um fator de contração de 0,8%, vale 5,445 X 0,8 = 0,0435 mm de diâmetro, ou 0,0217 mm por lado; assim, a folga para um dos lados: 0,1055 - 0,0217
= 0,0838 mm.
J á que o perfil·padrão da rosca tem 60°, essa folga radial numa direção axial causa uma folga de (tg 30° = 0,577) 0,0838 X 0,577 = 0,0483 mm. O passo da rosca M6 é de I mm = h, assim, sua contração é de 0,0080 mm. Se a folga for de 0,0483 mm numa direção axial entre a porca e o fuste, e a contra ção em um passo for de 0,0080 mm, então fica óbvio que 0,0483/0,0080 = 6 roscas podem ser rosqueadas no fuste. Essa razão corresponde à altura-padrão das porcas de metal (h = d), isto é, o uso da rosca "grossa" não é impedido. Deve·se mencionar que as médias matemáticas prováveis foram utilizadas nos cá! cufos, podendo ocorrer o desvio·padrão, para mais ou para menos, de acordo com o modelo de erro de curva de Gauss. Assim, pode acontecer de ser difícil rosquear direito o fuste de metal na porca de plástico. Entretanto, isso também significa que o fuste já carrega as roscas da porca, reduzindo com isso a capacidade de carga efetiva da porca. Em caso de comprimento de rosqueamento h > d, as tarraxas e cortadores de rosca utilizados para a usinagem de metal não poderão ser utilizados, mas devem ser feitas ferramentas para esse propósito que considerem a contração tanto no diâmetro como no passó.
2.7.5. Tolerâncias dimensionais para a distância axial entre as partes de metal Para as tolerâncias de pinos, com ou sem rosca, comprimidos em peças de plástico, ou para outras inserções de metal, são relevantes aquelas mostradas acima, com a diferen ça de que a folga entre a parte do molde que sustenta a inserção de metal e a própria inserção de metal devem ser deduzidas da faixa de tolerância calculada para o molde.
2.7.6. Tolerâncias dimensionais lográveis com usinagem subseqüente A literatura técnica que trata do corte dos plásticos até agora não tem estudado cuida dosamente a precisão dimensional atingível. Uma das publicações divulgadas pelo Cen tro de Padronização de Processamento de Plásticos que opera no Laboratório Central de Processamento de Plásticos de Leipzig (Alemanha Oriental), coloca a precisão atin gível pelos vários métodos de usinagem na forma de tabelas. Os valores originalmente contidos nas seis tabelas estão resumidos na Tabela 2.7.6. As tabelas originais fornecem valores correspondentes às várias "classes de qualidade" separadamente para cada caso. Nesses casos, a Tabela 2.7.6 contém os valores inferior e superior.
408
PLÁSTICOS
Tabela 2.7.6. Tolerâncias ainda ating(veis na raspagem subseqüente de materiais termoplásticos e termoJlXos
Dimensão nominal, mm
1a 3 acjma de acima de acima de acima de acima de acima de acima de acima de acima de acima de acima de acima de
3a6 6 a 10 10 a 18 18 a 30 30 a 50 50 a 80 80 a 120 120 a 180 180 a 250 250 a 315 315 a 400 400 a 500
AJargp.m. apos torneam., perfuração
Perfu ração
0,01-0,03 0,02-0,03 0,02-0,04 0,03 -0,04 0,03 -0,05 0,04-0,06 0,05 -0,07 0,05 -0,09 0,06-0,10 0,07 - 0,12 0,08-0,13 0,09-0,14 0,00-0,16
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,19 0,21 0,23 0,25
Fresagem bruta
0,14-0,25 0,18-0,30 0,22-0,36 0,27 - 0,43 0,33 -0,52 0,39-0,62 0,46 - 0,74 0,54-0,87 0,63 -0,00 0,72-1,15 0,81 -1,30 0,89 - 1,40 0,97 1,55
Fresagem de acaba mento
0,04-0.09 0,05 -0,12 0,06-0,15 0,07-0,18 0,08 -0,21 0,10-0,25 0,12 -0,30 0, 11 4-0,35 0,16-0,40 1 0,19 -0,46 0,21 - 0, 52 0,23 -0,57 0,25 -0,63
Esmeri lhamento
0,01 0,01 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03 0,04 0,04 0,05 0,05 0,06 0,06
Para a exigência de alta precisão dimensional, a temperatura na qual a dimensão especificada deve ser medida deve ser claramente fixada. Em tais casos, é necessário levar em consideração o coeficiente de expansão térmica dos plásticos, a dilatação que surge como um resultado do recobramento de umidade, e o esforço interno devido a superaquecimentos locais. O efeito desses fatores pode ser parcialmente compensado com o tratamento térmico. Assim, com o adequado tratamento térmico, a precisão dimensional do corte pode ser aumentada dentro dos limites mencionados.
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DIMENSIONAMENTO DAS PEÇAS DOS MOLDES DE CONFORMAÇÃO A QUENTE
409
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3. MATERlAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES (LÂSZLÓ SORS)
3.1. Seleção do material dos moldes A seleção correta do material para os moldes de compressão e de injeção não é uma tarefa fácil. De acordo com a experiência, os projetistas não dão suficiente atenção à seleção do material mais adequado. É certo que o assunto exige uma consideração multifacetada; en't retanto, o tempo gasto com ela será compensado amplamente no decorrer da construção e utilização do molde. Existem recomendações em nonnas e livros técnicos, e uma certa prática, de sucesso em muitos casos, tem sido desenvol vida, mas algumas vezes ela falha (especialmente nos casos mais delicados). Como resultado da seleção errônea do material, várias operações extras serão neces sárias, por exemplo, retificar o tamanho de partes do molde distorcidas ou recuperar rachaduras, ou ainda poderão ocorrer rebarbas como resultado de uma superfície de grãos grossos ou dureza de vidro. A maioria dos construtores de molde tem seu próprio modf:lo, que prescreve automaticamente o material costumeiro para as partes do mol de. O uso do modelo, infelizmente, também está condicionado, na maioria dos casos, ao estoque limitado . Certos tipos de aço de detenninadas dimensões são estocados, e a aquisição de outros, menos freqüentemente utilizados, é difícil. A aplicação do tipo de aço mais adequado freqüentemente é agravada ou tornadà impossível pelas usinas de tratamento térmico antiquadas. Não há dúvidas de que o equipamento necessário para o tratamento ténnico de aços de todo tamanho e ligas que 'ocorrem na prática não seria bem explorado pela maioria das usinas de constru ção de moldes, e a depreciação do equipamento caro consideravelmente oneraria a usina. Não há dúvida de que as usinas de tratamento ténnico antiquadas causam muitos danos. Os danos não aparecem numericamente em lugar algum, e podem ser expressos somente com base em estimativas, segundo as quais os danos devidos a trata mento térmico defeituoso não são menores que aqueles resultantes da subexploração das usinas de tratamento ténnico, em caso algum. Para o tratamento térmico dos moldes são necessários bom equipamento e absoluta destreza . Até que a produção em massa comece, sempre é precedida por um protótipo e uma série zero (no curso da qual o tratamento ténnico pode ser adequadamente experimentado e os possíveis defeitos reparados), não há oportunidade para isso duran te a produção dos moldes . Devem ter sucesso logo na primeira vez . Deve-se acrescentar que,o custo de produção do molde - no instante em que tem de ser tratado termica mente - poderia .ser muitíssimo oneroso. Resumem-se alguns aspectos dentro do que segue para a seleção da qualidade ótima do aço. Primeiro, faz-se um levantamento relativo às características necessárias para o aço dos moldes. Observa-se que a ordem da numeração seguinte não é idêntica à ordem de sua importância, já que esta varia de caso para caso. 411
412
PLÁSTICOS
o molde deve ser resistente ao desgaste. A quantidade da série (na faixa de centenas de milhares, ou milhões) tem de ser assegurada pelos moldes sem um desgaste signifi cativo. A resistência ao desgaste é concomitante à dureza da superfície. Assim, espe cialmente a cavidade do molde e as partes do molde que deslizam uma na outra devem ter superfícies duras e, de acordo com a experiência prática, durezas diferentes. O aço tem de ser bastante tenaz e resistente contra esforços e fadiga porque, como bem se sabe, é necessária uma compressão da ordem de I 000 a 2000 kp/cm 2 na moi dagem de certos tipos duroplásticos. Para a moldagem de injeção de certos termoplás ticos, as pressões são um pouco menores; assim, com relação à durabilidade do aço, podem ser feitas certas concessões. Algumas vezes as tensões não parecem ser as mes mas dentro de um ou outro molde. Assim, por exemplo, a pressão é significativamente maior nos moldes de compressão acima das inserções de metal a ser prensadas, ou na rebarba dos moldes semi positivos. É essencial que o aço não tenda para a distorção, porque a retificação subseqüente das partes de molde endurecidas ao tamanho correto - se necessário pelo fonnato e tamanho do produto - é uma operação muito cara e que demanda muito tempo. O molde deve poder ser cortado livremente; se o material for muito macio, se espa lhará e será difícil de cortar e difícil de polir. Por outro lado, se for muito duro, so mente poderão ser aplicadas baixas velocidades de corte e alimentação. Medidas e cál culos têm provado que, em condições idênticas (isto é, em caso de idênticos vida útil do cortador, alimentação, profundidade do corte, material do cortador, etc..), aproxi madamente metade da velocidade de corte é aplicável para o corte de aço de 100 a 110 kp/mm2 de resistência de tração que para a usinagem de aço com 60 a 70 kp/mm2 de resistência de tração. A diferença no tempo de usinagem ainda é mais significativa com encaixe, ajuste e polimento manuais. O material duro aumenta consi deravelmente o tempo de produção do molde, e portanto também seu custo de produ ção. O molde deve ser bem polivel, especialmente para a moldagem de injeção de mate riais tennoplásticos transparentes. Certos tipos de aço de alta liga têm uma estrutura de grãos dendrítica mais macia, reduzindo assim consideravelmente a polibilidade. O mes mo ocorre em alguns casos pela rede de cementita, também. As superfícies com alto teor de carbono, ou com incrustações, também não são boas para o polimenlto. Sendo cuidadosamente produzido, o aço "livre de incrustações" completamente homogêneo pode ser utilizado para os moldes para plásticos. A cuidadosa aquisição do material, se possível a execução de testes ultra-sônicos, podem poupar grande quanti dade de aborrecimentos e tempo de operação. Em casos delicados, a determinação precisa do material de liga e testes microscópicos são necessários, pois um tratamento térmico competente deve respeitar até mesmo os desvios admissíveis dentro das nor mas. Freqüentemente é necessário aço inoxidável, como, por exemplo, na moldagem de materiais resinosos à base de carbamidos, ou para a moldagem de injeção de PVc. Entretanto, deve-se mencionar que o preço do aço inoxidável é muitas vezes maior que o do aço ao carbono comum ou aço ao cromo, e dos aços ao níquel-cromo adequa dos para as inserções temperadas. Finalmente, o aço selecionado deve ser tratável termicamente na usina de trata mento térmico envolvida, ou assegurada por cooperação. Infelizmente essa exigência
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
413
freqüentemente limita ou reduz consideravelmente a variedade aplicável. As exigências enumeradas - não totalmente completas - algumas vezes são contra ditórias. Assim, por exemplo, a característica de ausência de empenamento exige que o aço de alta liga seja temperado ao ar. Entretanto, a maioria deles não pode ser poli da e é difícil de usinar. Com relação à variedade, também podem ser encontradas nas normas possibilida des que têm de ser aceitas, embora para os moldes feitos em fundição de inversão possa ser especificado outro aço - ocasionalmente descrito na literatura técnica - e experi mentado para esse fim .' Os seguintes tipos de aços podem ser utilizados para esses moldes: Para placas de retenção, placas ejetoras, colunas espaçadoras e outras partes do mol de não em contato direto com o plástico, é aconselliável utilizar o aço laminado com um teor de cerca de 0 ,15 a 0,26% de carbono (corresponde aproximadamente aos aços AISI 1016 e 1017). Os aços de maior teor de carbono, por exemplo, AISI 1025, 1031, 1035, etc. (aproximadamente 0,26 a 0,45% de C), endurecem durante o corte de cha ma nas vizinhanças das posições de corte, e a usinagem uniforme da superfície torna-se difícil. A parte do molde que contém a cavidade do molde freqüente e preferivelmente é feita de um tipo de aço cementado (temperado superficialmente). Nesse caso estão aqueles com teor de 0,05 a 0,13% de C (correspondendo aproximadamente a AISI P2, P5; possivelmente aos aços AISI 1006, 1008 e 10 10) esp~cialmen te adequados aos moldes feitos por fresagem. Entretanto, ficam muito macios como resultado de seu baixo teor de carbono, e expandem durante o corte. Os aços cementados que contêm cromo e níquel (como o AISI P6, P20, aproxima damente os AISI 3115 ou 3140 H, e outros) são mais usináveis. Após têmpera super ficial competente, sua superfície adquire a dureza adequada. Na cementação, o teor de carbono da superfície é elevado de 0,8 a 0,9%, para assegurar a dureza necessária. Entretanto, o maior teor de carbono não é desejável, pois pode desenvolver-se um reti culado de cementita nos limites dos grãos, causando farpas durante a têmpera ou a utilízação. A cementação sempre deve ocorrer de acordo com as especificações da firma fabricante do aço. Entre as várias tecnologias de cementação conhecidas, uma das téc nicas mais modernas é a cementação a gás. Dá resultados adequados sob todos os aspectos, mas o equipamento é muito caro. Seu manuseio requer destreza e operação cuidadosa. Mais barata, mas não muito mais simples, é a cementação com cianeto de sódio. O cianeto de sódio causa muitos problemas na observação das normas de segu rança de trabalho. As partes do molde cementadas ficam distorcidas em maior ou menor grau durante a têmpera. Se as tolerâncias dos produtos forem limitadas, será necessária a retificação subseqüente ao tamanho correto. Em certos casos, a distorção poderia ter tal extensão que, quando retificando ao tamanho exato, toda a camada cementada poderia ser retirada. Naturalmente, o molde se tornaria inútil. Os materiais cementados referidos acima podem ser utilizados com as seguintes condições: 1. A cavidade do molde é feita c.om fresagem, a têmpera da superfície é absoluta mente necessária, embora essa superfície dura seja aplicável com cromagem dura ou niquelagem química. 2. O formato, tamanho e tolerância do produto permitem que sua retificação de dimensõ.es seja absolutamente necessária; assim, o desvio possível não representa um
414 PLÁSTICOS obstáculo especial durante a utilização do molde ou, se houver retificação, esta poderá ser feita fácil e rapidamente. O uso dos aços cementados deverá ser evitado nas seguintes condições: 1. Se o molde tiver nervuras finas ou cantos vivos, porque nesses pontos o teor de carbono pode aumentar de tal forma que podem ocorrer ruptura ou esfarpamento durante a têmpera. 2. Se não puder ser providenciado equipamento moderno de cementação a gás ou a sódio. Os aços temperáveis com teor de carbono de 0,65 a 1,20% freqüentemente são utili zados para as partes do molde que envolvem o produto, isto é, que estão em contato direto com o plástico . (Essa composição corresponde aproximadamente aos aços espe ciais AISI W I -O, 86C.) Esses aços são de corte livre na condição de amaciados e a superfície do molde após a têmpera terá a dureza adequada. Deve-se observar que esses materiais devem ser aquecidos lentamente, se possível em estágios, numa velo-cidade máxima de 3 a 3,5 min/mm, e que o carbono pode facilmente queimar a superfície de tais aços. Portanto, é aconselhável efetuar o aquecimento com proteção de gás e resfriar a peça em um banho térmico, pois dessa forma o risco de distorção será menor. Pode-se afirmar que tal tipo de aço deva ser utilizado para os moldes que satisfaçam aos seguintes aspectos : 1. A espessura das paredes da parte do molde seja suficientemente uniforme, e não hajam nervuras ou bordas projetadas. 2 . Não existam furos cegos na parte do molde, ou outras cavidades fechadas nas quais os vapores exalados durante a têmpera possam ser aprisionados, causando com isso um resfriamento não-uniforme e assim pontos mais macios e tensões significativas, possivelmente rachaduras. Se houver roscas nas partes do molde, é aconselhável, como solução de emergência, colocar um parafuso nelas e assim vedar o furo. 3. Uma fornalha moderna equipada com instrumentos de tamanho tall que a parte do molde possa ser aquecida â temperatura e na velocidade especificadas seja disponí vel, e que haja um duto de resfriamento de um tamanho tal que o líquido refrigerante que o atravesse não se aqueça, na têmpera, tanto que o resfriamento do produto trans corra abaixo da velocidade crítica. As partes de molde muito delicadas - especialmente se forem necessárias dureza e tenacidade especiais - são feitas de aço de liga. Sua composição pode ser extrema mente diferente. Os aços adequados são: AISl 01, A3, A6, A8, talvez AISI 384, 122 W-2·1,0 Special, ou outros aços também. Esses tipos de aço podem ser temperados quase totalmente sem distorções, mas naturalmente as instruç.ões devem ser estrita mente observadas, especialmente a temperatura e a velocidade da têmpera. Esta últi ma principalmente influencia o resultado final, pois esses aços são muito sensíveis ao calor e têm propensão a rachaduras de aquecimento . É conveniente utilizar o aqueci mento em duas etapas. Grandes moldes são colocados numa fornalha fria e aquecidos conjuntamente. Também é adequado utilizar o gás protetor, pois o carbono pode facil mente queimar a superfície do aço. Esses aços não têm corte livre devido â sua alta resistência à tração. Para fresas, são altamente adequados os aços AISI M 3-1, M 3-2, M 10, M 42, etc. Quando se utilizam aços cementados ou temperáveis, é conveniente que as paredes da cavidade do molde sejam cromadas duras ou cromadas quillÚcamente. A cromagem dura é um processo bem conhecido e experimentado, e freqüente
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
415
mente utilizado, para o revestimento de superfícies. A camada de cromo depositado tem dureza adequada, com superfície polida e resistente ao desgaste . Tem a desvanta gem de a preparação da parte do molde exigir freqüentemente trabalho considerável. A espessura da camada de cromo depositada depende significativamente da distância entre a placa a ser recoberta e a placa-ânodo . Se for necessária uma camada de cromo de espessura uniforme, as placas-ânodos deverão seguir a superfície da parte do molde, ao menos aproximadamente. Mesmo assim, desenvolve-se uma significativa acumulação nas camadas ao longo das bordas, cantos, pontas, etc., cuja remoção é um trabalho inevitável, cansativo e demorado. A cromagem química , sem a utilização da potência elétrica, está ganhando terreno rapidamente. Em essência, o níquel é depositado na superfície pela redução de um composto adequado, a partir de uma espessura de alguns micra até, se necessário, a espessura de vários milímetros. A dureza da camada original mente é de cerca de somente 49 HRc, mas tratada termicamente numa fornalha a 400 °c por cerca de 1 hora, será de 70 HRc. O processo é muito delicado : o banho deve ser refrescado continuamente, o valor do pH e a temperatura verificados e, se necessário, modificados. Assim, o processo não é simples, nem barato, mas, quando não houver a possibilidade da cromagem dura, por exemplo devido ao peso ou ao tamanho do molde , esta é a única maneira de se obter uma superfície dura. Os instru mentos do equipamento necessário não são em maior número que no equipamento de cromagem dura . Uma camada de espessura completamente uniforme desenvolve-se na superfície do produto . Não há necessidade de preparação do ânodo, nem de ajustes. Em vista do exposto, pode-se afirmar que o uso dos aços de liga será conveniente, quando da existência das seguintes condições: 1. Necessidade da superfície temperada (endurecida) em toda a seção transversal, ou ao menos na maior parte da seção. 2. Evite-se absolutamente a distorção na parte do molde (por exemplo , no caso das fresas necessárias ao processo de fresagem). 3. A cavidade do molde é produzida com usinagem de eletroerosão . Nesse caso há possibilidade de usinar um pouco mais a cavidade do molde após a têmpera da parte do molde, assegurando assim alta precisão dimensional. Entretanto, a aplicação desses aços está condicionada à utilização de equipamento de têmpera moderno adequado para receber o tamanho apropriado. Os chamados aços nitrados são bem-sucedidos. Estes, além de geralmente terem pouco Cr, talvez Ni ou Mo, contêm também 0,7 a 1,10% de AI. Não têm corte [,ivre, pois sua resistência à tração é alta, mas, após a nitração, a superfície terá uma dureza de cerca de 900 HV. Embora seja necessário equipamento adequado para a nitração, seu custo inicial é menor que o dos equipamentos de cromagem comum ou química. A operação tem característica de tratamento térmico, em oposição àquelas mencio nadas, que podem ser consideradas mais precisamente como processos químicos e como tais estão afastadas da tecnologia costumeira das usinas de fabricação de moldes para plásticos. Assim, o aço nitrado é útil em caso de haver disponibilidade de equipamento de nitração adequado, ou ser ele assegurável por cooperação. Durante a moldagem de injeção dos produtos de PVC, ou durante a moldagem dos arninoplásticos, serão gerados e escaparão dos plásticos os gases causadores da corro são. Assim, os moldes que processam tais materiais - ou ao menos suas partes que ficam em contato com o plástico - são feitos de aço inoxidável. Estes geralmente
Tabela 3.1.1. Efeito dos vários materiais de liga sobre as propried4des do aço
.t>o
0'1
Elemento de liga
LinIte Redu- Valor Elasti Vel. FormaResist. Fo~a- Usina In crus- Nitra Resist. de ao DuIe- Resis de es- Elon ç~o à cor de de im- cidade de res ção des bili a bilida- tação ção carbe za tência coa gação area rosão pacto gaste friam. de de mento to -1 O -I +1 -I -I -I -3 -I -I -I +2 +3 X - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -
Silício
+1
Manganês no aço perlítico
+1 +1 O +1 - - - - - -
Manganês no aço austenítico
-3
Cromo
+2
Níquel no aço perlítico
+1
Níquel no aço austenítico
-2
Alumínio
+1
-1
+3
O
O
+1
- 1
O
-2
+1
-I
O
O
X
- -- -- -- -- -- ------ -- --
O
X
X
-2
X
X
-3
-3
-2
X
X
- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -- +2 +2 -I -1 -3 -I -3 -I +1 +2 +1 X +2 +3 - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -- - -
O O O +1 -2 -2 -I -I -I +1 X X X X - - -- - -- -- -- - - -- -- -- -- --
+I
-I
+3
- - - - -
+2 +3 -- - -1 - 1
X
-2
X
X
-3
-3
-2
X
+2
- - - - - - - - - - - - - - - - -- X X -2 -2 X X X X X X X +3 X --- - - - - - - - - - - - - - - - - -,-- I +1 +1 -1 O -2 -2 X -2 -2 +1 +3 +1 +2 X - - - -- - - -- -- - - - - - - - - - - - -- +1 -H O +1 O +2 +1 +1 +1 - 2 +4 X -I +1 +1 - - - - - - - - - - - - - - - - - - -- - - - - - +-1 -+ 1 - +--- O 1 -I -1 - I - I +2 + 3 -I X X X X - - -- -- - - - - - -- - - - - - - - - - - - - - -- +1 +1 -1 - 1 - 2 -1 -I +1 +2 +1 +3 +2 X +2 X - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -- -+ O O 1 +1 +2 O O -3 O X X X X X +1 - - - - - - - - - - - - -- - - - - - - - - - - - - - - X X - I - I -3 X - I +3 - 1 X X X X X X - - - -- - - - - - - - - - - - - - - - - -- -- - - ~--
Tungstênio Vanádio Cobalto Molibdênio Cobre Enxofre Fósforo O= 1= 2= 3= 4=
constante pouco mais muito demais
+1
+1
+1
- 1
- I
+ = aumento - = redução, diminuição
X = não característico ou desconhecido
- 3
X
X
X
X
-I
+2
X
X
X
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r >'
~
() O Cf>
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contêm de 12 a 14% de Cr. (Assim, pode ser utilizado o AISI 51420, ou um outro aço .) São de corte livre e bem políveis. Já que a resistência â corrosão pode ser conseguida com outros tipos de aço (p.ex., com cromagem dura ou niquelagem), e já que a resistência à corrosão desses aços somente é parcial contra a geração de gases do ácido clorídrico, mas principalmente devido ao alto teor de Cr , esses aços são muito caros. Ultimamente sua aplicação tem se tomado menos freqüente. Se os requisitos técnicos forem atendidos por vários tipos de aço, então natural mente a decisão será tomada com base nos cálculos econômicos. Durante a prepara ção desses cálculos, o custo de usinagem e tratamento térmico (o preço do material também não deve ser omitido) devem ser tratados com prioridade, pois esse custo freqüentemente é mais considerável que o preço do material . Acima foram dadas idéias para a seleção dos materiais dos moldes para plásticos, o que não é uma tarefa fácil. O projetista do molde facilmente pode se perder entre a grande variedade de aços disponível. Talvez os projetistas consigam auxílio para a orientação geral, se o efeito dos materiais de liga sobre as várias propriedades dos aços for fornecido numa tabela como a 3.1.1. Um outro conselho ainda pode ser dado aos projetistas de moldes, que ao menos nos casos mais delicados devem consultar os tecnólogos de metalurgia e produção. Para moldes maiores, mais complicados e mais caros, é aconselhável fazer esboços e estudar também cuidadosamente os efeitos sobre o custo. Freqüentemente é necessá rio considerar se não seria mais correto produzir as partes do molde com métodos modernos, por exemplo com fundição de inversão .
3.2. Produção dos moldes O conhecimento da produção do molde não é estritamente pertinente ao trabalho dos construtores de moldes, mas também dele não pode ser separado. Durante a constru ção é necessário considerar constantemente a produtividade, e tudo deve ser feito para facilitá-la . O construtor do molde deve conhecer bem o grupo de máquinas da oficina de moldes. Os moldes não podem ser projetados sem se levar em consideração a capa cidade qualitativa do grupo de máquinas. Sabe-se bem que o alto custo do molde evita a expansão do plástico. No interesse de reduzir esse custo, deve-se enfatizar a necessidade de aplicação da tecnologia mais moderna. As perfuratrizes coordenadas, pantógrafos, fresadoras de duplicação , tomos de duplicação, etc ., rião devem ser esquecidos nas oficinas de processamento de moldes para plásticos. Uma possibilidade especial para a aplicação deste último é apresentada na Fig. 3.2. 1 (v. Apêndice, pág. 489). Com o adequado equipamento de duplicação hidráulico podem ser efetuadas até mesmo operações que tinham sido executadas até agora por um método muito caro. Com ferramentas manuais modernas, por exemplo, as turbo poli trizes de alta rotação que funcionam com potência elétrica ou ar comprimido, também não devem ser esquecidas as bancadas ajustáveis nas oficinas (Fig. 3.2.2 v. Apêndice, pág. 490). Para o moderno tratamento térmico-têmpera, oficina de cromagem dura, a bem equipada Quality Control Branch, com premissas de medição de pr'e cisão, também não deve ser esquecida.
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PLÁSTICOS
3.2.1. Métodos de produção modernos de moldes de compressão e transferência para plásticos termoJlXos
3.2.1.1. Usinagem por eletroerosão Quando se temperam moldes para produtos complicados e de alta precisão, com distri buição desigual de massa, mesmo em caso de operação mais cuidadosa e competente possível, existe o risco de distorção ou rachadura. Em tais casos, é aconselhável fazer o molde através de usinagem por eletroerosão. A usinagem por eletroerosão é uma tecnologia moderna, conhecida, mas não suficientemente utilizada, cujas vantagens são especialmente evidentes na produção dos moldes. ~ baseada no fato reconhecido de que o arco gerado na abertura de um circuito elétrico une as partículas de metal quente. Esse fenômeno é bastante inconveniente para os aparelhos elétricos, mas é utilizado na usinagem por eletroerosão, onde um arco permanente é mantido entre o chamado elétrodo e o produto. Como resultado do processo de eletroerosão, forma-se uma cavidade que coincide com o formato do elétrodo no produto, que pode ser de aço temperado ou mesmo de carbeto de metal sinterizado. O resfriamento do produto e do elétrodo é efetuado por querosene. A Fig. 3.2.3 (v. Apêndice, pág. 490) mostra um equipamento de eletroerosão moderno. A aspereza média de superfície obtenível é de Ra = 0,5 a 1 /J.. O punção também pode ser utilizado como elétrodo, mas nesse caso também deve ser considerado o com-
Fig. 3.2.4. Partes de molde feitas com usinagem por eletroerosão.
a = forma cortada com usinagem por eletroerosão, b
= matriz, c = punção de molde para moedas prensadas a partir de plástico, d = placa de corte, e = punção para ferramenta de cortar.!= placa de estampar de metal duro,g = matriz, h = punção e placa de estampar para a produção de eStatores e rotores de motores.
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primento do punção determinado pelo consumo do elétrodo. O corpo do molde deve ser temperado antecipadamente à dureza necessária, e a cavidade do molde usinada por eletroerosão no material assim preparado. Fotos de algumas partes de moldes produzi das por eletroerosão são mostradas na Fig. 3.2.4 (Bibl., 1).
3.2.1.2. Fundição por inversão (cera perdida) Um dos tipos de fundição de inversão é o chamado "processo Shaw", extremamente adequado à produção de moldes de compresslIo e transferência não muito grandes. Um molde produzido através deste método pode poupar trabalho e material consideráveis. A essência do processo Shaw é a seguinte: um modelo da cavidade do molde é feito de madeira ou outro material, considerando-se a contração. O modelo naturalmente deve incluir uma câmara de alimentação adjacente à cavidade do molde, e taivez o conjunto cabo ejetor-furo tamhém (Lé, a forma geométrica, que no caso do método anterior de produçíro do molde era usinada nas partes inferior e superior do molde). O modelo do produto da Fig. 3.2.5 é mostrado na Fig. 3.2.6.
~ ~ Fig.3.2.5. Modelo de um automóvel de brinquedo.
r--s-; Câmara de alimentação Modelo
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: Placa de retenção
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Fig.3.2.6. Modelo de madeira de um automóvel de brinquedo mostrado pela Fig. 3.2.5; o modelo é suplementado com a parte correspondente à cavidade da câmara de alimentação.
O modelo é preso ao plano superior da futura câmara de alimentação (assim, no caso do exemplo, fica invertido em relaçíro à prensagem) numa placa de metal, circun dado por urna armação correspondente à dimensão externa do corpo do molde. Ambos são recobertos com algum tipo de agente de liberação, por exemplo, vaselina ou urna solução de sabão. Derrama-se gesso com consistência de creme sobre a armação . O mo delo é primeiro seco ao ar, e então secado pelo aquecimento lento até 200 De. Após correções, as partes inferior e superior do futuro molde ficam gravadas no gesso (Fig. 3.2.7). O modelo assim produzido é introduzido em uma caixa de molde de 20 a 30 mm maior, e então o modelo de gesso e a caixa do molde são tratados com
420
PLÁSTICOS
água e sabão, para reduzir a aderência. A um máximo de 24 horas antes da fundição, a seguinte mistura é produzida, em permanente agitação: . 1 000 250 20 5 000
cm 3 cm 3 cm 3 cm 3
de de de de
etilssilicato água ácido clorídrico 5% álcool desnaturado 96%
Deve-se assegurar que a temperatura da solução não suba a mais de 30 ou 40°C. Se essa temperatura for atingida, a solução deverá ser resfriada. Então uma mistura de 1 litro, constituída principalmente de etilssilicato hidrolisado de 1,7 a 2,5 kp de pó de quartzo seco a 600 ou 800°C é misturado com agitação permanente. O modelo de gesso colocado na caixa do molde recebe a cobertura do material cremoso (Fig. 3.2.8). O jito, o coxim e o duto de ventilação são fundidos a partir do mesmo material em uma outra caixa de molde. Ambas as caixas de molde são aquecidas ao ar livre por 24 horas, então vagarosamente até 800°C (máximo de 3 a 4°C/min), mantendo-se essa temperatura por 3 a 4 horas e resfriando-se lentamente. Durante o aquecimento, a temperatura de cerca de 500°C é especialmente crítica, pois o risco de rachadura é maior nessa temperatura como resultado da geração de calor do material. Assim, o aquecimento deve ser mais lento, entre 400 e 600°C. As caixas de molde cozidas são reunidas por aparafusamento, e o aço, adequada mente ligado na fornalha a arco ou indução, ficará fundido no molde. Após resfriar, a peça fundida poderá ser facilmente limpa do molde de etilssilicato restante. Então, as
Fig. 3.2.7. Caixa de matriz.
Fig. .l.2.8. Feito o molde de ge880 de acordo com a Fig. 3.2.7 _ apos secagem suficiente - este recebe uma cobertura de uma mistura de etil silicone e pó de quartzo. A = mistura de etilssilicone e pó de quartzo, B = placa-base. de matriz, C = modelo de gesso, D = placa-base.
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superfícies de operação são usinadas e polidas. Depois do tratamento térmico, a parte inferior do molde ou corpo pode ser introduzida na caixa do molde , ou na armação-pa drão. O punção (parte superior do corpo) também pode ser facilmente produzido com um processo similar. Como fica evidente através da descrição, vários moldes de etilssilicato podem ser produzidos a partir de um único molde de gesso. Assim, as vantagens e a eficiência econômica do processo realmente se manifestarão nos moldes de múltiplas cavidades.
3.2.1.3. Produção da cavidade do molde com fresagem a frio (L. Sórs e L. Nagy)
As cavidades dos moldes de compressão e transferência podem ser produzidas através do moderno método de fresagem a frio . Essa tecnologia é descrita detalhadamente, em parte porque é muito econômica, e em parte por já ser utilizada em vários lugares, ou seu uso ser tentado com maior ou menor sucesso por várias fumas. São utilizadas três variedades de fresagem a frio, a saber : A - fresagem de rebaixar B - fresagem de redução C - a chamada fresagem bidirecional. A. Fresagem de rebaixar ~ utilizada para produzir cavidades de moldes relativamente grandes, mas não muito profundas. Uma fresa temperada que corresponde ao formato do produto a ser feito é prensada com uma pressão muito alta em condição fria contra um aço mais macio, na chamada matriz (v. Figs. 3.2.9 e 3.2.10).
B. Fresagem de redução ~ utilizada para a produção de cavidades de produtos maiores, mais finos, de forma geométrica (p.ex., octogonal), de maneira que a fresa temperada que corresponda à seção transversal dos produtos seja colocada no furo cilíndrico da matriz macia. Então, o disco é prensado através de um furo de redução. Dessa forma o aço macio assume o formato da fresa temperada (vista posterior nas Figs. 3.2 .20 e 3.2.21).
C. Fresagem bidirecional Essencialmente é uma combinação dos dois processos anteriores, ou seja, é como um rebaixamento, no curso do qual as paredes da cavidade formadas na prensagem são moldadas com uma inserção defletora da fresa (vista posterior na Fig. 3.2.27). A. Fresagem de rebaixar O princípio da fresagem de rebaixar: um punção muito duro , tenaz, liso como espelho (fresa) é prensado com pressão constantemente crescente, de maneira lenta, contra a lâmina de aço recozido com a superfície correspondente ao reflexo do primeiro no
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PLÁSTICOS
espelho. Será a matriz que formará os contornos do produto. No curso dessa operação, a temperatura da matriz fica abaixo da temperatura de recristalização do aço, princi palmente à temperatura ambiente ou numa temperatura máxima de 200 oCo A fresagem de rebaixar tem duas variações: a) fresagem livre e b) fresagem em armação.
3
Superffcie : f
Superf(cie: F
2
3 /
Figs. 3.2.9 e 3.2.10. Diagrama esquemático de fresagem
efetuada lívremente em armação de montagem.
1 = [resa (punção) , 2 = matriz, 3 = placas inferiores, 4 e 5 = anéis de pressão
(de montagem), 6 = anel de retenção, 7 = anel de localização, 8 = anel portador.
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
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a. Fresagem de rebaixar livre, v. Fig. 3 .2.9 Requer cerca de 40% menos pressão de matriz para prensagem de uma cavidade de profW1didadeidêntica em armação . Entretanto, a matriz é totalmente compactada para a fresagem livre, e abaula-se, numa extensão que depende da relação entre a super fície do punção f e a superfície da matriz F. O grau de compactação diminui com o aumento da relação F/f. Observa-se que a exigência de material no processo de fresa gem livre é maior, e a estabilidade dimensional em relação ao punção é menor que na fresagem com armação. Assim, pode ser utilizada somente para cavidades rasas ou seções transversais constantemente divergentes. b. Fresagem de rebaixar em armação, v. Fig. 3.2.10. A precisão dimensional da cavidade do molde e sua qualidade aceitável somente podem ser asseguradas pela fresagem em armação. A armação torna possível que o material da matriz flua na direção contrária ao movimento da fresa no estado de tensões triaxiais, que surge no decorrer da impressão da fresa na matriz. O atrito entre a matriz e a fresa causa um aumento significativo na exigência de for ça de compressão, mas assegura a mencionada precisão dimensional. Exigência de força de compressão Um dos problemas na aplicação da fresagem a frio é a determinação precisa da força de compressão. Com base nisso, pode·se verificar se a prensagem poderia ser efetuada com o equipamento disponível. A literatura técnica fornece muitas fórmulas para a determinação da força de com pressão. Entretanto, essas fórmulas somente têm caráter informativo, em parte porque não incluem todos os fatores que influenciam a força, em parte por existirem ainda muitas correlações até agora não identificadas entre as variáveis. O fato de a exigência de força na fresagem livre ser diferente da exigência na fresagem de armação, não representa uma dificuldade séria para a determinação da força de compressão. Entre tanto, o fato de - conforme a experiência - a força de compressão ser influenciada pela dimensão, posição e formato dos sulcos usinados nas laterais e/ou na base da ma triz torna o cálculo da força de compressão substancialmente mais difícil. Se ao fato acrescentar-se que a força de compressão ainda é influenciada pela velocidade de fresa gem, o atrito entre a fresa e a matriz (dependendo da fineza do lubrificante aplicado às superfícies), até certo ponto pelo formato da seção transversal da fresa (seção angular ou circular), do ângulo de conicidade , da razão entre as áreas de seção transversal da matriz e da fresa, etc., ficará óbvio que o cálculo da força de compressão antes do início do processo será - com base no conhecimento atual - de valor duvidoso. Ao invés de fórmulas complicadas, utilizando-se o ' ábaco da Fig. 3.2.11 pode-se determinar a profundidade de fresagem t (mm) sem anel de sujeição em função da superfície da fresa Ar (cm 2 ), da pressão específica Pt (kp/cm 2 ) e da dureza Brinnell do material, HB (kp/rrun 2 ). Utilização do ábaco: o valor correspondente à área da super fície da fresa deve ser encontrado no lado esquerdo do ábaco, então traça-se uma perpendicular por esse ponto até a reta inclinada que corresponde à dureza do material da matriz. Do ponto de intersecção traça-se uma horizontal à reta que corresponde à pressão específica, e a projeção do ponto de intersecção para a escala inferior deter mina a profundidade de fresagem.
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Naturalmente, o procedimento é variável com base na profundidade de fresagem t e na superfície da fresa A conhecidas, e na pressão específica necessáriapt, que pode ser determinada. A exigência de força para a matriz assentada sobre o anel (armação) pode ser deter minada através do ábaco da Fig. 3.2.12. O uso do ábaco: o valor correspondente à ,...-
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Fig. 3.2.11. Ábaco para detenninação da força específica necessária para a fresagem a frio sem
armação. Para ser utilizado de acordo com o texto e a legenda associada.
dureza do material da matriz deve ser encontrado no lado direito do ábaco. A reta que parte desse ponto deve interceptar-se com a reta correspondente à profundidade de fresagem t, que tem início no ponto encontrado no eixo superior. A reta inclinada passa por esse ponto e também pelo ponto de intersecção entre as perpendiculares correspondentes à relação entre a área da superfície da fresa e sua circunferência ArlU (que tem início no eixo inferior) e à pressão específica Pr, que assim é obtida no eixo da esquerda. A pressão específica deve ser multiplicada pela área da fresa (que varia de acordo com a seção transversal), obtendo-se assim a força de compressão total necessária. Esta naturalmente é dividida pelo quadrado da relação entre o diâmetro do cilindro da má quina e o diâmetro do cilindro da bomba, para assim obter a pressão no manômetro. A correlação entre a pressão específica e o ângulo de conicidade da fresa é mostra da na Fig. 3.2. 13. Infelizmente, a literatura técruca não indica a dureza da matriz, a aspereza da superfície, o lubrificante aplicado, a relação entre superfícies da matriz e da fresa , etc., no decorrer das experiências. Assim, somente a tendência pode ser consi derada como correta a partir do diagrama, isto é , o fato de que a pressão específica também depende da profundidade e da conicidade da fresagem. A Fig. 3.2.14 mostra a correlação entre a pressão específica e a profundidade de fresagem em função da temperatura da matriz.
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Em conexão com a determinação da força de compressão, menciona-se que seu limite superior é determinado através da fórmula:
P=fpm onde f = área da seção transversal da fresa, mm 2 ; Pm máxima, kp/mm2.
= carga específica admissível
Profundidade de fressgem f, m m N
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Relação entre a luperf {eie e a eircunfer'ncla da freIS. V. ~' mm
...
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Fig. 3.2.12. Ábaco para a determinação da força específica necessma para a hesagem
a frio da matra assentada na armaçio. Para !ler utilizado de acordo com
o texto e a legenda a880ciada.
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50
Profundidade de freS8gam I,m m
Fig.3.2.13. Correlação entre a preasio específica e a profundidade de fresagem em função da conicidade da fresa.
100
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COi':1 base nos dados fornecidos pela literatura o valor de de 300 kp, , mas em certos casos, com fresas feitas do material resultados excelentes foram obtidos até mesmo com uma carga kpfmm 2 . A de tais não é aconselhável exceder o mencionado limite de
N
E E
o.
ex
3
2 Profundidade de fresagem t. mm
Fig. 3.2.14. e a profundidade
específica
a
em função da
temperatura da matriz ldiiime,tro da fresa de 2 a 10 mm).
300
local não deve ocorrer, em qualquer caso, nas seções trans fresas de transversais variáveis. A profundidade de da matriz t é a distância percorrida superfície frontal do na matriz. Esta não corresponde à profundidade efetiva tI;. A dife rença entre os t g , derivada do efeito de retorno das de inferiores e da máquina, deve ser determinada por métodos experimentais.
Velocidade de tr.."""..m A
a frio afeta significativamente a qualidaEm caso da seleção de lUna velocidade muito alta, desenvol ver-se na matriz rachaduras ou falhas de escoamento. A velocidade de a frio mais favorável é de 0,1 a 0,6 mmfmin. A velocidade real em um determinado caso, dentro desses depende do formato do punção e do material da matriz. Para um punção feito com recartilhagens finas, cantos vivos e de nível, é aconselhável escolher uma velocidade menor. Por no caso produtos com fmas, ele não deve ser maior que mmfmin. A baixa velocidade de fresagem deve ser aplicada também a uma fresa para evitar alte rápidas de tensões. A velocidade de fresagem deve ser tomada abaixo da mesmo no caso de pres são de matrizes de alta resistência.
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
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Partes do materiãl de fresagem
Matriz. Aços recozidos de baixo teor de carbono são os mais adequados para a produ ção de uma matriz. A ligação afeta a fresagem a frio, visto que os elementos de liga aumentam a dureza da matriz . No caso de certos corpos de plástico (para os moldes semipositivos) surge pressão específica significativa no estreito flange de pressão; assim, é necessário um corpo de molde mais duro. Devido a demandas contrárias, somente alguns poucos materiais são adequados para utilização em tais matrizes. Entretanto, o material Parforce Sp . 5 cementado da indústria Bohler é muito bom, com a composição Cm ",. = 0,08%, Si máx . = 0,10%, Mnmáx. = 0,20%, Cr = 4,51 e Mo = 0,6%. Sua dureza, ao ser entregue pelo fabricante, fica em torno de HB 110 kp/mm2. Após cuidadoso recozimento, o material cementado com 0,13 a 0,19% de C é adequado para fresagem de rebaixar (com dureza HB de 150 a 160). Os materiais cementados com teores de carbono entre 0,07 e 0,13% ou 0,12 e 0,18% são mais fáceis de fresar, mas sua resistência é menor. Estes são utilizados freqüentemente para a produção de corpos de moldes de injeção com bons resultados. Em função da defonnação da matriz, o material assume resistência crescente contra a pene toração do punção. Esse endurecimento pode ser eliminado com recozimento de recris talização. Depois disso, o comportamento do material corresponderá ao do original. Pode ocorrer que o aço ao níquel-cromo ou outro material tenaz seja utilizado para a fresagem de rebaixar. Em tais casos, é aconselhável recozer o material antes da pri meira fresagem - de acordo com as normas - e, se possível, parte da cavidade ser removida com o corte, para reduzir a profundidade de fresagem necessária. Durante a fresagem, se a carga específica da fresa atingir 300 kp/mm2, mas a profundidade neces sária ainda não for alcançada, a matriz terá de ser recozida, até mesmo, possivelmente, várias vezes. O recozimento é necessário, mesmo se a fresagem tiver de ser interrom pida por alguma razão. Neste caso, a restauração do fluxo de material exigirá maior força, causando rachadura ou quebra da fresa em um caso ruim. Durante as fresagens é necessário considerar as "etapas" que se desenvolvem na cavidade do molde. Dependendo do material ligante, a temperatura de recristalização dos vários aços é diferente, mas geralmente fica entre 600 e 800°C. Já há grande quantidade de traba lho investida nas partes de molde semi-acabadas que devem ser recristalizadas. Assim, deve-se dar atenção especial à proteção da superfície das cavidades pré-prensadas, para evitar incrustações e perda de carbono. Com este fim, o corpo de molde semi-acabado é enfardado em caixas de recozimento assentadas em rebarbas de ferro fundido ou pó de coque queimado, vedado à prova de ar e aquecido à temperatura especificada. Após o aquecimento prolongado, as caixas são gradualmente resfriadas. Se a superfície se deteriorar, a despeito da cuidadosa cementação, poderá ser removida com o solvente "Ferropurin" e a soluçãO neutralizante "Delagour". Fresa (punção de pressão ou prensagem). Não é exagero afirmar que a fresa tem um papel-chave na tecnologia de fresagem a frio. O sucesso de fresagem é fundamental mente influenciado pelo dimensionamento da fresa, pela proporção de suas dimensões, qualidade de usinagem, do material, do tratamento térmico, etc. Com o fim de obter-se resistência ao desgaste na fresa, são adequados os aços-ferra mentas de liga altamente duros e tenazes de alta resistência, cuja capacidade de carga excede 300 kp/mm2. Assim, por exemplo, o aço Bohler Sp. K é altamente adequado para utilização no punção-fresa.
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PLÀSTICOS
Quando se projeta o punção, os pontos de concentração de tensões devem ser evi tados; assim, são especificadas transições arredondadas. Cantos vivos e grandes diferen ças dimensionais devem ser evitados. A produção da fresa requer usinagem cuidadosa, uma superfície acabada de espelho. Para a produção de arestas, flanges projetados e emblemas, na maioria dos casos são utilizadas duas fresas. Neste caso, as dimensões da fresa de pré-prensagem são menores que as da fresa de acabamento de 0,05 a 0,1 rum. A observação das especificações de tratamento ténnico é extremamente importante, assim como a verificação da dureza especificada após o tratamento térmico. Também é aconselhável fazer o teste de ruptu ra em todos os casos. A fresagem deve ser realizada com uma fresa perfeita após cuida dosa supervisão, em todos os aspectos . Armação. Uma parte importante da fresagem da matriz ocorre numa armação. Em sua maioria são anéis protendidos, de forma anular, prensados com grande força uns contra os outros na superfície cônica. A conicidade das superfícies a serem compri midas é de 1 ou 2°. O furo interno é cilíndrico e cônico. Os cálculos de dimensiona mento podem ser encontrados no Capítulo 2.1. O material é aço muito tenaz, endu recido ou temperado, ou um aço de liga (110 a 130 kp/mm 2 ). Anel portador. Um anel temperado e internamente retificado é colocado no inte rior da resistente armação, pois assim é mais fácil remover a matriz de dentro dela após a fresagem. O anel portador também é prensado na annação com conicidade de 1 a 2°. O material na maioria das vezes é o aço ao carbono, temperado para 58 a 62 HRc. Anel de retenção. Um anel feito de um aço mais macio e tenaz com 0,42 a 0,50% de C é introduzido na armação principalmente na condição de quente, para que uma possível ruptura da annação não cause um acidente. Anel-guia. Um anel temperado para guiar o punção, assentado na armação através de um colar adequado. Placa-suporte. Um disco de aço temperado com superfície retificada em paralelo, que é colocado sob a matriz . Placa inferior e placa de pressão. Placas de vários milímetros de espessura, no mínimo 30 a 50 mm, de aço de dimensões crescentes são colocadas sob todo o molde e acima do punção, para distribuir a pressão da máquina unifonnemente sobre as me sas. Na ausência dessas placas, pode ocorrer a deformação da mesa da máquina devido à alta pressão. A dureza do material deve ser de cerca de 60 HRc. Tecnologia da fresagem de rebaixar A fresa preparada conforme descrito anteriormente deve ser lubrificada antes do início da fresagem. Isso reduz consideravelmente o atrito que surge entre a fresa e a matriz. De acordo com a experiência, até agora, o pó de bissulfeto de molibdênio (Mo~) é o mais adequado para esse fim. esfregado sobre a fresa. Naturalmente, a superfície da fresa primeiro tem retirada a graxa com benzeno ou tric1oro-etileno. A capacidade de adesão do MoS 2 ao aço é melhorada se for esfregado na primeira vez com uma solução de 1000 cm 3 de uma mistura de 150 g de CuCI 2 , 10 g de SnCl 2 e 30 g de H 2 S04, ou com uma solução aquosa de 1 000 cm 3 e 110 g de CUS04 e 28 cm 3 de H2 S0 4 . Anteriormente, o revestimento com cobre da inserção do molde também era utili zado para reduzir o atrito, mas verificou-se que o cobre macio logo se soltava da super fície; com isso. a superfície era danificada.
e
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Uma mistura oleosa de MoS 2 não pode ser utilizada em nenhuma circunstância, pois o lubrificante líquido acumula-se na cavidade do molde sob alta pressão e causa uma superfície não-uniforme. Algumas vezes é utilizado fosfato de zinco, que lubrifica bem a fresa, mas a super fície tratada a fosfato fica áspera após a fresagem, e seu polimento requer trabalho substancial. Após cuidadosa preparação, todo o conjunto é introduzido entre as duas mesas da máquina de fresagem, e a compressão pode começar. Entretanto , primeiro deve-se assegurar a adequada segurança contra acidentes. As máquinas de fresagem modernas têm um mecanismo de travação que não permite o acionamento da máquina antes do fechamento da porta de proteção . Quando se utilizam prensas tradicionais, o conjunto é circundado por uma parede protetora de resistência adequada, já que pode ocorrer a explosão do anel portador mesmo após a preparação mais cuidadosa. Prensas Prensas especiais são feitas para o propósito da fresagem a frio . Essas máquinas são de construção fechada, muito rígida, para minimizar seu próprio efeito de retorno (de mola) da máqúina. As máquinas equipadas com bombas de no mínimo dois cilindros ou bombas de engrenagens podem ser utilizadas para a fresagem, mas são preferidas as de três cilindros. As prensas tradicionais, equipadas em sua maioria com bombas de um só cilindro, trabalham intermitentemente; conseqüentemente, a penetração do punção na matriz também será intermitente. Isso não somente é inconveniente pelo possível surgimento de nervuras nas laterais da matriz, mas também porque o fluxo de material pára entre as prensagens. Conforme mencionado anteriormente, uma pressão consideravelmente maior é necessária para reacionar o fluxo de material, o que não ocorreria com o fluxo contínuo. Com o fluxo contínuo surge atrito cinético, enquanto que no reacionamento - se o punção for parado - surge também o atrito ·estático. A diferença essencial entre eles é conhecida há muito tempo. As máquinas de 1 000 e 2 500 Mp de capacidade nominal têm muito sucesso. O controle de velocidade automático é embutido em ambas (isto é, a exigência de pres são, crescente durante a prensagem, ajusta a força de compressão da máquina ao limite ajustado); assim, o valor da pressão permanecerá constante. Embora isso se explique por si mesmo, é extremamente importante observar que as duas mesas de máquina devem ficar precisamente paralelas entre si. fndentações e desgaste resultam no ajuste (posicionamento) oblíquo do conjunto, o que por sua vez causa o desenvolvimento de forças laterais, conduzindo finalmente à ruptura do pun ção. Assim, as mesas têm de ser periodicamente retificadas, e as guias deslizantes man tidas em estado adequado. Aspectos de projeto, exemplos Nenhuma regra definitiva pode ser estabelecida para o projeto de punções e matrizes do conjunto de fresagem. Mesmo os homens há vários anos engajados na fresagem po dem ser desagradavelmente surpreendidos. Certas conclusões, entretanto, podem ser tiradas da operação atual, sendo uma grande parte auto-explicável; porém, os proje . tistas freqüentemente esquecem sua observância. Uma das experiências mais importantes é a de que a fresa temperada deve ser utili
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PLÁSTICOS
zada somente para a prensagem, e não para a flexão. Sua conseqüência natural é que a prensagem segura somente pode ser efetuada com fresas de seção transversal simétrica. Se o formato do produto não tornar isso possível, então deverá ser assegurado o esco ramento lateral do punção (reduzindo-se o comprimento do braço de flexão). Os cantos vivos, pontos de concentração de tensões bem conhecidos, devem ser evi tados. É sabido também que a tensão nominal calculada pode dobrar ou triplicar nesses pontos. Deve-se cuidar para o escapamento fácil do ar de sob o punção. Portanto, só podem ser utilizados punções com partes inferiores côncavas, quando a matriz tiver um furo no ponto adequado, ou se o raio do domo na superfície da matriz for menor que a curvatura da fresa. Neste último caso, obviamente, as superfícies de contato aumentam gradualmente; assim, o ar pode escapar facilmente de entre a fresa e a matriz. O uso de fresas côncavas deve ser evitado, mas, se for inevi tável, devem ser aplicadas pré-pren sagens. Se existirem nervuras relativamente delgadas, projetadas, ou pinos no punção, a fre sagem é realizada com duas fresas diferentes; primeiro a parte com seção transversal uniforme; então as nervuras têm de ser prensadas com uma fresa separada após recozi mento adequado. O mesmo resultado pode ser conseguido pelo uso de uma outra tecnologia (p.ex., usinagem comum ou por eletroerosão). A prensagem é facilitada se o punção for cônico. Mesmo uma conicidade de 0,5 a 10 facilitará substancialmente o fluxo do material da matriz. Se houver um furo no corpo do molde (por exemplo, furo de ejeção), este deverá ser perfurado na matriz antes do início da fresagem. Assim, não somente a quantidade de material que flui poderá ser reduzida, como o furo também será adequado para guiar o punção. Entre tanto, o diâmetro do furo pré-perfurado não deverá ser m3!ior q ue 2/3 do diâmetro da cavidade do molde. Se a pré-perfuração for utilizada somente para guiar o punção, então deverá ser prescrita para a fresa uma seção de cerca de 2 a 3 mm de comprimento 0 0 e um ângulo de conicidade de 20 , e um pico de 90 a 120 • Deverá ser cuidadosamente deliberada a prescrição de uma cavidade usinada na matriz antes da fresagem. Na maioria dos casos a parte correspondente à câmara de alimentação é usinada - mesmo com um diâmetro menor que o necessário - enquan.. to a parte formada sob esta é feita por fresagem. Entretanto, em tais casos, o poli mento do plano de fresagem inicial causa certos problemas. A parte mais difícil do projeto é determinar as posições e dimensões dos "buracos" na lateral e na base da matriz. Indubitavelmente é extremamente desejável assegurar espaço para o material espremido pelo punção. Entretanto, é difícil antever para onde o material tenderá a ir. Uma tensão tridirecional surge sob o punção, o que acarreta o fluxo do material, mas é quase impossível determinar sua direção e magnitude. Assim, quando esse punção complicado e laboriosamente produzido originar reclamações relativas à ruptura ou rachadura em qualquer circunstância, será feita uma peça de cobre de mesmo tamanho da matriz, nas quais serão feitas as aberturas laterais e infe riores. Então será prensada pelo punção. Após a prensagem, "essa matriz experimen tal" será retirada do anel portador e serrada ao meio. Após a remoção, poderão ser encontrados traços de material serrado e gravad,9. em ácido e, mais importante, traços do material que houver fluído na peça. Algumas vezes o mesmo resultado poderá ser conseguido serrando-se a matriz de teste de cobre ao meio antes da fresagem. As super fícies são deixadas lisas, ajustando-se cuidadosamente, e é introduzida entre as metades
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uma rede de bitola adequada. Após a fresagem , a direção do fluxo do material poderá ser deduzida a partir da curvatura das linhas da rede. Esse processo é uma operação que consome muito tempo , mas se o mesmo punção tiver de ser utilizado para várias prensagens (nos moldes de múltiplas cavidades) , será ainda muito mais barato que a reprodução do punção feito com grande carga de trabalho , já que este se quebraria na primeira fresagem, sem estas experiências.
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Para encaixe na caixa
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Fig. 3.2.15. Fresa de um cabo nervurado.
De acordo com experiências feitas até agora , é desejável que o volume total das aberturas não exceda 40 a 50% do volume da cavidade a ser produzida. O diâmetro da matriz deve ser de no mínimo o dobro do diâmetro da cavidade a ser fresada . Alguns exemplos serão apresentados a seguir para uma fresagem realizada com su cesso.
1. A Fig. 3 .2.15 mostra o punção de fresagem necessária para a produção do molde de compressão ge um cabo nervurado, e a matriz preparada. A fresagem foi efetuada numa annação protendida duas vezes com dois punções. A força de compressão é de 200 Mp, a profundidade total de prensagem é de 44 mm (perfil semicircular - 14 mm), a velocidade de prensagem é de 0 ,005 mm/seg == = 0,3 mm/min. O material da matriz é aço ao carbono cementado com teor de 0,13
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PLÁSTICOS
a 0,19% de C, recozido a HB 140. O material do punção de prensagem é o B{lhler Sp. K HRc 62 ±2. A superfície da matriz e da fresa é cuidadosamente acabada. 2 . A Fig. 3 .2.16 mostra a fresa e a matriz feitas para o molde de uma rosca de parafuso de plástico . Um anel temperado é ajustado à parte cilíndrica acima da parte moldada, cuja camisa inferior tem conicidade para dentro, assim como é prensada contra a parte superior da cavidade da matriz, que levemente se abre durante a prensa gemo O centro da matriz (onde se encaixa o pino ejetor formador de rosca) é atraves sado por um furo de 10 rum de diâmetro. Dessa fonna, não somente o fluxo de mate rial é facilitado , mas também, com a ajuda do tronco de cone visível na base da fresa , a centragem e o guiamento da fresa também são assegurados . Para uma primeira expe riência, a matriz tem aberturas somente na base (com uma profundidade de 8 mm , com uma superfície circular de 50 rum de diâmetro). Entretanto, isso provou ser insu ficiente e o molde (indicado com linha tracejada na figura) teve de receber mais aber· turas. A fresagem foi efetuada com duas fresas, das quais a fresa de prensar era menor de 0,15 rum de cada lado em relação às dimensões especificadas, e a superfície frontal de prensagem retificada em um plano de 20° numa largura de 3 rum. O segundo punção de prensagem era menor que as climensões especificadas de 0 ,05 mm ; com isso, a fonna pré-prensada ainda era prensada por mais 1 mm (aprofundada) e a cavidade uniformizada . O material da matriz era o WND, com HB 140, o da fresa
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Bordas e cantos arredondados, R 1
Parte que modela o produto a ser feita 0 com conicidade de 30
Fig.3.2.16. Fresa e matriz necessárias para a produção de molde da porca de plástico.
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KLN com HRc 62 ±2. O do anel de pressão era o AISI 384 com HRc 62 ±2. A carga máxim? do punção de prensar era de 310 kp/mm 2 • A superfície de prensagem era de 2041 Irun 2 . 3. Botão de girar nervurado. O diâmetro externo é de 9,7 mm, a profundidade da cavidade de molde acabada é de 14,5 mm e após a prensagem, iQcluindo a câmara de alimentação, é de 24 mm. A impressão da fresa delgada e relativamente longa (hld = = 24,/9,7 = 2,5) seria muito arriscada. Assim, todo o conjunto de fresagem foi inver tido: a fresa fica solidamente assentada numa inserção de montagem temperada na base; a matriz fica similarmente assentada numa inserção de montagem temperada na parte superior (Fie. 3 .2.17). Para facilitar o fluxo de material, a camisa diretamente nas vizinhanças do plano posterior de prensagem é feita com uma conicidade de 20°. O material do punção de prensar é o BOhler Sp. K com HRc 62 + 2. A matriz é de aço ao carbono cementado com 0,13 a 0,19% de carbono. Recozida, com HB 140, e velo cidade de prensagem de 0,1 mm/min. 4. Tampa com nervuras obliquas. Se o punção do molde de compressão de plástico levantar o produto internamente roscado para fora da cavidade, nervuras oblíquas freqüentemente são utilizadas na peça. Neste caso, o produto levantado pelo punção
Fig. 3.2.17. Fresa e matriz necessárias para a produção
de moldes de botão de girar nervurado. "Fresagem invertida":
a rresa rica na parte inrerior e a matriz na superior.
434
PLÃSTICOS
girará levemente durante a elevação, rachará, e então será facilmente desrosqueado. Assim, entende-se que sejam feitos esforços para encontrar a tecnologia de fresagem a frio das tampas de nervuras oblíquas. Na prática, foram utilizados dois métodos para esse fim. Um deles, a fresagem das tampas, requer dentes de vários tamanhos com estrias oblíquas. Neste caso, um sulco com o mesmo passo da nervura é feito no corpo superior e cilíndrico da fresa, com isso assegurando o progresso na rotação da fresa . Neste caso, o molde é mais simples, mas a prensagem freqüentemente deve ser interrompida para afrouxar a fresa na cavi dade, continuando-se então a fresagem. Um corte deste molde é mostrado na Fig. 3.2.18. A bucha temperada 3 é fixada ao anel 4 através do pino temperato 7. As esferas de rolamento 9 ficam entre a bucha
Fig. 3.2.18. Equipamento necessário para a produção de molde de tampa de nervuras oblíquas.
Há um sulco, paralelo às nervuras da tampa, no fuste da fresa .
flesa , 3 = anel portador (bucha temperada), 4 = caixa (anel),
5 = matriz, 6 = disco de inserção (temperado), 7 = pino temperado, 8 = placa inferior
de pressão, 9 = esferas temperadas, 10 = rosca para a extração do punção .
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= placa, 2 =
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e o sulco oblíquo semicircular da fresa 2. A placa de pressão 1 é prensada pela mesa da máquina; com isso, a fresa 2 não somente é prensada na matriz 5, mas também gira ao mesmo tempo. aconselhável parar a prensagem a cada 3 ou 4 mm, para retirar o punção de prensar da matriz, através da rosca 10, esfregar nela Mo~, e contínuar a prensagem . Se ocorrer com freqüência a produção de tampas oblíquas, o molde deverá ser pro duzido (Fig. 3.2.19). Sua operação é semelhante àquela descrita anterionnente, com a diferença de que a trajetória oblíqua é usínada nos discos-guias 6. Quatro ou seis pistas oblíquas com passos variáveis podem ser usinadas no mesmo disco-guia; assim, com o mesmo molde a fresagem da nervura com passo variável poderá ser efetuada. O giro do pW1ção é assegurado pelo pino-guia de rolete 16, facilitado com as esferas de rola mento 2, colocadas entre as placas de pressão 1 e 3.
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Fig. 3.2.19. Ferramenta de fresar corpos de moldes com nervuras helicoidais.
1 = placa de pressão superior, 2 = esferas de rolamento, 3 = placa de pressão inferior, 4 = fresa,
5 = placa de retenção, 6 = disco-guia, 7 = inserção de molde (matriz), 8 = parafuso, 9 = caixa ,
10 = arruela, 11 = parafu so,12 = anel protetor, 13 = parafuso de retenção da fresa,14 = in serção
rotativa, 15 = contrapino , 16 = pino-guia de rolete,17 = rolete,18 = arruela, 19 = anel portador
cônico e temperado .
B. Fresagem de redução Os moldes de alguns produtos (p.ex ., corpos de canetas esferográficas octogonais ou recartilhados com camisa longa, delgada, mas não completamente cilíndrica) não podem ser produzidos por corte ou fresagem de rebaixar. Embora , como solução de emergência, tenha sido produzido um molde que consistia de três partes. Entretanto, a junção dos segmentos pennanecia visível na fonna de uma linha viva. A tecnologia da fresagem de rebaixar não pode ser utilizada para a produção de moldes também de tais produtos, pois a fresa longa e delgada seria extremamente difí cil de prensar contra a matriz em tal extensão.
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Para a produção de tais moldes, é adequada a tecnologia da chamada "fresagem de redução". A essência desse processo é que a fresa polida e temperada, cujas dimensões são aumentadas com o fator de contração, ajusta-se ao formato do produto, e é colocada na cavidade cilíndrica preparada por corte (perfuração) de uma matriz de aço doce. Então a matriz de paredes relativamente delgadas é prensada através de um furo cônico de um anel de redução temperado. O furo cônico prensa as paredes do corpo contra a fresa, e a cavidade originalmente cilíndrica toma a forma das nervuras e serrilhas da fresa. ~ bem natural que existam produtos com nervuras tão profundas que sua cavi dade de molde não possa ser produzida de uma só vez. Nesse caso são feitas várias fresas, cujos perfis aproximem-se gradualmente do perfil fmal necessário, e a matriz depois do recozimento - é prensada através do furo cônico do anel por várias vezes (Fig.3.2.20). I}
Fig. 3.2.20. Esboço de fluxo de redução.
1
= placa de pressão, 2 = fresa de redução, 3 = anel de pressão,
4 = inserção de molde preparada (matriz), 5 = anel redutor,
6 = caixa, 7 = anel portador, 8 = anel de suporte.
O processo tem uma alternativa, quando a matriz que inclui a fresa é prensada somente por alguns milímetros (6, 10 ou 15 mm) contra o anel uniformemente cônico. Depois de recozimento adequado, se necessário, o processo será repetido várias vezes (Fig . 3 .2.21). Naturalmente, o diâmetro externo da matriz irá diminuindo, mas ela ficará cada vez mais longa, já que parte do material não fluirá somente na direção da fresa, mas também numa direção longitudinal. A elongação deverá ser usinada após cada pren sagem. A matriz que concordar com as dimensões finais será cementada e instalada no corpo do molde. Surgem forças radiais significativas no anel de redução; portanto, ele deve ser
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envolvido por um anel portador pro tendido que consiste de duas ou três partes prensa das uma contra a outra. Os cálculos para a determinação de suas dimensões podem ser encontrados no item 2.1.3 . As peças principais do molde de fluxo de redução (v . Fig. 3.2.20) são as seguintes:
Placa de pressão. Com material Bohler Sp K, temperado a HRc 61 a 63, e deve ser retificada cuidadosamente na parte inferior e na superior.
Fig. 3.2.21. Fluxo de 1 = placa de pressão, 2 = anel de pressão, 3 = inserção temperada, 4 = inserção de borracha, 5 = fresa de redução, 6 = anel de redução, 7 e 8 = caixas, 9 = arruela, 10 = inserção de molde (matriz), 11 = anel portador.
Punção/freso de redução. Com material Bohler Sp K, endurecido a HRc 6 1 a 63, polido. O comprimento dessa parte moldada deve ser alguns milímetros maior (8 a 10 mm) que o comprimento necessário do produto . ~ bastante desejável que seja levemente cônica (l a 2°); assim, será mais fácil retirar a inserção do molde acabado. Uma parte com sulcos transversais é torneada acima da parte moldada, com cujo auxIlio a fresa é retirada da inserção do molde. Anel de pressão. Com material Bõhler Sp K, temperado a HRc 61 a 63. O anel parador transfere a pressão da mesa da máquina para a inserção do molde a ser redu zida. Suas placas inferior e superior e de tampa são cuidadosamente retificadas para lelamente.
..
438
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Inserção de molde. O material para partes de molde termorreativas é o aço ao carbono cementado com teor de carbono do 0,13 a 0,19%, recozido a HB 130, e para moldes que processem termoplásticos é o aço ao carbono cementado com 0,07 a 0,13% de C, recozido a HB 120. A cavidade interna, que se ajusta ao diâmetro externo do produto, deve ser feita por corte, naturalmente considerando-se a contração. A superfície é cuidadosamente polida. Seu diâmetro externo é de cerca do dobro do diâ metro externo da cavidade do molde, e seu comprimento deve ser no mínimo d/2 maior que o diâmetro d do produto. A conicidade da camisa externa na parte superior é de cerca de O,So, na parte inferior de 1 a 3° em um comprimento de 10 a IS mm, de acordo com a conicidade do anel de redução. Anel de redução. Com material AISI 384, HRc 61 a 63. A redução é realizada com uma zona cilíndrica de cerca de 4 a 6 mm de largura na parte central. Existem partes de muita conicidade acima e abaixo dessa parte. A superfície interna é cuidadosa mente polida (Fig. 3.2.22). RQ 0.54
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Fíg. 3.2.22. Anel de redução.
Caíxa: O material é o aço ao carbono cementado com 0,10 a 0,16% de C. Devido às forças radiais significativas que surgem, é aconselhável utilizar uma caixa proten dida. Anel portador. O material é o aço ao carbono com cerca de aB = SO kp/mm2. ~ aconselhável introduzi-lo na caixa na condição de quente. O anel portador é neces sário com o fim de evitar acidentes: se a caixa explodir como resultado de grandes for ças, o anel portador evitará que as partes expludam.
Arruela. O material é o aço ao carbono com cerca de aB = SO kp/mm2 de resistên cia. Deve ser maior em alguns milímetros que a inserção do molde. Sua parte inferior e a superior devem ser cuidadosamente retificadas paralelamente. As partes preparadas e montadas são colocadas sobre a mesa da máquina, e a inser ção do molde é lentamente prensada através do anel de redução. A velocidade de pren sagem é de 1 a 6 mm/min. O formato densamente nervurado pode ser produzido em dois ou três estágios. A seção transversal das fresas de "pré-redução" deve aproximar-se gradualmente do perfil final desejado (Fig. 3.2.23).
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Exemplo I: O material da inserção moldada necessária para um produto de seção octa gonal é o aço ao carbono cementado com teor de 0,07 a 0,13% de C. A fresa de redu ção ajusta-se à seção transversal flnal e dois anéis de redução com aberturas diferentes foram utilizados para a redução da pressão. O diâmetro do primeiro furo é de 40 rum, e o do segundo de 39,2 mm (Fig. 3.2 .24).
01
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Fig.3.2.23. Seções transversais de fresa
de pré·redução (a), e fresa de acabamento (b).
Exemplo 1/: O material do molde para a parte superior do corpo de urna caneta esfe rográfica é o aço ao carbono cementado com teor de 0,07 a 0,13% de C (Fig. 3.2.25). Três prensagens de redução foram utilizadas em cada caso, com avanço de 10 rum e forças de compressão de 21,3, 28,3 e 35 Mp. A fresa é retirada da inserção do molde após cada redução, com o dispositivo mostrado na Fig. 3.2.26. Antes de cada nova retirada, a fresa é cuidadosamente esfregada com
Mo~.
C. Fresagem bidirecional Se houver superfícies cônicas ou cilíndricas em seqüência no produto, a inserção de molde necessária poderá ser produzida com fluxo bidirecional. Com fresagem de rebaixar simples, o material - devido às partes cônicas - não se ajustaria precisamente às superfícies cilíndricas. Tais partes do molde não podem ser produzidas também com a üesagem de redução, pois é difícil preparar a cavidade (limitada na maior parte por pequenas superfícies curvas e retas) com corte, no qual a inserção de redução pudesse ser colocada sem a necessidade de um fluxo de material de magnitude irreal.
440
PLÁSTICOS 1--'~,,-,I,.-,-t-=-:-...:0 O,_2~~
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Inserção de molde
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(matriZ)~' 7 5H 7 Octógono irregular, H7
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"Dimensões indicadas em um dos punções a ser feito, mais 0,02 mm
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Fresa de redução
Anel de pressão
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Superf(cie em contato com o corpo a ser polido No primeiro anel ~ 40 No segundo anel ~39. 2 Anel de redução --g,76 cl
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A---+--~~~~l--.L M
Flg. 3.2.24. Inserção de molde (matriz) (a), anel de pressão, (b), anel de redução (e), e fresa de redução oetogonal (d). Seção A
~ ~ A
~:
--.
A
--. B
Seção B
el corpo preparado UL---L..L..L
a) inserção de molde,
b) fresa de redução,
Fig. 3.2.25. Corte de corpo acabado (a), sua fresa de redução (1),
corpo preparado de molde para a parte superior de caneta esferogrllfica (e).
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441
Em tais casos, um processo bem conhecido consiste na colocação de inserções de deflexão temperadas no anel portador, que dirijam o material da inserção moldada ao ponto necessário. Um exemplo é mostrado na Fig. 3.2.27. Nos quatro lados do punção de prensar, que pode ser visto na Fig. 3.2.28, placas planas dividem de outro modo a superfície cônica. O material da inserção do molde flui para esses pontos através do uso de placas de deflexão (Fig. 3.2.29). De acordo
Inserção de molde de redução (matriz) I f;:(l I,J
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Anel de redução Anel de detenção /
I
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Placa de sustentação superior
~'------l--...jl,-- _ Luva de sujeição
. . - Cartucho de sujeição Coluna portadora
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Cabo Bxtrator
Placa de sustentação inferior Placa inferior
~ Porca borboleta Fig. 3.2.26. Extrator.
Fig. 3.2.27. Diagrama esquemático
de fluxo frio bldirecionaJ.
= placa delressiIo, 2 = punção de prensagem
superior,3 = anel.guia, = inserção de molde, 5 = caixa, 6 = inserção
defletora, 7 = inserção de suporte, 8 = fresa, 9 = placa inferior.
1
442
PLÁSTICOS
com experiências, é aconselhável colocar a fresa na parte inferior da caixa, e prensar a matriz macia com o chamado punção de prensar. O punção de prensar é formado de modo a ser internamente oco, para que o material flua da matriz para tal ponto. A 0 superfície de prensagem deve ser feita com uma conicidade de 150 de maneira seme lhante, com o objetivo de dirigir o fluxo de material.
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Fig.3.2.28. Fresa para t1uxo bidirecional.
Fig. 3.2.29. Inserção de det1exão.
Um outro exemplo é mostrado na Fig. 3.2.30. O material da fresa, do punção de prensar e das placas defletoras é o Bohler Sp K, temperado a HRc 61 a 63, polido. O material da matriz é o Phonix Parforce Sp.5. O material, formação e tratamento térmico da caixa, da arruela, etc., são os mesmos que no caso da fresagem. Esfrega-se com MoS 2 da mesma forma descrita nos processos anteriores. Se o fluxo de material parar por qualquer razão, o recozimento da matriz deverá ser efetuado da mesma forma descrita. A pressão aplicável é determinada através da seção transversal do punção de prensar e, pelo que já foi mencionado, aproximadamente 300 kp/mm 2 de capacidade de carga específica. A velocidade de prensagem é aproximadamente a mesma que na fresagem. Devido às pressões muito significativas, é aconselhável utilizar dois anéis portadores protendidos.
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PLÁSTICOS
3.2.2. Produção moderna dos moldes de injeção para termop/ásticos 3.2 .2 .1. Produção de moldes pelo método galvanoplástico A produção de inserções/moldes de injeção pelo método galvanoplástico pode ser considerada, hoje, como já solucionada. Esse processo é altamente adequado para a produção de inserções de moldes de engrenagens, sinais, objetos decorativos e outros produtos complicados (Fig. 3.2.31, v. Apêndice). Para produzir um molde de qualida de galvanoplasticamente boa, primeiro deve ser feito um gabarito dimensionalmente preciso e completamente uniforme. A essência do processo galvanoplástico é a de colocar uma camada de metal de 2 a 5 mm de espessura sobre o gabarito. Antes de iniciar os processos que dependem do material do gabarito, é necessário um tratamento adequado , de tal forma que, após a deposição do metal, o gabarito possa ser removido da camada de metal. Desta forma, a camisa de metal não é danificada. Com relação à utilização, a qualidade do material do gabarito utilizado para olo processos galvanoplásticos não é indiferente. O gabarito mais elementar é feito de madeira. Entretanto , esse não é adequado para a produção de peças precisas e dimensionalmente exatas. Se somente um único molde for necessário a partir do gabarito, o metal mais ade quado será a liga estanho-chumbo-bismuto (metal Wood). b um bom condutor. Pode ser diretamente deixado em suspens[o no banho galvânico . Após atingir a espessura de camada adequada, o modelo original é fundido e derramado para fora da camada depositada. Entretanto, a desvantagem desta liga é a de que é difícil retirá-la por fusão de sulcos muito finos; portanto, a camada completada tem de ser usinada posterior mente, ocasionalmente, de forma significativa. Pode ser removido do gabarito, talvez, também com ácidos , mas estes podem atacar também a camada de metal depositado. As várias ligas de alumínio são mais adequadas para esse propósito, sendo facil mente usináveis e políveis. O gabarito pode ser removido da camada com lixívia cáusti . ca de soda quente . Os gabaritos feitos de material termoplástico e resina epóxi também são altamente adequados . Os primeiros são facilmente removidos da camada acabada com solventes ou aquecimento brando . O último é bem sólido, e após a galvanização pode ser sim plesmente puxado da camada. Ambos os materiais devem ser tornados condutores através de um processo químico, naturalmente, antes da eletrodeposição. Se tiverem de ser feitas várias impressões com o mesmo gabarito , então os aços inoxidáveis serão os mais adequados. Embora sejam mais difíceis de usinar que alumí nio ou plástico, é desnecessário tomar sua superfície eletronicamente condutora através de uma operação separada, e, comO resultado de sua passividade (inatividade), são facilmente separados da camada. Um gabarito adequado para utilização múltipla pode ser produzido também a partir de cobre , latão e bronze, mas primeiro devem ser deixados inativos ou recobertos com uma fina camada de cromo para a separação. Independentemente do material utilizado no gabarito, os cantos vivos e sulcos profundos na superfície devem ser evitados. O metal separa-se do banho numa camada muito mais fina nesses pontos; conseqüente mente, rachaduras e rupturas podem ocorrer facilmente neles. Os sulcos não devem ter
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profundidade maior que metade de sua largura. Os gabaritos feitos de metal devem ser deixados inativos antes da eletrodeposição, para que possam ser separados da cobertura de metal galvanizado. A inativaçiIo em geral é uma operação bastante complicada. Uma descrição da com posição e de todos os dados tecnológicos excederia o escopo deste livro, pois o pro cesso é diferente para cada metal (dados adicionais podem ser encontrados na litera tura técnica - Bib!., 3). O gabarito mais freqüentemente utilizado é feito de alumínio. Sua inativação é a seguinte: 1) desengorduramento com benzeno; 2) desengorduramento em lixívia, a 60 ou 80°C; 3) lavagem em água fria, seguida de 4) cauterização em ácido (ácido sulfúrico, 1 a 10% a 20 ou 30°C); 5) lavagem em água fria. Se o gabarito não for feito de metal, sua superfície terá de ser tomada eletricamente condutora para que a deposição eletroquímica da camada de metal seja possível. A superfície pode ser tomada condutora através da deposição química de cobre ou níquel. A deposição química de metal é precedida por várias operações. Como primeiro pas so, a superfície é desengordurada numa solução alcalina. Quando se prepara a solução de desengorduramento, deve-se evitar o uso de lixfvias altamente cáusticas. As substâncias químicas comerciais de reação química suavemente alcalina (soda, "Ultra-deterlg ent") têm tido bastante sucesso. O desengorduramento é efetuado por imersão na solução a 50 ou 60°C. O tempo de desengorduramento é de 5 a 10 minutos, dependendo da impureza dos objetos. O desengorduramento é seguido de uma lavagem completa. O passo seguinte na linha de operação é a sensibilização da superfície numa solução com a seguinte composição: cloreto de estanho-lI e ácido clorídrico, com peso especí fico de 1,19 e de 50 a 55 ml/litro. Após imersão por alguns minutos, o produto é retirado da solução. Então é feita uma ampla lavagem do produto em água potável, seguida de lavagem em água desti lada. O passo seguinte é a ativação da superfície. Na prática, é a imersão numa solução de ácido clorídrico e cloreto de paládio, ou numa solução de nitrato de amônia e nitra to de prata. O tempo de imersão é de 0,5 a 1 minuto. Para a composição do banho galvânico aplicável, várias prescrições podem ser encontradas na literatura técnica. O procedimento "Ni-Speed" recomenda o seguinte: • • • • • • • •
Sulfamato de níquel, Ni(NH2 S03 h + 4H 2 O 260 a 320 g/litro Sulfamato de cobalto,Co (NH 2 S03h + 4H 2 O 26 a 32 g/litro Cloreto de níquel, NiCb + 6H 2 O 5 g/litro Ácido bórico, H 3 B0 3 40 g/litro Temperatura do banho: 60 D C Valor do pH: 3,5 a 4,5 Intensidade de corrente: 1 a 3 A Ánodo: placa de níquel e cobalto.
O banho deve ser constantemente filtrado e misturado durante a operação. Algumas vezes surgem tensões na camada completada, que podem ser eliminadas pelo aqueci mento a 200 ou 240°C. O teor de cobalto da camada que se precipita diminui com o aumento da intensidade de corrente, mas aumenta com a elevação da temperatura do banho.
446
PLÁSTICOS
Se a espessura da camada atingir 2,5 a 5 mm, então a camada - para fms de monta gem no molde - será envolvida com uma liga de zinco de baixo ponto de fusão ou, no interesse de facilitar a condução de calor, com resina epóxi misturada com pó de alu mínio (cerca de 50% de pó de alumínio). A quantidade especificada de endurecedor é misturada à resina, observando-se as instruções de manuseio da firma fabricante. O tempo de endurecimento da resina é de cerca de 20 a 24 horas, à temperatura am biente. Quando a resina estiver endurecida, uma peça-amostra será removida do corpo de molde completado e, se necessário, o processo deverá ser repetido. Recentemente, o método de deposição de metal sem corrente, o chamado método Chemoform (Metalloberf7aeche, pg. 329, 1967), tem aparecido mais ou menos fre qüentemente. O processo parece ser muito interessante e simples. A discussão acima naturalmente não se estende a todos os detalhes. A meta não foi tanto a descrição do processo em todos os detalhes, mas, ao invés disso, demonstrar que a produção do molde pode ser consideravelmente simplificada com métodos relati vamente simples, e com adequados conhecimento técnico e prática, especialmente se o problema envolver a produção de produtos muito complicados (p.ex ., rodas helicoi dais, ale tas de bombas, etc., feitas de plástico).
3.2.2.2. Produção de moldes a partir de
po1i~ster
e resina epóxi
Com relação à velocidade e à simplicidade da tecnologia, os moldes de injeção feitos de poliéster ou resina epóxi são indubitavelmente os primeiros. Sua única desvantagem é sua má condutividade térmica. Por esta razão, os tempos de duração da moldagem de injeção são maiores com esses moldes que nos moldes de metal. Antes da constru ção do molde, é aconselhável realizar cálculos quanto à sua eficiência econônúca. Esses moldes devem principalmente ser feitos quando um número pequeno de peças for necessário (série-zero, protótipo)_ Para a produção do molde, aqui também é necessário o modelo feito de madeira, gesso, resina epóxi, metal, etc., considerando-se a contração. Ao utilizar o modelo de madeira, a superfície é polida ao brilho e borrifada com várias demãos de esmalte ou nitro-verniz, e cuidadosamente seca (a 100 a 120°C por 24 horas). O modelo é preso sobre uma placa de metal, e tanto o modelo como a placa de metal são recobertos com óleo de silicone ou solução de tricloro-etileno de óleo de silicone como uma camada de separação, e secos. A cobertura deve ser fma, mas uni forme e contínua . Uma armação de tamanho adequado é montada em tomo do mode lo, na qual é vertida uma quantidade especificada (cerca de 1/3) de resina epóxi mistu rada com endurecedor (misturados com um motor por 10 minutos e a 60 a 80 rpm), sob constante batimento ou agitação à temperatura ambiente, ou aquecida, dependen do da qualidade da resina. No último caso, o modelo também é pré-aquecido à mesma temperatura. um bom conselho misturar primeiro pó de alumínio ou de ferro fundi do na resina, o que aumenta a resistência e reduz a contração. A quantidade de pó de metal pode ser de 60 a 80% do peso da resina. Granulometria de 0,06 mm. A fundição deve ser realizada rapidamente, pois de outra forma a resina engrossa. Então, toda a composição é deixada endurecer (secar) a uma temperatura máxima de 100 a 120 0c. A contração a essa temperatura é de 0,3 a 0,5%. O modelo é levantado da resina endu
e
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
447
recida e retirado na condição de pronto para montagem em relação a suas dimensões externas. Uma ferramenta de ponto de metal dura, com pequena profundidade de corte e avanço, é utilizada para sua usinagem. Para o resfriamento do molde é aconselhável instalar dutos de ferro ou cobre na armação antes da fusão; com isso, a conexão à rede é facilmente assegurada. A super· fície dos dutos de resfriamento deve ser muito maior que a de costume para os moldes feitos de metal. Resultados muito bons podem ser conseguidos com moldes feitos de resina epóxi, nos quais uma das metades - preferivelmente o núcleo que forma a cavi dade - é feita de metal. A má condutividade térmica das resinas epóxis pode ser com pensada. Os moldes feitos de resina epóxi possibilitam várias centenas, ou talvez vários milhares, de moldagens de injeção.
3.2.2.3. Produção de moldes através da prensagem de metal fundido Podem ser fabricados moldes para a produção de séries de tamanho médio, ou para moldes de cavidades múltiplas, pela fusão e compressão de metais fundidos. A essência deste processo é que o modelo do produto, feito de aço, seja montado em uma armação adequada; recebe em torno de si o metal fundido. Então, é mantido comprimido em alta pressão numa prensa hidráulica até que esteja completamente resfriado . A superfície do modelo de aço naturalmente é polida, e eventualmente recoberta com uma camada dura de cobre. Então (no plano de partição do futuro molde) ele é preso a uma placa de aço de espessura adequada (20, 30 ou 50 mm), polida de ambos os lados. Em um caso mais simples, o modelo e sua placa-base são feitos em uma só peça. Se houver um rebaixo no produto, e o plano de partição do molde não for uma das faces estremas do modelo, então o molde deverá ser separado em dois (no plano do rebaixo). Um elemento de molde separado deve ser produzido para ambas as partes. Uma camisa deve ser construída em tomo do modelo, presa ã base. Essa camisa na maioria das vezes tem seção circular, mas também pode ser prismática. A camisa é usinada a partir de material sólido; camisas soldadas não têm tido sucesso. A camisa é presa ã base, possivelmente com sobre-encerramento . Sua cavidade interna é cônica na direção do modelo (Fig . 3.2.32). A superfície interna da camisa é lubrificada com óleo de grafita para facilitar a extração da peça fundida acabada. O equipamento é pré-aquecido a uma temperatura que depende do material a ser introduzido. En tão , é cheio com uma quantidade de material suficiente. bnediatamente após a fundição toda a unidade é colocada numa prensa hidráulica e mantida sob pressão, dependend do material introduzido, até o resfriamento. A temperatura de introdução, temperatura de pré-aquecimento e a pressão aplicável estão relacionadas na Tabela 3.2 .1. Já que o material resfria em pressã'o constante, a dimensão da fundição negativa é exatamente a mesma do modelo . Assim, não há neces sidade de tolerância de contração. Depois do resfriamento, o modelo é cuidadosamente retirado da peça fundida. A superfície externa da peça fundida deve ser modelada de acordo com as dimensões da caixa do molde. A cavidade do molde deve ser cromada. Entre os materiais de fundição costumeiros, as ligas de zinco , ou seja, as ligas conhe
448
PLÁSTICOS Tabela 3.2.1. Dados tecnológicos para prensagem de metal lfquido
S{mbolo ou composição do material
Temperatura . de pré-aquecimento do molde [ °C
Temperatura de introdução do material °C
Pressil'o aplicável kpjcm 2
ZnAI 3 Cu,
220-250
410-430
1000-1500
Cu 4 %, Ni 2%, Mg 1.5 %, AI 92.5 %
330-350
670-740
1500-2000
Cu 58 %, Mg+AI+Fe Sn 7.5%, Ni 3%
325-375
920-940
1500-2000
"ZAMAK 2" AI 3.5-4.5%, Cu 2.5-3.5 %, Mg 0.02-1 % Zn 92-95%
150-200
500
1000
cidas pelo nome de "Zamak" são as mais fáceis de manejar. Entretanto, são as mais macias; assim, são adequadas somente para a produção de séries menores. As ligas de alumínio - devido à sua boa condutividade térmica - permitem curto período de ciclo de moldagem de injeção. Entretanto, têm propensão à contraçã'o. O modelo deve ser cromado. As lígas de cobre somente podem ser fundidas a tempe raturas relativamente altas. Resultados muito bons foram conseguidos com bronze -ben1io (1,9 a 2,1 % de Be). As partes de molde fundidas desta liga sa-o endurecidas em água fria e tratadas termicamente a 350 ou 400 °c por meia hora. Assim, a resis tência de tração do material será aB = 120 a 130 kp/mm 2 . O material pode ser refun dido; assim, o alto preço do ben1io não representa um custo insuportavelmente alto para o molde, na análise final. • Para produtos de paredes delgadas é aconsell1ável produzir a parte do molde que contém a cavidade do molde de cobre ou alumínio, de acordo com o procedimento descrito. Quando a peça fundida de alumínio ou cobre é resfriada sob pressão na prenE
F A
B
c [
Fig. 3.2.32. Esboço de prensagem de metal Uquido.
A = amostra de metal, B = inserção (a outra metade
do molde a ser feito), C = camisa , D = placa-base,
E = fresa, F = metal Hquido.
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
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sa hidráulica, a peça fundida é deixada na annação, mas o modelo é retirado junta mente com a placa-base_ Então, girando-se a annação, derrama-se a liga de zinco na cavidade fonnada pelo núcleo de aço, deixando-se resfriar sob pressão. Assim são obti das duas partes de molde que encaixam precisamente uma na outra. A espessura da parede do produto é obtida pela cauterização da liga de zinco, de acordo com o méto do que segue. Primeiro, a peça fundida é cuidadosamente desengordurada (em benzeno ou tricloro-etileno), então todas as superfícies que tenham sido protegidas da cauteri zação são recobertas com uma camada fina mas contínua de laca zapon ou verniz de esmaltar. Depois do resfriamento e endurecimento adequados do verniz de esmaltar, o macho é imerso no banho de cauterizar a 150°C. A composição do banho de caute rizar é: ácido clorídrico (HCI), 35%; ácido nítrico (HN0 3 ), 10%; e água (H 2 O) 55%, em peso. A densidade da solução é 12 °Be a 18°C. A quantidade de líquido de cauterização calculada para cada centímetro quadrado da superfície a ser cauterizada deve ser de no mínimo 15 cm 3 . O macho deve ser levantado com freqüência do banho e a preci pitação f·etirada da superfície, pois assim a superfície cauterizada será mais unifonne. Se o banho enfraquecer (a cauterização diminuir), será adicionado o banho fresco. A temperatura. do lilanho é freqüentemente verificada. A temperatura mais adequada fica entre 20 e 30°C. Após cauterização da quantidade necessária, o macho é remo vido do banho, lavado em água corrente, lubrificado em vaselina, então encaixado em outras partes do molde de injeção. 3.2.3. Produção dos moldes a vácuo
Os moldes a vácuo, dependendo da quantidade a ser fabricada, são produzidos a partir de madeira, gesso, resina fundida ou liga de zinco. Somente os moldes de peças de amostras necessários para a produção de um protó tipo ou uma série-zero são feitos de madeira, se possível de madeira dura. Este é o molde mais barato, ao mesmo tempo o menos estável dimensionalmente, com a menor vida útil. Sua vantagem é o isolamento térmico. Assim, a placa de plástico quente não se solidifica quando em contato com o molde. O molde feito de gesso (após secagem por vários dias) é adequado para a produção de 50 a 100 peças. É aconselhável colocar um fio fino de cobre no molde de plásticp durante a fundição, especialmente nos pontos críticos: próximo a cantos ou bordas projetados. Desta fonna, a resistência é significativamente aumentada. O assenta mento adequado da amostra sobre a placa-base deve ser assegurado. O diâmetro das aberturas de ventilação deve ser de 0,5 a 0,8 mm. Se um pouco de gelatina (cerca de 4%) for misturada ao gesso durante a produção do molde - embora o gesso assen te mais lentamente - após a secagem será mais duro e mais usinável. Um molde muito bom e durável pode ser feito de resina epóxi , especialmente se, além do componente de endurecimento, cerca de 40 a 50% de pó fmo de alwnínio ou, para moldes maiores, lã de vidro forem adicionados para aumento de resistência. Esses moldes praticamente não se contraem durante a secagem, têm corte livre e as partes danificadas durante a produção podem ser facilmente reparadas . O procedimento utilizado mais freqüentemente é o seguinte: Primeiro, uma peça de amostra é feita de madeira ou gesso. A amostra é colocada em uma máquina fonnadora de vácuo, e é feita uma impressão de uma placa de alta
450
PLÃSTlCOS
resistência (p.ex., poliestireno). A impressão é enchida com gesso ou resina epóxi. Então, após secagem, e os reparos eventualmente necessários, são produzidas tantas impressões desta primeira (na máquina de formação de vácuo) quantas forem as cavi dades a serem feitas. As impressões são presas em um arranjo adequado a uma placa numa armação de madeira, e revestidas com resina epóxi. Para eliminar a adesão, as superfícies a serem preparadas são tratadas com uma pasta feita de óleo de silicone numa mistura de 50/50% de vaselina e querosene. Depois do endurecimento da resina, as peças defeituosas são reparadas, e as aberturas de ventilação são perfuradas. Se necessário, dutos de resfriamento também podem ser colocados na resina líquida. Assim o molde fica pronto para uso. Para a produção em massa, o molde é feito de zinco. A mais adequada para esse propósito é a liga conhecida como Zamak. Esta, além do zinco, contém os seguintes elementos de liga:
"Zamak 2": 3,5 a 4,5% de AI, 2,5 a 3,5% de Cu e 0,02 a 0,1% de Mg, o restante de zinco. "Zamak 5": 2,5 a 4,3% de AI, 0,7 a 1,2% de Cu e 0,03 a 0,08% de Mg, o restante de zinco. G
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Fig. 3.2.33, Molde de aço para fundição de metal "Zamak".
A = parafusos de fixação, B = contrapinos, C e D = furos de ejeção, E = molde de aço, F = placa-base, G = parte superior do molde. .
MATERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
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Propriedades de resistência: "Zamak 2": resistência de tração 0B = 35 kp/mm 2 , elongação o = 8%, HB = 100.
"Zamak 5" : resistência de tração 0B = 35 kp/mm 2 , elongação o = 7%, HB = 90.
A liga mencionada pode ser facilmente derramada no molde de aço e, após resfria
mento , fica pronta para usinagem, se necessário.
5°
~--'-
A
'"'"
20
Fig. 3.2.34. Corte transversal de uma unidade
formadora de vácuo.
Os moldes de aço são feitos de três partes, confonne mostrado na Fig. 3.2.33. As três partes são presas umas às outras durante a fundição, com os parafusos rI de tamanho adequado. A posição extra é assegurada pelos contrapinos B . Depois da solidificação do material e da remoção dos parafusos de fixação, os moldes são virados e abertos tomando-se as duas bordas. Os furos de sucção são perfurados subseqüente mente (Fig. 3.2.34). Depois da produção da quantidade necessária de peças fundidas, são cuidadosamente encaixadas e assentadas em uma annação feit a de cantoneiras (Fig. 3.2.35). As mesas que se projetam dos lados das peças fu ndidas externas devem ser removidas. É mesmo mais correto preparar sulcos ou nervu ras de tamanho adequa do na annação de cantoneiras. Se necessário, cada segunda ou te rceira linha deve ser fixada por tirantes .
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PLÁSTICOS
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Fig. 3.2.35. Instalação de unidades formadoras de vácuo
numa armação; as partes são encaixadas com sulcos.
BffiLIOGRAFlA DO CAPITULO 3.2 I. R6th-Kovács-Káldos, Szikraforgácsolás (Spark machining) . Múszaki KõnyvlUadó, Buda pest (1951). 2. Haure, Die Herstellung von Kunststoff-Press- und Spritzpresswerkzeugen durch Kalteinsen ken. Plasterverarbeiter. Carl Hanser Verlag, München No. 9, pp . 323-334 (1955). 3. Winkler, L., Galvanoformung, ein modernes Fertigungsverfa'hren Metalloberfliiche . No. 8, pp. 225-233; No. 9, pp. 261-267, No. 11, pp. 324---333 (1967).
MA TERIAL E FABRICAÇÃO DOS MOLDES
453
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4. FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS (LASZLO BARDOCZ)
4.0. Considerações gerais A fabricaçlro de produtos de plástico deve ser projetada de tal forma que, após a operaçã'o de formação principal (isto é, após moldagem de compressão, transferência ou injeça-o , fundiçã'o , etc.), seja necessária a mínima usinagem subseqüente. Entretanto, essa não pode ser inteiramente eliminada. Os semi produtos em forma de placa têm de ser cortados, e talvez puncionamento, estampagem ou perfuração também sejam necessários. Algumas vezes o formato e dimensões fmais dos produtos moldados por injeça-o e prensados sao resultantes de rebarbaçao, especialmente no caso de produção de um pequeno número de peças ou da necessidade de dimensões altamente precisas. Os possíveis defeitos das garrafas sopradas também são removidos por rebarbação. As partes plásticas a serem soldadas slro preparadas por rebarbaçã'o. A rebarbaçao de plásticos difere da dos metais, já que as propriedades dos plásticos diferem das dos metais. As principais diferenças e seu efeito podem ser resumidos da seguin te maneira: Quando se faz a rebarbaçao de metal, com usinagem a baixa velocidade: aparas quebradas; com usinagem de velocidade média: aparas cortadas; e com usinagem de alta velocidade, aparas contínuas são obtidas, isto é, aumentando-se a velocidade, melhoram-se as condições de raspagem . Na rebarbaçlro de plásticos, por outro lado, as aparas contínuas são obtidas em baixa velocidade, enquanto que em alta velocidade as apara_s ficam fragmentadas. Naturalmente, a qualidade das aparas depende do tipo de plástico. Esses fenõmenos foram estudados pelo japonês Dr. Kobayashi Akira . Para a raspagem de metacrilato de polimetila, a correlaçã'o entre a profundidade de corte, velocidade de rebarbação e o tipo obtido de aparas é mostrada na Fig. 4.0.1. As aparas contínuas surgem na área sombreada, e as aparas cortadas, na zona em branco . No caso de plásticos - sob certas condições - a dilataçã'o elástica é muito maior após a passagem da borda de rebarbação principal, que no caso dos metais. A Fig. 4.0.2 demonstra bem que, para o politetrafluoretileno (teflon), a redução do ângulo de ataque aumenta com a dilataçlro elástica. Pode-se verificar, para um ângulo de alívio constante de 10°, a quan1tidade de atrito relativa â parte posterior da ferramenta contra o plástico cortado para um ângulo de ataque negativo, em comparação â situação com ângulo de ataque positivo. O modelo de grelha foi preparado pOr pesquisadores japoneses com base em experimentos filmados. O atrito crescente eleva a temperatura de raspagem e o desgaste da face posterior da ferramenta. A dilatação é causada pelas tensões de compressão originadas pela pressão da ferramenta de corte contra o material. A questa-o é se essas tensões de compressão podem ser evitadas. A resposta é dada na Fig. 4.0.3. Ê evidente que, para ângulos de ataque positivos ou negativos pequenos, a componente Fm aponta para cima; assim, durante a operação, o material é puxado para cima. Com tim ângulo de ataque positivo grande, a componente Fm aponta para baixo, pois F' passa pela horizontal. O valor do ângulo de ataque, para o qual
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PLÁSTICOS
0,12 E E
0,10
.; o (J
0,08
t::
.,
0,06
"'C
2 I.
6
8 10 12
Velocidade de raspagem rnl s
Fig.4.0.1. Efeito da profundidade de corte e
da velocidade de raspagem sobre o tipo de
aparas (Bibl., 4). (Reproduzido com
permissão da Modem Plastics
Magazine, McGraw·HiU Inc.)
O material usinado é o meta crilato de polimetila;
ângulo de a taque da ferramen ta de rebarbação , 10° .
Ângulo de ataque da ferramenta: 40° Ângulo de alívio: 10°
Ângulo de ataque da ferramenta: 0° Ângulo de alivio : 10°
\
~~/
7
r
r11TT II
01
b)
ÂngulO de ataque / da ferramenta: _20° Ângulo de al(vio : 10°
Fig. 4.0.2. Efeito do ângulo de ataque da fenamenta de raspar na deformação
do produto (Bibl., 4).(Reproduzido com permissão da Modem Plastics
Magazine, McGraw·HiU Inc.)
O material usinado é o tetrafluoretileno : velocidade de raspagem, 0,0003 m/s; profundidade
de corte, 0,5 mm ; ângulo de alívio da ferramenta, 10°; ângulo s de ataque; a) 40° , b) 0 0 , c) _ 20 0
•
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÃSTICOS
457
a componente Fm vale zero, é chamado ângulo de ataque crítico. Este é o ângulo de ataque ótimo para uma ferramenta de corte de um s6 fio para a usinagem de plásticos. Em tal caso, n[o surgem nem tensões de tração nem de compressão no plástico na direç[o normal à superfície de corte . O ângulo de ataque crítico varia de acordo com o tipo de plástico. Seu valor é influenciado pela profundidade de corte, também. Os ângulos de ataque críticos para certos materiais termoplásticos s[o mostrados na Fig. 4.0.4 em função da profundidade de corte. A Fig. 4.0.5 demonstra que, em caso de ângulo de ataque crítico, o desgaste da ferramenta é mínimo. A ferramenta de corte sempre é retificada de forma que o ângulo de ataque não seja menor que o crítico. Um ângulo de ataque muito grande deve ser evitado, pois deixa as aparas fragmentadas (Fig. 4.0.6). O plástico ficará arruinado como resultado da alta temperatura. Durante a rebarbaçlfo de metais é admissível uma temperatura de centenas de oCo Para plásticos termofixos , 150°C, para termoplásticos (com exceçã'o de um ou dois) admite-se uma temperatura de rebarbação máxima de 60°C. Mesmo uma pequena elevação da temperatura pode causar aparas contínuas ao invés de cortadas, especialmente nos materiais termo· plásticos. Apara Ferramenta
Fig. 4.0.3. Forças que atuam na ferramenta de rebarbação de um gume e no produto (BibI., 4).(Reproduzido com permissão da McGraw·HilIlnc.) F' = força de rebarbação resultante, Fn = força normal que surge na face lateral da ferramenta, F s = força de atrito que surge na face lateral da ferramenta, Ff = componente direcional de rebarbação da força de rebarbação, FI?) componente normal à direção da força de rebarbação, 6 = ângulo de ataque ela ferramenta," = ângulo de alívio da ferramenta,f= profundidade de corte.
=
458
PLÁSTICOS
Os plásticos são isolantes ténnicos. Sua condutividade térmica é de cerca de três por cento da dos metais. Portanto, a maior parte da quantidade de calor gerada na raspa gem é forçada a sair através da ferramenta . Devido à má condutividade térmica dos plásticos, o interior dos objetos de plástico não se aquece, exceto as camadas próximas da superfície. O coeficiente de expansão ténnica dos plásticos é um múltiplo do dos metais. Con seqüentemente, como resultado do calor gerado na rebarbação, ficam defonnados em grau muito maior que os metais. As dimensões medidas durante a raspagem não são idênticas àquelas medidas após o resfriamento do produto. Todas essas propriedades térmicas tomam necessário o resfriamento intensivo durante o corte. Possivelmente a ferramenta e o produto também devem ser resfriados. Ar comprimido, ou um certo líquido refrigerante, pode ser utilizado, desde que não «'
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Metacrilato de polimetila
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15
20
ÂngulO de ataque (1) •
Profundidade de corte
Fig. 4.0.4. Ângulos de ataque críticos de vários terrnoplásticos, em função da profundidade de corte (Bibl., 4). (ReprodU2ido com permissão da Modem Plastics Magazine, McGraw·Hill Inc.) Velocidade de raspagem , 0,013 m/s.
O
Fig. 4.0.5. Desgaste de ferra!J1enta de aço de
alta velocidade em função do ângulo de
ataque (Bibl., 4).(Reprodurido com permissão
da Modem Plarries Magazine, McGraw·Hill Inc.)
Velocidade de raspagem: 7 ,3"m/s; profundidade
de corte: 0,1 mm; o desgaste foi medido em micra após a separação de aparas de comprimentQs idênticos.
bl
Fig. 4.0.6. Efeito do ângulo de ataque da ferramenta sobre o
tipo de aparas (Bibl., 4).(ReprodU2ido com permissão da
Modem Plastics Magazine, McGraw·HilJ Inc.)
Material raspado: metacrilato de polimetila; velocidade de
raspagem: 0,003 m/s; profundidade de corte: 0,25 mm; ângulos
de ataque: a) 20° (aparas cortadas), b) 40° (aparas fragmentadas).
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
459
ataque o plástico . A insuficiência do resfriamento é notada pelo fato de que traços de cozimento surgem nos materiais termofixos, enquanto as aparas dos materiais termoplásticos fundem-se juntas; a superfície raspada toma-se pastosa e expande-se. Para reduzir o aquecimento, as bordas da ferramenta de corte s!fo retificadas de forma a ficarem afiadas como navalha, e as placas s!fo polidas . Portanto, após esmerilhamento em disco de carbeto de silício, devem ser polidas em um disco de diamante. O acabamento de espelho da face posterior é especialmente importante, pois o atrito que surge como resultado da dilataç!fo pode ser substancialmente reduzido. A ponta aquecida durante a afiaç!fo n[o deve ser resfriada em água, pois pode rachar. As fábricas pequenas fariam bem se n1l"0 executassem a afiaç[o da ferramenta, já que, se isso for necessário, a firma fabricante deverá ser requisitada para fazê-lo. A resistência dos plásticos é muito menor que a dos metais . Portanto, deve-se prescrever alta velocidade de rebarbação, mas pequena profundidade de corte e pequeno avanço. A armação de reforço, ou os materiais de enchimento dos plásticos, desgastam a ferramenta de corte muito mais que os metais. O efeito de desgaste do vidro é especialmente alto. Portanto, as ferramentas de aço não são adequadas para rebarbar este tipo de plásticos. São necessárias, ao menos, ferramentas de aço de alta velocidade, mas as ferramentas com pontas de carbeto sinterizado s[o ainda melhores. Ao escolher a ponta de carbeto sinterizado, a superfície do produto a ser usinado e a qualidade da máquina disponível são decisivas. Os altamente resistentes ao desgaste, os que sio rígidos e menos resistentes ao desgaste, ou tipos de carbeto sinterizado mais tenazes. As duas propriedades não podem ser máximas ao, mesmo tempo. Portanto, com superfícies lisas e máquinas rígidas e pequeno avanço, podem ser utilizadas ferramentas rígidas mas de pontas resistentes ao desgaste . No caso de superfícies descontínuas ou não-uniformes, máquinas antigas e avanço excessivo, é necessária a ponta mais tenaz. As ferramentas de ponta de carbeto sinterizado exigem cuidados especiais. Quando não em uso, devem ser mantidas lubrificadas e numa caixa de madeira para evitar seu contato com objetos de metal, e protegidas contra choques e batidas. As serras circulares e cortadores de pontas de carbeto sinterizado não devem ser deixadas paradas sobre seus dentes, mas em blocos de madeira, com os dentes suspensos ao ar. Devido à rigidez da ponta de carbeto sinterizado, é importante que a parte de sujeição da máquina ajuste-se precisamente no eixo principal da máquina . O jogo do eixo não pode ser maior que 0,05 mm. Especialmente com serras circulares, é importante evitar o jogo. O jogo direcional da superfície não deve exceder de 0,02 mm. As impurezas devem ser removidas dos dentes regularmente com água de sódio quente e palitos de madeira. Jamais se deve limpar ferramentas de metal duro com uma escova de aço. Do exposto, ... segue que nem toda máquina-ferramenta é adequada para a usinagem de plástico. As máquinas de rebarbação de plásticos devem ser adequadas para altas velocidades de raspagem. Há necessidade de facilidades para alta aceleração e rápida frenagem, devido ao tempo de rebarbaçlfo principal ser normalmente pequeno. As máquinas industriais para madeira são mais adequadas a esse respeito. A aceleraç:ro de máquinas lentas raramente é eficiente, porque normalmente surgem vibrações perigosas e a superfície a ser raspada não é suficientemente uniforme. Deve-se providenciar uma poderosa exaustlIo de pó (resíduos), especialmente para a raspagem de baquelita têxtil. Isso é essencial, em parte, em re.1ação à proteção da saúde, mas também pela razão de que o pó arruína as guias deslizantes da máquina. Portanto, as guias deslizantes normalmente são protegidas com uma tampa corrugada.
460
PLÃSTICOS
4.1. Ferramentas de corte O corte ocorre mais freqüentemente na aparagem de produtos semi-acabados em forma de painel, ou quando são cortados em peças de tamanho especificado . A tecnologia de corte dos painéis de plástico depende do tipo de plástico e da espessura do painel. Os painéis com mais de 25 mm de espessura devem ser cortados com serra de fita. Exceções são os painéis com enchimento de reticulado-vidro laminado de mais de 10 mm de espessura e os produtos de poliamida com espessura superior a 5 mm. Estes são usinados em fresa. A tecnologia de corte moderna de painéis de fibra de vidro-tecido -papel de 2,5 a 25 mm de espessura utiliza o disco de corte. Os painéis de outros plásticos de 2,5 mm de espessura são cortados com serra circular. Os painéis com menos de 2,5 mm de espessura são cortados com tesouras mecânicas, e os de menos de 1 mm, com serra tico-tico. Os painéis termoplásticos são cortados com um fio aquecido e com pistola de ar quente ou chama de gás. Entretanto, esses métodos de corte térmicos não são muito utilizados, pois o alívio de tensões internas que per· manecem após o corte é ainda difícil.
4.1.1. Serras circulares e serras de fita A Tabela 4.1.1 contém os dados da velocidade de corte de certos tipos de plástico e aqueles relativos à formação do dente de serra. O espaçamento dos dentes deve ser especificado de forma que um mínimo de dois dentes esteja em corte. Assim, para materiais com espessura maior, o maior espaçamento dos dentes é escolhido, e para materiais mais fmos, seleciona-se o menor espaçamento dos dentes. O ângulo de ataque (y) e o ângulo de alívio (O') podem ser obtidos na Fig . 4 .1.1 (a Fig. 4. 1.1 a mostra um dente de serra com ângulo de ataque positivo, e a 4.1.1b mostra uma serra com ângulo de ataque negativo). Tabelll 4.1.1. Velocidade de serragem de alguns plásticos e características de formação das serras usuais Material
Tipo
S
c.,
.. .,
""t::
Painéis em armação de papellaminado ou tecido
I ~1etacri-1 lato de polimetila
13-32
25- 30
Espaçamento dos dentes (mm)
5- 6
1,3- 2,5
Ãngulo de ataque ( yO)
5- 8
Velocidade de raspagem
Poliolefmas
I
I
PVC
9-25
20-30
3- 10
3-4
0- 5
VI
Ãngulo de alívio (et°)
30-40
Material do gume de corte
Aço rápido
Carbeto sinterizado
Aço rápido
Aço rápido
Aço rápido
'3 u
Velocidade de raspagem (m/s)
15-35
40-60
50-70
20-50
50-70
t::
Espaçamento de dentes (mm)
4-8
10-20
Ângulo de ataque (y O)
5- 8
3
Ângulo de alívio (et°)
30--40
:il
..,i]
3-10
3-5
VI
- 3--1 10-15
I
0-15
O
30--40
-
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
461
A espessura das serras circulares deve diminuir no sentido de seu centro. A flexão dos dentes deteriora a qualidade da superfície da serra; assim, deve ser evitada. Ao invés de fletidos, os dentes são retificados de forma a serem helicoidais, alternada mente wn de cada lado (Fig. 4.1.2). Os dentes das serras de fita devem ser levemente curvados para fora . Por essa razão, não se pode conseguir wna boa superfície com wna serra de fita. Normalmente há avanço manual. Quando os painéis de plástico são cortados regu larmente , são ftxados a mesas móveis guiadas.
-1-
-+
a)
-
',
Fig. 4.1.1 Ângulo de ataque e de alívio de serra circular. a) ângulo de ataque positivó , b) ângulo de ataque negativo .
cp 1,Sm"'l1
\. O,9 mm
\ Fig.4.1.2. Seção transversal de lâmina de
serra circular (Bibl., 2).
A retificação oblíqua dos dentes em direções alternadas
pode ser vista melhor na parte ampliada da figura.
_3°
b)
462
PLÁSTICOS
4.1.2. Discos de corte Os discos de corte resultam em boa superfície cortada, nunca sendo necessária usinagem subseqüente. Seu uso é especialmente econômico para o corte de painéis annados em vidro laminado. As fonnas dos discos podem variar. A solução estrutural mostrada na Fig. 4.1.3 é a mais adequada. Os dois lados do disco, feito do material usual, carbeto de silicone, são cobertos por uma película de metal. O lado do disco e naturalmente a cobertura de metal também são providos com um reticulado de abaulamento. Este reduz o atrito entre o disco e o material raspado. A película de metal melhora a dissipação de calor, pois é um bom condutor de calor, e a quantidade de calor transferida para o ar por irradiação também é maior. Isso desgasta menos que os discos de corte usuais, e no caso de idêntica potência de alimentação, sua produção é maior. A velocidade radial é de 33 a 50 m/s. -~
5
f4-
Grãos de esmerilhamento e material aglutinante Cobertura de metal (
rc-5 I_~
1
~
MI
0,5
Fig.4.1.3. Disco de corte para plásticos (Bibl., 4). (Reproduzido com permissão da Modem P/astics Magazine, McGraw-Hill, Inc.)
4.1.3. Tesourões O esboço dos tesourões utilizados para o corte de plásticos é mostrado na Fig. 4.1.4. Com tesouras manuais, podem ser cortados papel laTIÚnado com baquelita têxtil e painéis de PVC duro de até 2,5 rum de espessura . Os painéis laminados com mais de 1 rum de espessura devem ser pré-aquecidos numa mesa aquecida com gás, eletricidade ou, talvez, com infra-radiadores colocados acima da bancada de trabalho. Os painéis de PVC são cortados à mínima temperatura ambiente. Várias camadas podem ser cortadas ao mesmo tempo com tesourões, até uma espessura máxima de 80 rum.
4 .2 . Matrizes de estampar Para estampagem de painéis de tecido-papellaminado e fibra de vidro laminado podem ser utilizadas ferramentas em bloco ou série. Devem ser utilizadas com aquecimento. Se a ferramenta não for aquecível, os painéis com mais de I mm deverão ser pré-aquecidos a cerca de 100°C. O pré-aquecimento pode ser efetuado com placa quente a vapor ou eletricidade, ou com radiações infravennelhas. Devido ao alto coeficien te de expansão térmica dos plásticos, o tamanho das aberturas será menor em cerca de 0,2% que no momento da estampagem. Uma placa de retirada deve ser providenciada para que as camadas não se separem durante a retração do punção. Os punções são usinados
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
463
~
~
Fig. 4.1.4. Esboço de tesourões para corte de painéis de plástico (Bibl., 9).
B
Fig. 4.2.1. Ferramenta de estampar feita de fita
de aço para metacrilatos de polimetiJa.
A = coxim ejetor de borracha, B = faca feita de fita de aço, C = vista
ampliada da seção transversal da ferramenta (Bibl.,2) .
de fonna a ficarem levemente oblíquos, para que o corte não seja simultâneo ao longo de toda a circunferência. Os cantos vivos devem ser evitados ao se modelar os perfis a serem estampados. As bordas dos perfis estampados não devem ficar mais próximas entre si, ou à borda da placa, que o equivalente à espessura do painel a ser estampado. Painéis com mais de 2 a 3 mm de espessura podem ser cortados perfeitamente. Os tennoplásticos e os painéis são estampados em um mínimo de 30°C, painéis mais espessos a 40 ou 50 oCo Além disso , as regras mencionadas aqui também valem. Painéis de metacrilato de polimetila ou material similar podem ser estampados com ferramentas para réguas de aço simples utilizadas na indústria do papel, mas, para evitar rachaduras, são aquecidos até 125 ou 140°C. Até espessuras de painéis de 5 mm, ferramentas feitas de aço de régua, como mostradas na Fig. 4.2.1, podem ser
464
PLÁSTICOS
utilizadas. O coxim de retirar de borracha, mostrado na Fig. 4.2.1, evita que o produto estampado permaneça na ferramenta. Para painéis mais grossos, as ferramentas mostra das na Fig. 4.2.2 são usad~s. Como resultado do lado cônico da ferramenta, o produto estampado pode ser removido para cima através do interior da ferramenta. 1/2
c
Fig.4.2.2 . Matriz de estampar para placas de metacrilato de polimetila mais grossas.
4.3. Rebarbação e suas ferramentas Uma grande parte dos produtos termofixos e termoplásticos deixa o molde com rebarbas. A rebarba é removida através de usinagem mecânica ou manual, dependendo do material do produto e da espessura da rebarba. A pré-condição principal para a raspagem mecânica da rebarba é que ela seja fma (máximo de 0,1 a 0,15 rum de espes sura). O equipamento mais conhecido é o CF Wheelabrator flash (aparador da firma George Fischer), que transporta o meio aparador de rebarbas (pedra-damasco cortada, plástico granulado, etc .) com uma roda divergente contra os produtos de plástico que rolam um sobre os outros na correia transportadora infmita. Entre os métodos mais recentes, é necessário mencionar o aparador de rebarbas de vibração já amplamente uti lizado na indústria de metais. Tem sido aplicado com sucesso na rebarbação mecânica de objl~tos de plástico termofixo. A essência do processo é que um recipiente forrado com borracha, que repousa sobre molas, é levado a vibrar com um peso excêntrico, para que seu conteúdo realize um movimento circular. O conteúdo consiste de corpos abrasivos de alundo (óxido de alumínio), produtos plásticos a serem aparados, água e um agente espumante. Com os métodos mecânicos, especialmente em produtos com plicados, pode-se conseguir quadruplicar ou decuplicar a produtividade em relação à rebarbação manual. Os métodos clássicos de rebarbação são a remoção por contraposição a uma correia transportadora infinita feita de tecido abrasivo e limagem. Este último método pode ser utilizado somente para produtos nos quais a rebarba esteja numa direção norma1 à superfície. As limas meio-finas são utilizadas para esse fim. As poliamidas são usinadas com limas grossas, porque a fma logo ficaria atulhada . No caso de uma série maior, especialmente para a remoção de produtos termoplás ticos, são feitas ferramentas individuais especiais. As Figs. 4.3.1 e 4.3.2 mostram exem plos de remoção econômica de rebarbas . A Fig. 4.3.1 apresenta a ferramenta de aparar
466
PLÃSTICOS
para uma tampa de pressão, que cai de um molde de uma só cavidade, que fica preso a uma prensa excêntrica. Na Fig. 4.3.2, o resíduo de canal de bobinas de filmes que sai de um molde de seis cavidades é cortado com um único movimento da guilhotina A feita de aço temperado, no sentido da seta. Se o painel inferior do aparelho for empurrado para trás con tra a mola através do came da alavanca B, as aberturas da placa inferior ficarão sob as aberturas da placa superior de corte temperada e as bobinas de filme, sem o resíduo de canal, cairão através delas no recipiente coletor debaixo do aparelho. Os dois exemplos provam que nenhuma regra geral pode ser dada para o sistema de ferramentas de rebarbação. A execução produtora do acabamento subseqüente depende da habilidade e engenho do construtor. 0,3 0,2 0,1
°
0,3
0,2 0,1 E E
°
t otJ
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o
~ 0,04
i - 20
°
~
20
1.0
60
Ângulo de ataque (íl.
Fig. 4.4.1. Efeito da profundidade de corte e do ângulo de ataque sobre o tipo de apara em baixa velocidade de ra~!>agem (BibI., 4). (Reproduzido com permissão da Modem Plastic Magazine, McGraw-HilI, Inc.) O material aparado é o metacrilato de polime til a ; as aparas con tÍn uas surgem no caso dos dados tecnológicos correspondentes à área sombreada.
-g
.ao
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~0 2 O .1.L-,'''-4--4-.,..--l
-2 0 ~ 1 0
O
10 20 3C
Ângulo de ataque 11'1
Fig. 4.4.2. Efeito da profundidade de corte e do ângulo de ataque sobre o tipo de apara em alta velocidade de raspagem (8 m/s) (Bibl., 4). (Reproduzido com permissão da Modem Plastie Magazine, McGraw-Hill, Inc.) O material usinado é o metacrilato de polimetila; ocorrendo aparas contínuas em caso dos dados correspondentes à área hachurada.
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
467
4.4. Ferramentas de tornear e aplainar Sua fonnação - pelas razões descritas na parte introdutória - difere levemente das facas utilizadas para a rebarbação de metal. Os principais dados tecnológicos e geométricos de corte são fornecidos pela Tabela 4.4.1. A correlação íntima entre a tecnologia de rebarbação e a geometria de corte da ferramenta é melhor observada através dos metacrilatos de polimetila. As aparas contÍnuas são produzidas nas condições correspondentes à área sombreada nas Figs. 4.4.1 e 4.4.2. A Fig. 4.4.1 refere-se a baixas velocidades de raspagem e a Fig. 4.4.2, às altas. No diagrama anterior, mesmo o efeito das condições de temperatura é mostrado. No Tabela 4.4.1. Dados recnológlcos principais paro o romeomenro de cerros ripos de plásríco e conformaça-o das ferromenras de romeomenro cosrumeiras Tipo de plástico para rebarbação
Painel cheio de papel laminado e tecido
Material da faca
velocid., profund., , de corte Avans:o de corte (m /s) (mm) (mm{t)
Carbeto sinteriz.
4-11
2-10"
0,3-1"
Aço rápida
1-7
0,I-O,2 b
Angulo
Ãn g.
ata~ue
alívio
(-y )
«;lO)
12-15
8-10
I
-carbeto sinteriz.
<3 ,5
Aço rápido
<2
Poliamidas
Aço rápido
10-13
Polietilenos
Aço rápido
Metacrilatos de polimetila
Aço rápido
Poliestiróis
Aço rápido
Politetral1uoretilenos
Aço rápido
PVC
Aço rápido
Produto feito de resina fenoplástica cheio de serragem
<0,3
4- 6
8- 10
<0,6
6-8
12-15
2-4
0,1-0,3
12-15
15-18
15-20
2-4
0,05-0,3
62-65
15-18
<0,017"
-
" Desbaste b Acabamento
8-l2 b 10-13
<0,03 b 2-4
O- 4O" 0,1-0,3
0,1-0,3
<0,017" 4-12 b
20 - 10 ... + 10 12-15
15-18
-20 ... +40" 0,073
lO" 8-14 < Ib
0,05-3
-13.. . +17 b
15-18
>0,6" 0,2 b
12-15
15-18
468
PLÁSTICOS
eixo das abscissas de ambas as figuras está a profundidade de corte e no eixo das ordenadas são mostrados os ângulos de ataque. O politetrafluoretileno deve ter a rebarbação, se possível, a baixa velocidade. A subseqüente formação de aparas é acompanhada de grande e flexível deformação. Assim, a manutenção da precisa dimensão necessária é possível apenas através de testes.
4.5. Ferramentas para corte e perfuração de roscas Em peças feitas de material plástico, a rosca deve, se possível, ser formada pela moldagem a quente. As experiências em conjunto com roscas cortadas subseqüentemente em peças moldadas ou injetadas são negativas, pois o material enruga-se durante o corte, a rosca normalmente não é contínua e sua capacidade de carga é extremamente baixa. O uso de soldagem, ou algum outro método, ao invés de roscas, para efetuar uma junta, deve ser considerado. Se o corte subseqüente da rosca for inevitável, a operação terá de ser efetuada cuidadosamente, com uma ferramenta freqüentemente afiada e com baixa velocidade de corte. J á que a rosca de contra peças adjacentes geralmente é do sistema métrico, podem ser utilizadas as ferramentas utilizadas para metais, como tarraxas ou cortadores de roscas.
4.6. Fresas Em geral, as rotineiras fresas para usinagem de metais leves são utilizadas para fresar o metacrilato de polímetila. O ângulo de alívio da fresa de dois gumes mostrada na Fig. 4.6.1 é de 12°. A parte central da fresa tem um recesso. Para a fresagem de sulcos
~~~.
de corte ou gume
Fig. 4.6.1. Fresa de dois gumes para
metacrilatos de poUmetlla (Bibl., 2).
FERRAt'v1ENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
469
estreitos (até cerca de 13 mm), também são utilizadas matrizes de estampar e fresas de um gume, as chamadas fresas meias-canas (Fig. 4.6.2). Existem dois tipos: a parte de rebarbação do tipo de acordo com as Figs. 4.6.20 e b é feita concentricamente ao cabo. A fresa é mantida em um dispositivo de sujeição excêntrico, cuja excentricidade é variável. Dessa fonna pode-se conseguir o mesmo efeito de uma alteração na retificação de alívio. Naturalmente, o balanceamento do dispositivo de sujeição deve ser assegurado. Tal fresa é fácil de retificar. A Fig. 4.6.2c mostra a fresa retificada excentricamente . Não há necessidade de retificação de alívio excêntrica; assim, somente pode ser alterada por reesmerilhamento. Para o corte de painéis de resina epóxi ou fibra de vidro laminados, são utilizadas fresas de disco de ponta de metal sinterizado - rotina na fresagem de metal. No interesse de boas condições de resfriamento, o diâmetro da fresa deve ser de no mínimo 150 mm. Para painéis de 5 mm de espessura com 1,7 m/s de velocidade de corte, pode ser utilizado um avanço de 125 mm/min. A vida útil expressa em função do comprimento de superfície fresada é de cerca de 40 m. Para a fresagem de polipropileno, com velocidade de rebarbação de 1,7 m/s, pode ser usado avanço de 0,3 mm/dente. O ângulo de ataque (y) é de O a 15°, e o ângulo de alívio (o:) é de 5 a 15°. A poliamida pode ser us.inada com a mesma tecnologia, mas os ângulos de ataque e de alívio são de 25°. Linha de centro Linha de centro do da fresa dispositivo de fixação
'~
TrajetÓria circular da borda de usinagem
b)
Linha de centro comum da fresa e do dispositivo de fixação
cl
Fig. 4.6.2. Fresas meias-canas de um gume para metacrilatos de polimetila. a) fresa retificada concentricamente, b) mesma fresa em vista ampliada, observada da direção do eixo, c) fresa excentricamente retificada em corte ampliado, olhando-se na direção do eixo (Bibl., 2).
470
PLÁSTICOS
4.7. Brocas Somente uma quantidade menor de calor que surge na rebarbação pode ser dissipada durante a perfuração, em relaçã'o a outras tecnologias de rebarbaçã'o. O aquecimento do material usinado causa extensas deformações, como resultado do alto coeficiente de expansão térmica e da má condutividade térmica dos plásticos. Especialmente na perfuração de materiais mais grossos, a temperatura no interior do material é maior que próximo à superfície. Portanto, ao perfurar plásticos mais grossos, a dimensão do furo será menor que o tamanho da broca após o resfriamento do produto. O furo Tabela 4.7.1. Dados tecnológicos para a perfuração de plásticos e fonnação das brocas mais utilizadas
Material a ser usinado
Painéis de baquelita papel e tecido
Material da broca
Vel. de perfuro (m/s)
Avanço (mm/
espira)
Ângulo de alívio da circunferencia
Ângulo de vértice
(~O)
(2 '1'0)
Carbeto sin terizado
1,7-2,3
0,1-0,4
80-100
15
Carbeto sinterizado
1,1
0,1-0,2
118
15
0,4-0,8
0,1-0,2
1,7-3,3
0,3-0,5
60-80
8
Aço rápido
0,7-1 ,0
0,2-0,4
60-80
15
Poliamidas
Aço rápido
0,9-3)3
0,2-0.3
100-155
Polioleafinas
Aço rápidO
0,9-3,3
0,154),2
70
15-20
Carbeto sin terizado
0,9-1,0
0,2-0,5 1
140
15-20
0,5-0,6
0,I---n.2 I
140
15-20
Carbeto sinterizado
0,7-1,1
0,2-0,4
70
Aço rápido
0,5-0,6
0,1-0,2
70
Painéis epóxi-vidro
Placas prensadas fenoplásticas-aminoplásticas
Metacrilatos de polimetila
PVC
Aço rápido Carbeto sin terizado
Aço rápido
a Quanto maior o diâmetro da broca, menor o ângulo de alívio, e vice-versa.
6-20·
I 15
15
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
471
feito em materiais mais grossos será cônico. Para manter o tamanho necessário do furo , o diâmetro da broca deve ser escolhido de forma a ser maior que o diâmetro do furo a ser feito de 0,05 a 0,1 mm. O aquecimento desigual e a conicidade resultante podem ser evitados através da remoção freqüente da broca ou pelo uso de um líquido lubrificante-refrigerante ou um jato de ar comprimido. Os dados tecnológicos e geométricos de corte da broca helicoidal para os vários o Tabela 4.7.1. tipos de plástico estão contidos na ' 90
/
' 4~-~ 00
./ r
d 5 9 /
•
''''' . \ ,
Fig. 4.7.1. Broca de aço rápido para placas epóxi-fibra de vidro la minadas
Deve-se mencionar especialmente que, se não houver disponível uma broca de carbeto sinterizado para a perfuração de painéis de resina epóxi ou fibra de vidro laminados, será necessário obter uma broca de alta velocidade com uma ponta centradora, conforme a Fig. 4.7.1. 4.8. Ferramentas de esmerilhar Os plásticos termofixos são esmerilhados em máquinas construídas para usinagem de metal. Entretanto, existem também máquinas especiais de esmerilhamento de plásticos. O esmerilhamento de plásticos é urna das poucas operações de rebarbação de plásticos onde a água é utilizada como refrigerante. As fábricas de discos de esmeris recentemente têm produzido discos de esmerilhamento de plástico especiais. O grau de fmura vai de 40 a 60, a dureza de L a M. A velocidade radial é de aproximadamente 28 m/s. Não somente o disco de esmeril pode ser utilizado no esmerilhamento, mas papel ou tecidos abrasivos também. Estes são utilizados na forma de correias ou presos a um disco ou cilindro. O desenvolvimento do pó de esmerilhamento deve ser evitado sempre, mas em especial no esmerilhamento de plásticos preenchidos com fibra de vidro ou pó de quartzo (a inalação do pó desenvolvido no esmerilhamen to pode ser causa de silicose). Os materiais termoplásticos podem ser esmerilhados somente com cuidado e com amplo resfriamento a água, ao se utilizar correia abrasiva . O grau de finura usual é de
472
PLÁSTICOS
60. A velocidade da correia fica por volta de 9 m/s. O objeto não deve ser prensado demais contra a correia, pois ficará superaquecido e mole. Para a retificação plana precisa, o necessário grau de finura fica entre 150 e 280. O papel abrasivo nQ 400 é necessário para a retificação fina com resfriamento. O esmerilhamento úmido é a operação preparatória do polimento.
4.9. Ferramentas de polimento São utilizados discos e anéis para o polimento. Todos eles são feitos de tecidos. Não há uma regra específica para a qualidade adequada do tecido; o material mais adequado é selecionado com base na experiência prática. Dados técnicos característicos são: material do tecido, densidade e espessura da correia-suporte, densidade e espessura do fio de enchimento, e método de tecimento. Sarja de algodão, lã ou damasco são utilizados para o polimento de plásticos. A sarja para os trabalhos mais grossos, o damasco para os mais finos. A densidade dos fios de enchimento da correia-suporte é caracterizada pelo número de fios por polegada francesa quadrada (não exatamente 1 cm 2 ). A densidade mais freqüentemente utilizada no polimento de plásticos é 16/16. A espessura dos fios é caracterizada pelo número de finura N. Com relação ao polimento, os mais úteis são os números de finura 16 e 20. N=L
G'
onde L = comprimento do fio, m; G = peso do fio, libras. O tecido preparado ou tratado superficialmente não deve ser utilizado no polimento. Os discos feitos de tecidos podem consistir de placas de corte circulares colocadas uma em seguida à outra em número suficiente. Existem discos de polimento utilizados explicitamente para esse fim. Podem ser produzidos discos a partir de grandes peçás costuradas. Para polimento preliminar (ou possivelmente pilra esmerilhamento) são utilizados discos bastante reforçados com costuras. Para evitar o superaquecimento, um disco de menor diâmetro de ·pano, papel ou algodão pode ser inserido após cada uma, duas ou três placas. Dessa forma, o disco funciona mais brandamente, e aquece o objeto de plástico em menor grau. Os anéis de polimento aquecem até mesmo menos, porque as dobras levam ar para o objeto polido. Podem ser produzidos a partir de material dobrado irregularmente, estirado em fios de aço, ou dobrados com regularidade. Embora o sentido de rotação seja indiferente no primeiro caso, o disco regularmente dobrado resfriará melhor se girado em um sentido que no oposto. (O fluxo de ar tenta abrir ou fechar as dobras.) Outra vantagem dos anéis em relação aos discos é que, quando o material é cortado, não tem forma circular, e assim pode-se resolver que as extremidades da rosca de corte não sejam normais à circunferência do disco, mas inclinadas de 45°. O material de polimento também será melhor explorado. Naturalmente, os anéis são mais caros que os discos. A solução mais adequada, se bem que mais cara, é a roda de polimento lamelar. Consiste de tiras de tecido separadas convenientemente reunidas. E adequada mesmo para o polimento dos plásticos mais sensíveis e de paredes mais fmas. O efeito do polimento é o efeito conjunto de pressão e temperatura. O próprio tecido não pode assegurar esse efeito. Deve ser aplicada a pasta de polimento, para produzir-se uma superfície brilhante. A tarefa da pasta é dupla. Em parte ela protege
FERRAMENTAS DE REBARBAÇÃO E LIMPEZA PARA PLÁSTICOS
473
a superfície do objeto de plástico contra o efeito de rebarbação grossa do tecido e em parte tem efeito de resfriamento. Consiste de material de resfriamento misturado com cera. A velocidade radial é de 25 a 33 m/s. Com o fun de complementação, deve-se mencionar que os materiais termoplásticos são políveis com politrizes: através do uso de chama ou solvente.
BIBLIOGRAFIA DA PARTE 4 1. Farbwerke Hoechst, Hostalen PP. (prospectus), Frankfurt am Main (1968). 2. Imperial Chemical Industries Lld.: Acrilic materiaIs Machining. (prospectus), Welwyn Garden City. 3. Imperial Chemical Industries Ltd.: Machining of "MARANYL" nylon mouldings. (prospectus), Welwyn Garden City. 4. Kobayashi, Machining Plastics, Modem Plastics Magazine. July pp. 1!(}.-!20 (1963); Aug. pp. \09-112 (1963); Sept. pp. 144-152 (1963); Oct. pp. 229-236 (1963); Nov. pp. 121-132 (1963); Dec. pp. 127~137 (1963); Jan. pp. 163-170 (1964). 5. Pattantyús, Anyagd/alakí/ds. (Ma/erial transforma/ion) Múszaki Konyvkiadó, Budapest (1962). 6. RadnólÍ'-Dardócz, A maanyagfeldolgozó szerszdmok. (Plas/ic processing /ools) Tankonyvkiadó, Budapest (1965). 7. Rybar-Frantisek, Maanyagmegmunkdlds. (Machinlng of plas/ics) Múszaki Konyvkiadó, Budapest (1966). 8. Winkler-Janke, Untersuchung der Zerspannung von Glasverstarkten Epoxidhar~. Plas/. Kau/sch. No. 15, PP. 910-917 (Dec. 1968). 9. Zieckel, H., Das spanabhebende Bearbei/en der Kunststoffe. Carl Hanser Verlag, München (1956).
APtNDlCE A.I. Tabela de converStÍo das unidades do SI, CGS e MKS tünico Unidade de medida
Tipo SI 1
Comprimento
Tempo
Massa
2
m
CGS
1
3
em
s
s
g
kg
cm
l
l
1té~iCO ~I m em mm
lO'
s min o h
I
lO'
l
m em' mm l
lO'
ml em"
lO'
m
Volume, capacidade cúbica
m"
em'
Momento de inércia da seção transvers o
m'
em'
m' em'
Módulo de resistência da seção transversal
m'
em'
m' cm"
Número de rotações
f'
f'
Freqüência, núm . de ciclo
(Hem)
S-I
Velocidade
m f'
cm s-·
f'
2 :4 6
I lO"
ISímboloj Comentário
1-71
I 1/60= =1 ,66 x x 10-" 1/3600= =2,78 X IO'
h
1/9,8J = 1,02 X I0-1
m
I lO' lO'
t min o
A, q,
I lO'
V
lO'
I 10 8
J, I
lO'
J lO'
K,W
I / min.
I
60
n
fi
I
I
f
I
v
I
mf' cm s-'
101
cmfl
m f' cm s'
101
1 101
a
J
g
lO"
c =velo-
cidade uniforme
m
Aceleração da gravidade
9,81 m s-2
981 em s-2
9,81 m f'
101
Densidade
N m-'
din cm- 1
kp m-"
10-1 1,02 X 10 - 1
(l
Massa específica
m" kg - l
em' g - l
m"kg- 1
lO"
v
I
-----
F
Aceleração
Si
8
/, L
lO"
kp s' m- 1
Área de seção transYersal
Fator de conversão
I
475
476
PLÁSTICOS Tabela A.I., continuação
I
----I---I--S2-1----c-~-s--1 té~iCO ~j Momento de m' kg inércia dos corpos
em" g
m kp
I
Fator"de conversão _ _ _ _ _ I_ím7bolol comsentário _ 1_
Unidade de medida
Tipo
S2
10'
------ -1-------N= din = kp
2~4
f,
1,02 X IO-l
FP
Força
kg m S·2 (Newton)
=gcm S·2
Peso
N=
din = gem f2
kp
10'
1,02 X 10- 1
G
din em- 3
kp m- 3
10
1,02X 10-1
Y
m 3 kp-l
10- 1 9,81
m kp
10'
kp m- 2 kpem- 2
10
kp m- 2
10
kgmf2
Peso específico Volume específico, ma N-l Momento de força, torque
Nm
em din
Pressão
Tensão normal
kp em - 3 kpmm- 2
e
0,102
y
1,02 X IO-'
M
1,02 X 10-'
p
1,02 X 10- O
aI
I 02 x 10 - 1 I :02 ~< 10-'
a
1,02 X IO-'
- -1- - - - -1 Tensão de cisalhamen to
kp m- 2 10 kp em - ' kp mm- 2
1,02X 10- 1 11 02XIO -' 1,02 X 10-'
r
!
Módulo de elasticidade
Nm- 2
kp m- 2 10 kpcm- 2 kpmm- 2
1,02 X 10 -1 1,02 >~ 10-' 1,02 X 10- 7
Módulo de cisalhamen to
Nm - '
kpm- ' kp em-'
1.02 X 10- 1 1,02X 10-' 1,02 x l0- '
G
1,02 X 10-1
"
1,02 X 10-1
WL
10
Viscosidade dinâmica cm 2 f'
Viscosidade cinemá tica Trabalho, energia
f
=
Nm
erg= = din em
I
E
10' m kp kWh
lO'
I J=
=0,239 cal IkWh= =860 kcal
AP~NDICE
477
Tabela A .l ., continuaçaõ
1
I té~iCO 2~3 I
CGS
SI
I
2
3
ISímboloI Comentári
Fator de conversão
Unidade de medida
Tipo
1-71
2 :4 6
w=
erg S-I
Temperatura
°c
°c
°c
I
1
t
Temperatura absoluta
I °K
°K
°K
I
I
T
I
I
Clt
I
/1
Potência
mkpf' HP=75 mkps-'
= J s-·
10
7
1,02 X I01,36X lO-I I
8
PN HP,
(Kelvin)
Coeficiente de expansão ténnica linear .
!tC
l /o C
IrC
Coeficiente de de expansão ' ténnica volumétrica
!tC
l /o C
!tC
I
Quantidade de calor
J = Nm (Joule)
em' gf' (erg)
kcal
101
2,39 X 10-'
Q
lO'
2,39 X 10-'
c
101
0,860
cP
- -
Calor específico Fluxo de calor
J
,
--kg °C
I
erg
w= =J f' (WaÍt)
kcal kg OC
erg
gOC
kcal h
S-I
- I
_ _ _
Condutividade ténnica
°c
ms
kcal
erg
J
cm s
°C
lO'
0,860
-
Coeficiente de transf. ténnica
J m'soC
Coeficiente de transf. de calor total
J
erg
m' s °c
m' s °c
Coeficien te de irradiação
J kg
m b °c
,
J m' s k 4
erg -g
kcal kg
10'
2,39 ;< 10-'
erg
kcal
10 3
0,860
Ot
10 3
0,860
k
lO'
0,860
u
cm'soC
erg cm' s K 4
m'h °c kcal m'h °c kcal m' h K'
I
-
o
).
---
Calor de fusão ou de solidificação
I kcal= 427mkp = 4,186 X 10 ' • erg
o
478
PLÁSTICOS
A.2. Unidades de medida anglo-ameriCil7lQs e sua conversão para o sistema métrico A .2.l . Unidades de comprimento anglo-ameriCil7IQs Conversão
Unidade símbolo
denominação
I R.U . I
1 mil 1 ponto 1 linha
USA
--
I polegada 1 palmo 1 link
pol
pol li
--
I palmo (an t) pé 1 pé 1 Jarda jarda
pé jarda
na prática técnica R.U.
definição
I
I
USA
(1(36000) jarda (1(2592) jarda (1(1440) jarda
25,4 ~m 0,352777 mm 0,635 mm
25,400 51 ~m 0,352 778 48 mm 0.635 001 27 mm
0(36) jarda 0 /9) jarda (22/100) jarda
25,4 mm 0,1016 m 0,201 168 m
25,400 050 80 mm 0,101 60020 m 0,201 16840 m
0 /4) jarda 0/3) jarda
0,2286 m 0,3048 m 0,9144 m
0,228 600 46 m 0,304 800 61 m 0,914401 83 m
-
A.2.l.l. Conversão de unidades de comprimento 1 jarda =0,9144 m =0,3048 m 1 pé 1 polegada =25,4x 10-1 m=25,4 mm 1 milha = 1,609 344 X lOs m = 1,609 344 km yd
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
m
ft
0,9144 1,8288 2,7432 3,6576 4,5720 5,4864 6,4008 7,3152 8,2296
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
m
in
0,3048 0,6096 0,9144 1,2192 1,5240 1,8288 2,1336 2,4384 2,7432
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
I
mm
mile
25,4 50,8 76,2 101,6 127,0 152,4 177,8 203,2 228,6 254,0 279,4
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
km
1,609344 3,218688 4,828032 6,437 376 8,046720 9,656064 11.265408 12,874742 14,484096
APÊNDICE
479
A .2.l.2. Converllfo de frações de polegada in
in
1/64 2/64 3/64 4/64 5/64 6;:64 7j 64 8í64 9/64 10/64 11 /64 12/ 64 13/64 14i64 15/64 16,t64 17/ 64 18/64 19/64 20/64 21 /64 22/64 23 /64 24/64 25{64 26/64 27/64 28/64 29f.64 30/64 31/64 32/64
1/32 1/ 16 3/32 1/8 5132
3/16 7/32 1/4 9/32 5/16 1l/32 3/8 13/32 7/16 15/32 1/2
mm
in
0,396875 0,793750 1,190625 1.587 500 1,984375 2,381 250 2,778 125 3,175000 3,571 875 3.968 750 4.365 625 4,762500 5,159375 5,556250 5,953 125 6,350000 6,746875 7,143750 7,540625 7,937500 8,334375 8,731250 9,128125 9,525000 9,921 875 11,318750 10,715625 11,112500 11,509375 11,906250 12,303 125 12,700000
33/64 34/64 35/64 36/64 37/64 38/64 39/64 40/64 41 /64 42/64 43 /64 44/64 45/64 46/64 47/64 48/64 49/64 50/64 51/64 52/64 53/64 54/64 55/64 56/64 57/64 58/64 59/64 60/64 61 /64 62/62 63 /64 64/64
I
in
I
mm
13,096 875 13,493 750 13,890625 14,287500 14,684375 15,081 250 15,478125 15,875 000 16,271 875 16,668750 17,065625 17,462500 17,859375 18,256250 18,653 125 19,050000 19,446875 19,843750 20,240625 20,637 500 21,034375 21,431 250 21,828125 22,225000 22,621 875 23,018 750 23,415625 23,812500 24,209375 24,606250 25,003 125 25,400000
17/32 9/16 19/32 5/8 21/32 11/16 23 /32
3/4 25/32 13/16 27/32 7/8 29/32 15/16 31 /32
1
A.2.2. Unidades de drea anglo-americanas Conversão
Unidade denominação
I
símbolo R.U. USA
I
I
8
1 mil circular
in'
1 link quadrada 1 pé quadrado
ft2
I jarda quadrada
yd"
na prática técnica R.U.
I
USA
(71/4) X 10- sq inch
506,707 535 11m'
506,70951 11m'
(71/4) sq ine;h
5,067 075 35 cm'
5,067 095 1 em'
sq in
(1 / 1296) sq yard
6,4516 em'
6,451 6258 em'
sq li
(484/10000) sq yard
40,468 564 cm'
40,468 726 em'
sq fI
(1/9) sq ya rd
920,0304 em"
929 ,03412 em'
0,836 127 36 m l
0,836 130 70 m"
1 polegada circular 1 polegada quadrada
deflIlição
--sq yd
-
480
PLÁSTICOS A.2.3. Unidades de volume anglo-americanas
Conversão
Unidade símbolo
denominação
na prática técnica
definição
R.U.
R.U. USA 1 êúbica
in s
USA
cu in
(1/46 656) cu yard
16,387064 em'
16,387162 em"
Ibm
(1/324) cu yard
2,359737216 dm B
2,3597514 dm'
ft'
cu ft
(1/27) cu yard
28,316846592 drq3
28,317016 dm 3
yd S
cu yd (128/27) cu yards
0,764554857984 m' 0,764 55945 m' 3,624556363776 ma 3,624578 1 ma
1 board
foot 1 pé cúbico 1 1 cord
cd
A.2.2.1. Conversão de unidades de área
mm 3
ft2
1 2 3 4 5 6 7 8 9
dm'
in!
cm 2
1
6,4516 12,9032 19,3548 25,8064 32,2580 38,7096 45,1612 51,6128 58,0644
9,290030 18,580061 27,870091 37,160122 46,450152 55,740182 65,030213 74,320243 83,610 274
2 3 4 5
6 7 8 9
I
míl.·
1
2 3 4 5
6 7 8 9
km'
988 976 964 952 941 929 917 905 893
A.2.3.1. Conversão de unidades de lIolume e capacidade cúbica
554 857 984 ma 846592 dm 3 064 em B
=1 yd' = 1 ft 3
pol,ega(ja cúbica = 1 ina = 1 UKgal =4.54609 1 USga1 3,785 411 784 dm 3 (i. e. 3.785 434 496 dm') yd S
m'
ft"
dmB
in 8
cm 3
1 2 3 4 .5 6 7 8 9
0.764555 1,529110 2,293665 3,058219 3,822774 4,587329 5,351 884 6,116439 6,880994
1
2 3 4 5 6 7 8 9
28,3168 56,6337 84,9505 113,2674 141,5842 169,9011 198,2179 226,5348 254,851 6
1 2 3 4 5 6 7 8 9
16,3871 32,7741 49,161 2 65,5483 81,9353 98,3224 114,7094 131,0965 147,4836
USgol
dm'
3,78541 7,57082 11 24 1 65 1 06 47 88 29 71
APtNDlCE
A.2A. Unidades anglooiJmerjcanas de capacidade cúbica
Unidades do Reino Unido denom.ina.ção
símbolo mino
1 minim· 1 escrópulo fluido· 1 dracma fluida" 1 onça fluida"
fi dr fi oz
1 gill 1 pinta (quartilho) 1 quarto 1 cantil 1 galão im pe rial 1 peck (celamin)
conversão
definição (1/76 800) galão (1/3840) galão (1/1280) galão (1/160) galão
59,1939 mm 8 1,18388 cm 8 3,551 63 em' 28,4131 em"
(1/32) galão (1/8) galão (1/4) galão
142,065 em" 0,568 261 dm 8 J,13652dm B
(1/2) galão
2,273045 dm" 4,54609 dm 8 9,09218 dm"
-
UKgal, gal
2 galões Unidades americanas
denominação
I símbolo
defmição
conversão prática
conversão oficial
para fluidos min o 1 minim 1 dracma fluida fi dr 1 onça fluida I fi oz 1 gill 1 pin ta líquida 1 quarto líquido 1 galão americano.
I
gi liq pt liq ql USgal, gal
(1 / 61440) galão (1 / 1024) galão (1 / 128) galão
6I,611519922mm· 3,696691 195 3 em" 29,5735295625 cm 3
61,611 89mm 8 3,6967134 em" 29,573 707 cm 8
(1 / 32) galão (1/8) galão (1/4) galão 231 para meio seco
118,29411825cm 3 0,473 176473 dm 3 0,946 352 946 dm 8 3,785411 784 dm 3
J J 8,294828 em" 0,473179312dm 3 0,946358624 dm 3 3,785434496 dm 3
para meio seco 1 quartilho seco 11 dry pt 1 quarto seco dry qt 1 peck (celamin) pk
I
(1/64) alqueire (1/32) alqueire (I /4) alqueire
I 0,550610 473 dm 1,101220946 dm
3 3
8.809767567 dm 3
I
0,55061377 dm 8 1,1012275dm 8 8,8098204 dm 3
481
482
PLÃSTICOS
A.2.5. Unidades de massa e peso anglo-americanas Unidade símbolo denominação
R.U · I
USA
Conversão
I I
USA
R.U.
definição
sistema avoirdupois gr 1 grão 1 dracma dr 1 onça avoirdupois oz lb
1 libra avoirdupois 1 stone 1 quarto 1 cental 1 quintal americano 1 quintal britânico 1 tonam. 1 tonelada 1 ton brit.
dr(avdp; oz(avdp)
(117000) libra (1/256) libra (1/16) libra
64,798910 mg 1,7718452 g 28,349523 g
lb(avdp)
-
14 libras
0,453 592 37 kg 6,350293 18 kg
28 libras
12,70058636 kg
100 libras
45.359237 kg
-
100 libras
-
45,35924277 kg
112 libras
50.802 345 44 kg
-
2000 libras 2240 libras 2240 libras
10 16,046 908 8 kg -
907,1848554 kg
sh cwl 8WI
sh In Iln
64,798918 mg 1,7718454 g 28,349527 g 0,453 5924277 kg
-
1016,047 O kg
APÊNDICE A.2.5.1. Converlão de unldllde, de
R.U.
llb 1 oz 1 dr 1 gr 1 cwl
= 0,453 59237 kg =28,349523125 g = 1.7718451875 g :o64,798910rng :o 50,802 345 44 kg
I ton 1 slug 1 oz Ir 1 dwt
= 1016,046 908 8 kg :o 14,593902937 kg =31,1034768 g = 1,555 173 84 g
Ib
I
I
2 3 4 5 6 7 8 9
c..
ka
USA Ilb 1 oz 1 dr 1 grain
= 0,453 5924277 kg =28,349526731 25 g = 1,771 845 420703 g =64,798918243 rng
I sh tOD 1110n
=907,1848554 kg = 1016,047 038 048 kg
1 oz t I dwt
=31,103480757 g = 1,555 174083 g
grl
g
dr
I
1 2 3 4 5 6 7 8 9
28,350 56,699 85,049 113,398 141,748 170,097 198,447 226,796 255,146
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1,77185 3,54369 5,3/554 7,08738 8,85923 10,63107 12,40292 14,17476 15,94661
1 2 3 4 5 6 7 8 9
kl
oh ton
M&=I
lon
Ma=1
alUI
50,8@23 101,6047 152,4070 103,2094 254,0117 304,8141 355,6164 406,4188 457,2211
1 2 3 4 5 6 7 8 9
0,907185 1,814370 2,721555 3,628739 4,535924 5,443 109 6,350294 7,257479 8,164664
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1,01605 2,03209 3,048 14 4,064 19 5,08023 6,09628 7,11233 8,12838 9,144 42
1 2 3 4 5 6 7 8 9
~I
1 2 3 4 5 6 7 8 9
IPIIlSStl
oz
0,45359 0,907 18 1,360 78 1,81437 2,26796 2,721"55 3,17515 3,62814 4,08233
(I)
I
483
ma
64,799 129,598 194,397 259,196 323,995 388,793 453,592 518,391 583,190
I
kl
14,59391 29,18782 43,78173 58,37564 72,96955 87,56346 102,15737 116,75127 131,345 18
A.2.6. Conversão de unidades de densidade 3
I Ib/pé' = 1 Ib/pé = 16,018 466 kg/m' = Ilb/polk27,680X lO' kgJ m' = 27.680 kg/dm' 1 Ib/pol' 1 Ib/UKgaJ =99,7767 kg/rn' Ilb/USgaJ=119,826kgJrn' Iblft 3
/ 2 3 4 5 6 7 8 9
kglm l
16,0185 32,0369 48,0554 64,0739 80,0923 96,1108 112,1293 128,1477 144,1662
- - -- -
IblíD'1
1 2 3 4 5 6 7 8 9 - -
kg/dm 3
27,680 55,360 83,040 110,720 138,400 166,080 193,760 221,440 249,120
Ib UKlal
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
kllm a
99,777 119,553 299,330 399, J07 498,884 598,660 698,437 798,214 897,990
Ib USaal
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
ka/m'
119,83 239,65 359,48 479,30 599,13 718,96 838,78 985,61 1078,43
484
PLÁSTICOS
A .2. 7. Conversão de unidades de força e peso
USA I Ibf =4.448222224 N I lonf =9.964017782 kN lozf =0,278013889 N
R.U.
I Ibf =4.448221 615 N Ilonf=9.964016418kN I ozf =0,278013854N I pdl =0,138255 O N Ibf
I
I 2 3
4 5 6 7 8 9
N
loof
4.4482 8,8964 13,3447 17,7929 22.2411 26,6893 31.1373 35,5858 40,0340
I 2
I
kN
9,9640 19,9280 29,8921 39,8561 49,8201 59,7841 69,7481 79,7121 89,6762
3
4 5 6 7 8 9
ozf
I
1 2 3
4 5 6 7 8 9
N
pdl
0,278014 0,556028 0,834042 1,112056 1,3'90069 1,668083 1,946097 2,224 111 2,502115
I 2 3 4 5 6 7 8 9
I
N
0.138265 0,276510 0,414765 0,553020 0.691 275 0,829530 0,967785 1,106040 1,244295
A .2.B. Conversão de unidades de energia, calor e momentos
R.U. I ftlbf 1 fllonf linlbf 1 in ozf 1 pd\ fI 1 BTUST 1 CHU 1 CTU
n. Ibf
I
1 2 3 4 5 6 7 8 9
pdl.
ft
i 2 3 4 5 6 7 8 9
t
USA I fllbf = 1,355 8181 J (N m) 1 ft tonf = 3,037 032 6 kJ (kN m) . 1 in lbf =0,11298484 J (N m) 1 in ozf =7,061 5528 mJ (mN m)
=1.3558179J(Nm) = 3,0370322 kJ (kN m) =0,11298483J(Nm) =7,0615519 mJ (mN m) =42,140110 mJ (mN m) = 1,055056 kJ =1,9004kJ = 1,898 5 kJ J=Nm
ft toof
1,3558 2,7116 4,0675 5,4233 6,7791 8.1349 9,4907 10,8466 12.2024
I 2 3 4 5 6 7 8 9
mJ=mNm
42,1401 84,2802 126,4203 168,5604 210,7006 252,8707 294,9808 337,1209 379,2610
BTU
1 2 3 4 5 6 7 8 9
I
k]=kN m
3.0370 6,0741 9,1111 12,1481 15,1852 18,2222 21,2592 24,2963 27,3333
STI
in .
Ibf
I
I 2 3 4 5 6 7 8 9
J=N m
0,11298 0,22597 0,33895 0.45194 0,56492 0,677 91 0,79089 0,90388 1,01686
in. ozf.
I
1 2 3 4 5 6 7 8 9
kJ
CHUI
k]
cru
1,0551 2,1101 3,1652 4,2202 5,2753 6,3303 7,3854 8,4404 9,4955
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1,900 3,801 5,701 7,602 9,502 11,402 13,303 15,203 17,104
I 2 3 4 5 6 7 8 9
rnJ=mN m
7,0616 14,123\ 21.1847 28;2462 35,3078 42,3693 49,4309 56,4924 63,5540
I
kJ
1,898 3,797 5,696 7,594 9,492 11,391 13,290 15,188 17,086
APtNDlCE
485
A.2.9. Conversão de unidades de pressão e tensão
R.U. 1 lbf/ío l 1 Ibf/ft l 1 tonf/ft l 1 tonf/ín ' 1 pdl/ft 2
USA
=6,8947573 kN/m" =47,880260 N/m l =107,25178kN/m 2 = 15,444 256 MN/m' = 1,488 1639 N/ml
1 Ibf/ín l = 6,8947582 kN/mt 1 Ibf/ft l =47,880265 N/m" 1 tonf/ft t = 107,25179 kN/ml 1 toof/ío 2 = 15,444 258 MN/ml
1 ftHIO = 2,989 07 kN/m t 1 íoHIO =249,089 N/ml 1 íoHg = 3,386 39 N/m t Ibf
kN
N
MN
i7"
mo
nr
m"
tonf '1\" -
kN (jji"
fiii""
ma
1 2 3 4 5 6 7 8 9
6,8948 13,7895 20,6843 27,5790 34,4738 41 ,3685 48,2633 55,1580 62,0528
1 2 3 4 5 6 7 8 9
47,880 95,761 143,641 191.521 239,401 287,282 335,162 383,042 430.922
1 2 3 4 5 6 7 8 9
107,252 214,504 321,755 429,007 536,259 643,511 750,763 858,014 965,266
1 2 3 4 5 6 7 8 9
15,444 30,888 46,333 61,777 77,221 92,666 108,110 123,554 138,998
inHa
ma
1 2 3 4 5 6 7 8 9
3,3864 6,7728 10,1592 13,5456 16,9320 20,3183 23,7047 27,0911 30,4775
pdl
N
fio
m"
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1,4882 2,9763 4,4645 5,9527 7,4408 8,9290 10,4771 11,9053 13,3935
Ibf
nH~1 1
i 2
3 4 5 6 7 8 9
kN
'"'iiii" 2,9891 5,9781 8,9672 11,9563 14,9454 17,9344 20,9235 23,9126 26,9016
iDH~ I 1 2 3 4 5 6 7 8 9
N
ml
249,09 498,18 747,27 996,36 1245,44 1494,53 1743,62 1992,71 2241,80
tonf
N
486
PLÁSTICOS
A.2.IO. COl'lversíio de unidades de viscosidade cinerndt[co R.I.
30 32 34 36 38 40 42 44 46 48 50 52 54 56 58
cSI
R.I.
1,5 2,5 3,4 4,0 4,9 5,6 6,5 7,0 7,9 8,6 9,4 10,0 10,7 11,4 12,0
60 62 64 66 68 70 75 80 85 90 95 100 200 300 x
I mm',"
I
mm',.
cSt
S.U.S.
12,6 13,1 13,9 14,5 15,0 15,5 17,0 18,5 19,8 21,1 22,5 23,7 48,8 73,5
30 32 34 36 38 40 42 44 46 48 50 52 54 S6 58
O,245x
I
mm',"
cSt
S.U.S.
1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,4 5,0 5,5 6,1 6,9 7,5 8,0 8,5 9,1 9,9
60 62 64 66 68 70 75 80 85 90 95 100 200 300
10.2 10,9 11,5 12,2 12,6 13,1 14,4 15,7 17,0 18,2 19,4 20,6 43,2 65,0
x
O,2165x
I
cSI
mm',s
A.2.II. Conversão de unidades de temperatura
71
T K
255,372 O 10 260,928 20 266,483 272,039 30 277,594 40 50 I 283,150 288,705 60 70 294,261 80 299,817 90 I 305,372 100 310,928
200 300 400 500 600 700 800 900 1000
366,483 422,039 477,595 533,150 588,706 644,261 699,817 755,373 810,928
I
T
I
I
°C
°F
-17,778 -12,222 - 6,667 - 1,111 4,444 10,000 15,556 21.111 26,667 32,222 37,778
2000 3000 4000 5000 O
93,333 148,889 204,445 260,000 315,556 371,111 426,667 482,223 537,778
I
AI, JT
I
I
I
°C
°F
1366,483 1922,039 2477,594 3033,150
1093,333 1648.889 2204,444 2760,000
1 2 '3 4
0,555 556 1,111111 1,666667 2,222222
-10 -20 -30 -40 -50 -60 -70 -80 -90 -100
255,372 249,817 244,261 238,706 233,150 227,594 222,039 216,483 210,928 205,372 199,817
-17,778 -23 ,333 -28,889 -34,444 -40,000 - 45,556 -51,111 -56,667 -62,222 -67,778 -73,333
5 6 7 8 9
2,777778 3,333 333 3,888889 4,444444 5.000000
-200 -300 -400 (-500)
144,261 88,706 33,150 ( -22,406)
K
-128,889 -144,444 -240,000 (- 295,556)
K f>°C
APÊNDICE
Fig. 1.3.14. Recip'iente experimental, com
furo de grande diâmetro na parte inferior.
Fig. 1.3.15. Fluxo do material no molde de recipiente experimenta'!. Os discos superpostos mostram bem o fluxo de material na cavidade do molde.
F!f. 1.3.66. Inserções de
plástico também podem ser utilizadas em objetos de plást!co (xícara de chá .com mtenor branco e extenor vermelho·vivo).
487
488
PLÁSTICOS
Fig. 1.3.70. Produto feito com o molde mostrado na Fig. 1.3.69.
Fig. 1.3. 76. Produto vesiculado a gás feito
com o molde mostrado na Fig. 1.3-.75 .
Fig. 1.3.73. Produtos removidos do molde mostrado na Fig. 1.3.72,
com jitos e canais de distribuição.
APÊNDICE
489
Fig. 1.4.3. Fixação articulada de ferramentas. a) aberto, b) fechado.
Fig.3.2.1. Produção de molde de bandeja de plástico com equipamento de duplicação em torno.
490
PLÀSTICOS
Fig. 3.2.2. Bancada de trabalho moderna
Fig. 3.2.31. Molde de injeção feito pelo
para produção de moldes para plásticos.
método galvanoplástico.
Fig. 3.2.3. Máquina de usinagem por
eletro-erosào "Erosimat D".
Lószló 50rs Lôszló Barôócz Istuán Radnóti
Plásticos MOLDES & MATRIZES
Resumo cios processos mois wiliz(/elos ele mo/elagem de plúslicos • projeto cle moldes e motrizes ele mOldagern a quente • Dimensionamento dos peçns dos moldes de con.1órrnação (1 quente • .\laterial e fabricação dos molde...~ • I-""erramentos de reborboçôo c limpeza cios plásticos • Tabelas (Ic com 'crsdo
Um cios pOlllos-c/1av (le lodo o d evolvimelllo inclustríaJ é o projeto ele alto p adrão cor1.Struç-ão modema ele moleles dv plásticos. Esla • a (mie f< nlla d S
• Hemus
