diseÑo de un molde de inyecciÓn y …159.90.80.55/tesis/000156469.pdf · asistidas por...

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES

COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES

DISEÑO DE UN MOLDE DE INYECCIÓN Y ELABORACIÓN DE DIAGRAMAS

DE MOLDEO PARA LA EMPRESA UNIÓN PLASTIC

Realizado por:

Solangel Mariana García Cedeño

INFORME FINAL DE CURSOS DE COOPERACIÓN

Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al

título de Ingeniero de Materiales

Sartenejas, Mayo 2012

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES

COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES



Realizado por:


Realizado con la asesoría de:

Tutor Académico: Prof. María Virginia Candal Pazos

Tutor Industrial: Ing. Alexander Aumaitre

Jurado Evaluador: Prof. Rosa Amalia Morales

INFORME FINAL DE CURSOS DE COOPERACIÓN

Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al

título de Ingeniero de Materiales

Sartenejas, Mayo 2012

iii



Realizado por:


RESUMEN

El presente proyecto se dividió en dos estudios principales, los cuales abordaron el moldeo por inyección de plásticos y el diseño de un molde de inyección. El primer estudio fue llevado a cabo en la Corporación Unión Plastic y tuvo como objetivo principal conseguir las condiciones óptimas de moldeo por inyección (ventanas de proceso) y determinación de tiempos de ciclo óptimos para tres envases de pared delgada marca Selva (tina de 12, 26 y 32 onzas), fabricados en la empresa. El material empleado para los tres productos fue polipropileno (PP). En el caso de la tina de 12 onzas, se emplearon dos tipos de polipropileno equivalentes en índice de fluidez, Propilven J-905 y Braskem H-103, con la finalidad de comparar el comportamiento de ambos materiales en el molde. Para la tina de 26 onzas se empleó Braskem H-103, mientras que para la tina de 32 onzas se utilizó Propilven J-905. En la elaboración de las ventanas de proceso, se consiguieron las condiciones de moldeo que garantizaron las especificaciones del cliente (Inversiones Selva, C.A.), cuyas exigencias son precisadas a partir de la contracción y apariencia de las piezas. Para la realización de dichos diagramas de moldeo, se variaron presiones y temperaturas de inyección con la finalidad de encontrar los valores límites indicadores de llenado incompleto del molde y aparición de rebabas. Una vez seleccionadas las condiciones de presión y temperatura de inyección óptimas, se probó su continuidad en planta por dos horas. Los resultados obtenidos en esta sección, hicieron posible la reducción de la temperatura de inyección en las tinas 12 onzas (con material Propilven J-905), 26 y 32 onzas, en porcentajes de ~4% para las primeros dos y ~2% para la última, favoreciendo la disminución del tiempo de ciclo. En cuanto a la tina de 12 onzas con material Braskem H-103, se redujo la presión de inyección en un ~4% respectivamente, favoreciendo la disminución del tiempo de ciclo y el ahorro energético. En el estudio de la contracción, fue posible concluir que existían diferencias dimensionales importantes en las cavidades, afectando el proceso de llenado del molde, y que el valor mínimo de contracción para el buen ajuste con la tapa es de 1,45%. En cuanto a la determinación del tiempo de ciclo óptimo, se procedió a modificar los tiempos de inyección, presión sostenida y enfriamiento, tomando en cuenta el peso de las piezas y su apariencia. Sólo fue posible reducir en un ~1% el tiempo de ciclo de la tina de 26 onzas, lo cual resultó en un aumento de la producción. La segunda parte del estudio, involucró el diseño de un molde de inyección de una tina de 22 onzas, para la empresa Innoplas de Venezuela, C.A. (socia de la compañía Unión Plastic), con el objetivo de mejorar los sistemas de refrigeración y expulsión del molde existente dentro de la empresa. El molde desarrollado en este proyecto contiene una serie de postizos que aumentarán la vida útil del mismo. Asimismo, se modificó el sistema de refrigeración y expulsión, permitiendo la disminución del tiempo de ciclo. El diseño fue posible gracias a herramientas asistidas por computadora (CAD), específicamente al programa Solidworks®.

iv

AGRADECIMIENTOS

Primero que nada, quiero agradecer a Dios por estar siempre de mi lado, dándome las

señales y siempre mostrándome el siguientes paso, mi camino a seguir.

Gracias a mi familia, por estar allí siempre para mí, por haberme brindado todo el apoyo

que necesitaba y más. Gracias por haberme acompañado en toda esta travesía que ha sido la

universidad, desde los momentos más difíciles hasta la recta final. Les debo parte de este trabajo.

No estaría aquí si no fuese por ustedes, los amo.

Le agradezco a Ricardo, mi número uno, mi hombro. Gracias por tu apoyo incondicional

y por alentarme siempre en los momentos más difíciles, Te amo.

A mis hermanos del Mapara, gracias por su apoyo. Comparto todos mis logros con

ustedes y mil gracias por brindarme esa amistad tan especial e incondicional, los adoro.

Gracias a mis tutores, por guiarme y darme las herramientas para llevar a cabo este

proyecto y por enseñarme tantas cosas para hacer de mí, una mejor profesional.

v

ÍNDICE GENERAL

RESUMEN iii

AGRADECIMIENTOS iv

ÍNDICE GENERAL v

ÍNDICE DE TABLAS ix

ÍNDICE DE FIGURAS xii

CAPÍTULO I. INTRODUCCIÓN 1

CAPÍTULO II. OBJETIVOS 2

2.1. Objetivos generales 2

2.2. Objetivos específicos 2

CAPÍTULO III. MARCO TEÓRICO 3

3.1 PROCESO DE INYECCIÓN 3

a) Unidad de inyección 3

b) Unidad de cierre 5

c) Unidad de potencia 5

d) Unidad de control 6

3.2 VARIABLES EN EL PROCESO DE INYECCIÓN 6

a) Temperaturas 6

a.1) Temperatura de inyección 6

a.2) Temperatura de molde 6

b) Presiones 6

b.1) Presión de inyección 6

b.2) Presión sostenida 7

c) Tiempos 7

c.1) Tiempo de inyección 7

c.2) Tiempo de presión sostenida 7

c.3) Tiempo de enfriamiento 7

3.3 VENTANAS DE PROCESO 7

3.4 CONTRACCIÓN 8

3.4.1 Influencia de algunas variables en la contracción 9

vi

a) Temperatura de inyección 9

b) Presión de inyección 10

c) Presión sostenida 10

d) Temperatura de molde 10

3.5 MOLDES DE INYECCIÓN 10

3.5.1 Moldes de colada fría 10

3.5.2 Moldes de colada caliente 12

a) Sistema de alimentación 13

b) Sistema de refrigeración 15

c) Sistema de expulsión 16

3.5.3 Ventajas y desventajas del molde de colada caliente 17

3.6 ANTECEDENTES 17

3.7 JUSTIFICACIÓN 20

CAPÍTULO IV. METODOLOGÍA 21

4.1 MATERIALES 21

a) Resinas 21

b) Materiales para la fabricación del molde de inyección de la tina de 22 onzas 22

4.2 EQUIPOS 23

4.2.1 Máquinas de inyección empleadas en la fabricación de las tinas de 12,

26 y 32 onzas, marca Selva® 23

4.2.2 Máquinas de inyección seleccionada para el molde de la tina de

22 onzas diseñado 26

4.2.3 Otros Equipos 27

4.3 PROCEDIMIENTO 27

4.3.1 Revisión bibliográfica 27

4.3.2 Descripción de las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva® 28

4.3.3 Determinación de las ventanas de proceso 30

4.3.4 Medición de la contracción 33

4.3.5 Determinación del tiempo de ciclo óptimo 34

4.3.6 Consideraciones de diseño de la tina de 22 onzas 35

4.3.7 Consideraciones de diseño del molde de inyección 36

vii

4.3.8 Dimensionamiento del molde diseñado 36

4.3.9 Bebedero 38

4.3.10 Sistema de alimentación 39

4.3.11 Entrada 39

4.3.12 Sistema de enfriamiento 40

4.3.13 Sistema de expulsión 41

4.3.14 Respiraderos 41

CAPÍTULO V. RESULTADOS Y DISCUSIONES 42

5.1 VENTANAS DE PROCESO 42

5.1.1 Tina de 12 onzas, material Propilven J-905 43

5.1.2 Tina de 12 onzas, material Braskem H-103 47

5.1.3 Tina de 26 onzas 49

5.1.4 Tina de 32 onzas 51

5.2 EFECTO DE LA PRESIÓN EN LA CONTRACCIÓN DE LAS TINAS 53

5.2.1 Tina 12 onzas, material Propilven J-905 54

5.2.2 Tina 12 onzas, material Braskem H-103 55

5.2.3 Tina 26 onzas, material H-103 56

5.3 DETERMINACIÓN DEL TIEMPO DE CICLO ÓPTIMO 58



5.4 DISEÑO DE UN MOLDE DE COLADA CALIENTE DE UNA TINA DE

22 ONZAS 67

5.4.1 Vistas 2D y lateral del molde de inyección de la tina de 22 onzas 69

5.4.2 Placas del molde 73

5.4.3 Piezas normalizadas del molde 74

5.4.4 Alineación del molde 77

5.4.5 Cavidades (macho y hembra) 79

5.4.6 Postizos en las cavidades 81

a) Anillo en el macho 81

b) Fondo 83

c) Punta 84

viii

5.4.7 Diseño del sistema de alimentación 85

a) Bebedero 85

b) Entrada a la cavidad 87

c) Escape de aire 87

5.4.8 Sistemas de refrigeración 88

5.4.9 Sistema de expulsión 92

5.4.10 Vista 3D del molde diseñado 94

CAPÍTULO VI. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 95

CAPÍTULO VII. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 97

APÉNDICE 101

A. Cálculo de la contracción 101

B. Número de cavidades 102

C. Cálculo de las dimensiones mínimas para un bebedero de colada fría 104

D. Cálculo del sistema de refrigeración 105

E. Planos de las piezas que conforman el molde diseñado 106

ix

ÍNDICE DE TABLAS

Tabla 3.1. Ventajas y desventajas de emplear un sistema de expulsión completamente neumático 16

Tabla 3.2. Ventajas y desventajas de los moldes de colada caliente 17

Tabla 4.1. Descripción de los materiales plásticos empleados y recomendados 22

Tabla 4.2. Propiedades de los aceros P-20, H-13 y WKW4 y las aleaciones de Cobre C17200, C17510 y C1800 22

Tabla 4.3. Especificaciones de las máquinas de inyección 23

Tabla 4.4. Especificaciones de la máquina de inyección marca Haixiong, modelo HX98 26

Tabla 4.5. Condiciones de procesamiento bases de las tinas de 12 onzas (con material Propilven J-905 y Braskem H-103), 26 y 32 onzas (Braskem H-103), marca Selva® 30

Tabla 4.6. Perfiles de temperaturas en el barril bases de las tinas de 12 onzas (con material Propilven J-905 y Braskem H-103), 26 y 32 onzas (Braskem H-103), marca Selva® 30

Tabla 4.7. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 12 oz, J-905) 31

Tabla 4.8. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 12 oz, H-103) 31

Tabla 4.9. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 26 oz, H-103) 32

Tabla 4.10. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 32 oz, J-905) 32

Tabla 4.11. Número de cavidades admisibles para la máquina de inyección Haixiong HX98 según el criterio de capacidad de inyección y fuerza de cierre 37

Tabla 4.12. Especificaciones para los canales de enfriamiento del fondo, hembra y punta/macho 40

Tabla 4.13. Disposición espacial de los canales de enfriamiento del molde diseñado 40

x

Tabla 5.1. Condiciones de procesamiento para la tina de 12 onzas (material Propilven J-905) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la “galga en caliente” 46

Tabla 5.2. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 12 oz (Propilven J-905) 46

Tabla 5.3. Condiciones de procesamiento para la tina de 12 onzas (material Braskem H-103) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente” 48

Tabla 5.4. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 12 oz (Braskem H-103) 48

Tabla 5.5. Condiciones de procesamiento para la tina de 26 onzas (material Braskem H-103) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente” 50

Tabla 5.6. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 26 oz (Braskem H-103) 51

Tabla 5.7. Condiciones de procesamiento para la tina de 32 onzas (material Propilven J-905) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente” 52

Tabla 5.8. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 32 oz (Propilven J-905) 53

Tabla 5.9. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión de inyección (tina 12 oz) 60

Tabla 5.10. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión sostenida (tina 12 oz) 62

Tabla 5.11. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión de inyección (tina 26 oz) 65

Tabla 5.12. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión sostenida (tina 26 oz) 66

Tabla 5.13. Accesorios para el molde de inyección del catálogo de Hasco® 75

Tabla 5.14. Accesorios normalizados para el molde de inyección del catálogo de D-M-E® 76

Tabla 5.15. Especificaciones del bebedero caliente escogido 85

Tabla A.1. Medidas de diámetro exterior de la tina 12 onzas con material Braskem H-103

xi

de la cavidad 1 del molde correspondiente, a las 0 horas de haber sido moldeada (temperatura de inyección: 270°C; presión de inyección: 85MPa) 101

Tabla D.1. Diámetros de los canales de refrigeración de las regiones del molde diseñado 105

xii

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 3.1. Esquema del proceso de inyección 3

Figura 3.2. Partes de una máquina de inyección hidráulica 4

Figura 3.3. Mecanismos de cierre de las máquinas de inyección. (a) Unidad de cierre mecánico con rodilleras y (b) unidad de cierre con sistema mecánico-hidráulico 5

Figura 3.4. Ciclo de inyección 7

Figura 3.5. Diagrama de moldeo volumétrico (MVD) 8

Figura 3.6. Efectos de los parámetros de procesamiento en la orientación del material durante el moldeo por inyección 9

Figura 3.7. Esquemas representativos de moldes de colada fría. (a) Una cavidad y (b) multicavidades 11

Figura 3.8. Mecanismo de alineación del material en la cavidad y canales de alimentación fríos del molde 11

Figura 3.9. Relación rentabilidad-calidad de los canales de alimentación 12

Figura 3.10. Esquema de un molde de colada caliente. 1: Plato fijo; 2: placa portacavidades; 3: bloques espaciadores; 4: “manifold” o bloque distribuidor; 5: Boquilla caliente con sellado de ajuste deslizante y 6: disco distanciador 12

Figura 3.11. Bebederos en moldes de colada caliente. (a) Multicavidades y (b) una sola cavidad 13

Figura 3.12. “Manifold” (diseño de Heitec) 14

Figura 3.13. Sistemas de calentamiento en moldes de colada caliente. (a) “Manifold” y boquillas calentadas externamente y (b) “manifold” calentado externamente con boquillas calentadas internamente 14

Figura 3.14. Requerimientos dimensionales de los canales de refrigeración 15

Figura 3.15. Esquemas representativos de sistemas de expulsión. (a) “Stripper” y (b) aire 16

Figura 4.1. Máquinas de inyección. (a) HXH208-W5; (b) HXH308-W5 y (c) HXH288-W5 23

xiii

Figura 4.2. Molde de la tina de 32 onzas marca Selva®, fabricada en la Corporación Unión Plastic. (a) Macho; (b) placas del molde y (c) hembra 24

Figura 4.3. Esquema representativo de los moldes y las máquinas de inyección empleadas en la fabricación de las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva® 24

Figura 4.4. Moldes de las tinas marca Selva de capacidad 12, 26 y 32 onzas. (a) Molde TST-12; (b) Molde TST-26; (c) Molde TST-32; (d) acercamiento de la punta de un macho del molde TST-26 25

Figura 4.5. Fondo del molde TST-26 26

Figura 4.6. Vernier marca CE, modelo GN16733 27

Figura 4.7. Tinas 12, 26 y 32 onzas marca Selva®. (a) Parte superior y (b) parte inferior 28

Figura 4.8. Medidas normalizadas en las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva®. (a) Ubicación del punto de inyección; (b) detalle de la boca o “stack” y (c) tina de 12 onzas con la tapa 28

Figura 4.9. Dimensiones de las tinas estudiadas, marca Selva® (medidas expresadas en mm). (a) 12 onzas; (b) 26 onzas y (c) 32 onzas 29

Figura 4.10. Tapa de las tinas 12, 26 y 32, marca Selva® (medidas expresadas en mm). (a) Parte superior y (b) parte posterior 29

Figura 4.11. “Galga en caliente”. (a) Diámetro de la boca o “stack” límite inferior, “no pasa”; (b) buen ajuste de la tina en el diámetro de la boca o “stack” límite superior, “pasa” y (c) ajuste correcto de la tina en el diámetro de la boca o “stack” límite inferior, “no pasa” 32

Figura 4.12. Dimensiones: (a) Tina modificada y (b) tina original (medidas expresadas en mm) 36

Figura 4.13. Esquema representativo de la posición de la cavidad en el molde de inyección diseñado 37 Figura 4.14. Esquema de la posición de las placas en los platos de la máquina Haixiong HX98 (medidas expresadas en mm); H=360mm y V=340mm. (a) Posición de la placa fija del molde diseñado en el plato de la máquina y (b) posición de la placa móvil del molde diseñado en el plato de la máquina 38

Figura 4.15. Medidas para el diseño de un bebedero de colada fría 39

Figura 4.16. Esquema del sistema de alimentación del molde de la tina de 22 onzas, fabricada por Innoplas de Venezuela, C.A 39

xiv

Figura 4.17. Esquema representativo de los respiraderos. (a) Ubicación del punto de inyección de la tina de 22 onzas y (b) dimensiones de referencia de los respiraderos del molde de la tina de 22 onzas 41

Figura 5.1. Ventana de proceso de la tina de 12 onzas marca Selva®, con material Propilven J-905 43

Figura 5.2. Influencia de la presión de inyección en la aparición de rebabas para la tina de 12 onzas (material Propilven J-905). (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 44

Figura 5.3. Llenado justo de la tina de 12 onzas de la cavidad 1 del molde TST-12 (Propilven J-905) 44

Figura 5.4. Molde TST-12 47

Figura 5.5. Ventana de proceso de la tina de 12 onzas marca Selva®, con material Braskem H-103 47

Figura 5.6. Ventana de proceso de la tina de 26 onzas marca Selva®, con material Braskem H-103 49

Figura 5.7. Esquema del recorrido del fundido en los moldes. (a) Molde TST-12 y (b) molde TST-26 50

Figura 5.8. Ventana de proceso de la tina de 32 onzas marca Selva®, con material Propilven J-905 51

Figura 5.9. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 12 onzas con material Propilven J-905. (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 2 54

Figura 5.10. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 12 onzas con material Braskem H-103. (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 2 55

Figura 5.11. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 26 onzas con material Braskem H-103. (a) Cavidad 1; (b) cavidad 3; (c) cavidad 4 y (d) cavidad 5 57

Figura 5.12. Determinación del tiempo de inyección óptimo (tina 12 onzas, Braskem H-103) 59

Figura 5.13. Tina 12 onzas, moldeada con un tiempo de inyección de 0,8 s 60

Figura 5.14. Efectos de parámetros de inyección en la orientación. (a) Efecto de la velocidad de llenado; (b) efecto del empaquetamiento; (c) efecto de la temperatura de molde 61

xv

Figura 5.15. Determinación del tiempo de presión sostenida óptimo (tina 12 oz, Braskem H-103) 62

Figura 5.16. Determinación del tiempo de inyección óptimo (tina 26 oz, Braskem H-103) 64

Figura 5.17. Determinación del tiempo de presión sostenida óptimo (tina de 26 oz, Braskem H-103) 65

Figura 5.18. Apariencia del fondo de la tina de 26 onzas con el tiempo de presión sostenida. (a) 0,5 s; (b) 0,6 s y (c) 1,1 s 66

Figura 5.19. Tina de 22 onzas, fabricada actualmente en Innoplas de Venezuela, C.A 67

Figura 5.20. Molde de inyección existente de la tina de 22 onzas. (a) Molde abierto y (b) molde cerrado 68

Figura 5.21. Vista 2D superior del molde 70

Figura 5.22. Representación de la punta del macho fabricada con una aleación de Cobre 72

Figura 5.23. Vista 2D lateral del molde 73

Figura 5.24. Elementos de la placa fija del molde. (a) Lado superior y (b) lado posterior 74

Figura 5.25. Placa móvil del molde. (a) Lado superior y (b) lado posterior 74

Figura 5.26. Ubicación de los tornillos normalizados por Hasco®, empleados en el diseño del molde. (a) Placa móvil y (b) placa fija 75

Figura 5.27. Ubicación de los elementos de alineación normalizados por D-M-E®, empleados en el diseño del molde 76

Figura 5.28. Acercamiento del bebedero normalizado por D-M-E®, empleado en el diseño del molde 77

Figura 5.29. Ubicación de las columnas y casquillos guías en el molde diseñado 78

Figura 5.30. Superficies en ángulo para en centrado del núcleo o macho 78

Figura 5.31. Alojamientos para los cilindros de centrado. (a) Macho ensamblado y (b) hembra 79

xvi

Figura 5.32. Análisis de espesor en la cavidad realizado en Solidworks®. (a) Cavidad con los redondeos originales y (b) cavidad modificada 79

Figura 5.33. Esquema para el ensamblaje de la hembra con el anillo-tapón del sistema de Refrigeración 80

Figura 5.34. Macho ensamblado con la punta del molde diseñado. (a) Parte superior y (b) parte inferior 81

Figura 5.35. Ensamblaje del anillo en el macho. (a) Anillo y (b) Hembra acoplada al macho 82

Figura 5.36. Esquema del estado original del macho (molde de tina de 22 onzas existente) 82

Figura 5.37. Medidas del “stack” del anillo diseñado (vista transparente) 83

Figura 5.38. Fondo de la hembra. (a) Parte superior y (b) parte inferior en contacto con la placa 83

Figura 5.39. Colocación del fondo en la hembra 84

Figura 5.40. Punta ensamblada al tubo. (a) Parte inferior (contacto con el macho) y (b) parte superior 84

Figura 5.41. Ensamblaje del bebedero y el anillo de centrado en la placa fija del molde 86

Figura 5.42. (a) Medidas del alojamiento del bebedero recomendadas por el fabricante y (b) fondo diseñado 87

Figura 5.43. Ubicación de los repiraderos del molde diseñado 88

Figura 5.44. Placa fija del molde diseñado (vista transparente) 88

Figura 5.45. Vista superior de la hembra. (a) Molde existente y (b) molde diseñado 89

Figura 5.46. Detalles internos de la hembra (vista transparente). D: diámetro del canal de enfriamiento 89

Figura 5.47. Sistema de enfriamiento del fondo. (a) Molde diseñado y (b) Molde existente 90

Figura 5.48. Placa acoplada al carro móvil (vista transparente) 90

Figura 5.49. Vista superior del macho. (a) Molde existente y (b) molde diseñado 91

xvii

Figura 5.50. Macho ensamblado con la punta (vista transparente) 91

Figura 5.51. Posición de los expulsores, canal de aire en el macho y esquema de acción de aire 92

Figura. 5.52. Esquema del desmoldeo de la tina de 22 onzas. (a) Molde cerrado; (b) apertura del molde y (c) molde completamente abierto 93

Figura 5.53. Vista transparente 3D del molde diseñado 94

CAPÍTULO I INTRODUCCIÓN

Desde el descubrimiento del plástico, este material se ha convertido en un factor clave en

el desarrollo social e industrial de la humanidad. La diversidad de propiedades encontradas en

dichos materiales, han hecho posible su introducción en una gran cantidad de aplicaciones. Entre

las más destacadas están los empaques, abarcando desde películas hasta envases rígidos.

La complejidad y variedad de presentaciones encontradas en los distintos empaques

plásticos pueden ser obtenidas gracias a los procesos de transformación que existen hoy en día.

Entre los más empleados para empaques rígidos, está el moldeo por inyección. Gran parte del

interés en los empaques rígidos está dirigido a los envases de pared delgada (espesor menor a 1

mm) cuyos bajos pesos resultan en un ahorro de material. Sin embargo, las condiciones de

procesamiento son mucho más delicadas y exigentes que para piezas gruesas. Las variables de

procesamiento óptimas, tales como temperatura y presión de inyección y tiempo de ciclo, son

críticas para la producción. Es por ello que el ajuste de los parámetros de moldeo es un factor

determinante, pues no solo afectará la calidad del producto sino también el costo de fabricación.

En este proyecto se pretende profundizar en los parámetros de procesamiento, tomando en

cuenta las especificaciones del cliente y tiempos óptimos de moldeo en la fabricación de tres

envases de pared delgada marca Selva®, producidos por la Corporación Unión Plastic. A su vez,

intenta resolver problemas de diseño en el molde existente de una tina de pared delgada

propiedad de la empresa Innoplas de Venezuela, C.A. Dichos inconvenientes han causado retraso

en la producción, a causa de la ineficiencia del molde de inyección en servicio.

La Corporación Unión Plastic es una empresa en crecimiento dedicada a la manufactura

de productos plásticos que actualmente funciona como empresa maquiladora de Inversiones

Selva, C.A. Por otra parte, Innoplas de Venezuela, C.A., es una empresa que trabaja en conjunto

con la Corporación Unión Plastic y tiene como objetivo principal la fabricación de envases y

contenedores para la industria del envasado.

CAPÍTULO II OBJETIVOS

1.1. OBJETIVOS GENERALES

Optimizar las condiciones de moldeo y tiempo de ciclo de las tinas de 12, 26 y 32

onzas, a modo de mejorar la producción y trabajar bajo los requerimientos del

cliente.

Diseñar un molde de inyección de colada caliente de una sola cavidad de una tina de

capacidad 22 onzas, que sea más eficiente que el ya existente dentro de la empresa

Innoplas de Venezuela, C.A.

1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Encontrar la ventana de procesamiento (temperatura de inyección versus presión de

inyección) de las tinas de 12, 26 y 32 onzas marca Selva®, fabricadas por la

Corporación Unión Plastic.

Verificar que las tinas de 12, 26 y 32 onzas marca Selva® producidas por la

Corporación Unión Plastic, estén dentro de las especificaciones del cliente

(Inversiones Selva, C.A.).

Determinar el efecto de la presión de inyección en la contracción a las 0, 24 y 48

horas de haber sido expulsada la pieza, de las tinas de 12 y 26 onzas marca Selva®

fabricadas por la Corporación Unión Plastic.

Determinar el tiempo de ciclo óptimo de las tinas de 12 y 26 onzas marca Selva®,

elaboradas por la Corporación Unión Plastic.

Comparar los sistemas de alimentación, refrigeración y expulsión del molde de la

tina de 22 onzas existente en la empresa Innoplas de Venezuela, C.A., y el diseñado

en este proyecto, con la finalidad de justificar las mejoras realizadas.

CAPÍTULO III MARCO TEÓRICO

3.1 PROCESO DE INYECCIÓN

El moldeo por inyección en una de las técnicas más comunes en el procesamiento de

plásticos. Este proceso consiste en fundir el polímero y hacerlo fluir bajo presión y temperatura

en un molde, en el cual la pieza solidifica y duplica su forma. La gran ventaja de este proceso es

la posibilidad de fabricar piezas de geometrías complejas a altas velocidades de producción (1,2).

El ciclo de inyección consiste en tres etapas principales: plastificación, llenado del molde, y

enfriamiento de la pieza (Figura 3.1). Cada una comprende el funcionamiento de diversos

sistemas de la máquina de inyección, la cual consta de los siguientes componentes (1,3-5,6):

Figura 3.1. Esquema del proceso de inyección (tomado y modificado de (7)).

(a) Unidad de inyección: está constituida por el cilindro de calefacción o barril, boquilla,

tornillo, bandas de calentamiento y válvulas de no retorno (Figura 3.2). Esta unidad es la

encargada de llevar a cabo el proceso de plastificación e inyección del polímero. La fase de

inyección está fuertemente relacionada con la plastificación, la cual determina la homogeneidad

Llenado

Enfriamiento

Plastificación

Inyección

Presión sostenida

Enfriamiento/retorno del tornillo

Apertura del molde/expulsión

4

del fundido y por ende, regula el desempeño del material en el llenado del molde. La capacidad

de obtener un fundido homogéneo, durante la plastificación, dependerá en gran medida de la

reología del polímero, la temperatura del barril, los esfuerzos de corte generados en el material, la

presión sostenida y la velocidad del tornillo.

Figura 3.2. Partes de una máquina de inyección hidráulica (tomado y modificado de (3)).

Tal como se ha expuesto, las funciones que desempeñan los componentes de la unidad de

inyección tienen la finalidad de fundir homogéneamente el material e introducirlo en la cavidad

del molde. Primero, el plástico es alimentado, generalmente en forma de gránulos o polvo,

mediante la tolva (Figura 3.2). Una vez en el barril, la rotación del tornillo transportará el

material a lo largo del cilindro de calefacción. Durante el avance de material se producirá fricción

entre las partículas poliméricas y los componentes metálicos (tornillo y barril), lo que generará

gran parte del calor empleado en fundir el plástico. Al llegar a la zona media del tornillo, los

gránulos empiezan a fundirse producto de dicha fricción y del calor emanado de las resistencias

eléctricas del barril. Una vez que la masa polimérica es trasladada a la zona de dosificación

(segmento delantero del tornillo), el material está completamente fundido y prosigue la etapa de

inyección. El pistón avanza axialmente hacia el molde cerrado y el plástico llena la cavidad.

5

(b) Unidad de cierre: se encuentra a un lado del plato móvil y está encargada de proveer

movimiento al mismo para la apertura y cerrado del molde. Los componentes principales de esta

unidad son: columnas soporte, plato móvil, plato fijo y mecanismo de cerrado y apertura. Junto al

molde, la unidad de cierre forma un sistema cerrado que puede ser: mecánico, hidráulico o una

combinación de ambos (Figura 3.3). Éste debe ser capaz de mantener cerrado el molde durante

las etapas de inyección y de presión sostenida.

(a)

(b)

Figura 3.3. Mecanismos de cierre de las máquinas de inyección. (a) Unidad de cierre mecánico con rodilleras y (b) unidad de cierre con sistema mecánico-hidráulico (tomado y modificado de (8)).

(c) Unidad de potencia: existen varios tipos de sistemas de potencia y su clasificación es

la siguiente: sistema de motor eléctrico con unidad reductora de engranajes, sistema de motor

hidráulico con unidad reductora de engranajes y sistema hidráulico directo. Los sistemas

eléctricos son usados, generalmente, en máquinas pequeñas. Tanto el movimiento del tornillo

como el de la unidad de cierre vienen dados por sistemas mecánicos de engranajes accionados

mediante motores independientes. Por otro lado, los sistemas hidráulicos son más comúnmente

6

utilizados y su funcionamiento viene dado por la transformación de presión hidráulica a potencia

mecánica.

(d) Unidad de control: está constituida por un controlador para las temperaturas de las

resistencias eléctricas del barril y otro para los parámetros de operación de la máquina de

inyección. El primero es un controlador “PID”, mientras que el segundo es un controlador lógico

programable (“PLC”). Éste se encarga de programar la secuencia del ciclo de inyección.

3.2 VARIABLES EN EL PROCESO DE INYECCIÓN

Existen una serie de parámetros de proceso que afectan el moldeo de una pieza. Presiones,

tiempos y temperaturas son algunas de las más destacadas. A continuación se muestran las

condiciones de procesamiento más importantes en el moldeo por inyección (3,5,9):

(a) Temperaturas: son los parámetros de moldeo más influyentes en la calidad y relación

costo-efectividad del producto. Las más importantes se presentan a continuación.

(a.1) Temperatura de inyección: de ésta dependen propiedades termodinámicas tales

como la viscosidad, entalpía y volumen específico. Cambios en estas propiedades

afectarán indudablemente el comportamiento del polímero en la cavidad.

(a.2) Temperatura del molde: es la temperatura que limita el tiempo de enfriamiento

de la pieza. Su magnitud debe ser la adecuada para lograr un equilibrio entre dichas

variables y la calidad de la pieza moldeada.

(b) Presiones: las presiones efectuadas en el procesamiento del material pueden tener

distintos efectos en el producto terminado. Las más relevantes son las siguientes.

(b.1) Presión de inyección: es aquella que se ejerce en el polímero fundido a causa del

movimiento axial del tornillo durante la fase de inyección.

7

(b.2) Presión sostenida: es la presión ejercida en la pieza moldeada en la etapa de

compactación. El propósito de esta presión es terminar el llenado de la pieza a modo

de lograr que el polímero solidifique cuando está denso y empaquetado.

(c) Tiempos: una manera de entender el tiempo de ciclo es presentada en la Figura 3.4.

Los más influyentes en la calidad final y el moldeo del producto son los siguientes.

Figura 3.4. Ciclo de inyección (tomado y modificado de (3)).

(c.1) Tiempo de inyección: es el tiempo durante el cual el pistón avanza para

desplazar la masa polimérica hasta el molde. Su duración depende del polímero,

temperatura y presión de inyección, tamaño del molde y canales de alimentación.

(c.2) Tiempo de presión sostenida: es el que permite compensar la contracción del

polímero causada por la disminución de densidad durante la solidificación del mismo.

(c.3) Tiempo de enfriamiento: es el necesario para el enfriamiento del polímero en la

cavidad y es determinante en la producción y el costo de la pieza moldeada.

3.3 VENTANAS DE PROCESO

Las ventanas de proceso son diagramas que indican los rangos de temperatura y presión

de inyección y temperatura de molde, en los cuales se puede garantizar la calidad de una

determinada pieza plástica moldeada por inyección. Aquellas que involucran las tres variables

mencionadas anteriormente, son llamadas ventanas de proceso volumétricas o “MVD”.

8

Para la elaboración de un diagrama de moldeo “MVD”, es necesario encontrar los valores

límites de presión de inyección y temperatura de molde (a temperatura de inyección constante) en

donde es posible obtener piezas de calidad aceptable según el criterio establecido previamente.

Posteriormente, se procede a variar la temperatura de inyección (a temperatura del molde

constante) y se procede a modificar la presión de inyección para conseguir los valores límites del

diagrama. Dicha metodología se repite hasta completar la ventana en su totalidad (Figura 3.5) (8).

Figura 3.5. Diagrama de moldeo volumétrico (MVD) (tomado y modificado de (8)).

Al igual que los diagramas “MVD”, las ventanas de proceso en dos dimensiones o

diagramas de moldeo de área (“MAD”) brindan información acerca del proceso de inyección. Su

determinación permite una fácil compresión visual para el análisis de las variables de moldeo.

Ambos tipos de ventanas de proceso permiten controlar parámetros como las dimensiones, el

peso, la contracción y las propiedades ópticas de la pieza moldeada. De esta forma es posible

asegurar su calidad mediante la selección adecuada de las variables de procesamiento (10).

3.4 CONTRACCIÓN

En el caso determinado del proceso de inyección de plásticos, la contracción se define

como un fenómeno volumétrico referido a la diferencia entre las dimensiones de la cavidad del

molde y las medidas de la pieza moldeada (ambos a temperatura ambiente) luego de pasar un

estimado de 48 horas de haber sido expulsada dicha pieza. En teoría, la contracción inicia cuando

la entrada a la cavidad ha solidificado; debido a su enfriamiento, el material deja de compensar la

disminución en la presión interna y por ende, la pieza contrae (5, 11).

9

Por otra parte, el grado de contracción está relacionado, entre otras variables, con la

naturaleza del polímero. Los materiales semicristalinos presentan mayor contracción que los

amorfos debido a que los cristales formados durante el enfriamiento ocupan un menor volumen

en relación a las moléculas amorfas del estado fundido. En el caso específico de estos materiales,

existe un efecto debido a la orientación impartida durante el proceso de inyección y en la mayoría

esto lleva a una anisotropía en la contracción (11).

3.4.1 Influencia de algunas variables en la contracción

A la hora de procesar una pieza por inyección, es importante tener en cuenta que la

contracción es una variable que depende de la naturaleza del material, los parámetros de

procesamiento, el diseño de la pieza y la distribución del sistema de alimentación en el molde. Un

aumento en la orientación traerá una disminución en la contracción, por lo que aquellas variables

de proceso que favorezcan la orientación de material, disminuirán la contracción. En la Figura 3.6

se observan los efectos que tienen algunos parámetros de procesamiento en la orientación (5,7,11).

Figura 3.6. Efectos de los parámetros de procesamiento en la orientación del material durante el moldeo por inyección (tomado y modificado de (11)).

(a) Temperatura de inyección: un aumento inicial de esta temperatura permitirá la alineación

de las moléculas en la dirección de flujo aumentando la orientación (menor contracción).

Sin embargo, al continuar incrementando la temperatura, el polímero fluye más

fácilmente y las pérdidas de presión son menores. A partir de allí, se tiene más tiempo

para la relajación de esfuerzos y el desorden molecular, aumentando la contracción.

10

(b) Presión de inyección: cuanto mayor es la presión de inyección, tanto mayor será la

velocidad de inyección. Esto quiere decir que la orientación y el empaquetamiento será

más elevado y por ende, la contracción presentará una disminución.

(c) Presión sostenida: al aumentar la presión sostenida, se incrementa el grado de

empaquetamiento y la densidad del material. Esto favorece la orientación de las cadenas y

los cristales en la dirección de flujo, conduciendo a una disminución en la contracción.

(d) Temperatura de molde: el aumento de dicha temperatura permite que el polímero sea

empaquetado durante más tiempo, generando un posible retraso en el momento de cierre

de la entrada. Esta prórroga puede llevar al desarrollo de la presión interna de manera más

uniforme, lo cual conduciría a una contracción menor. Sin embargo, si la pieza sale a una

temperatura más alta, se evidenciará un aumento en el grado de contracción.

3.5 MOLDES DE INYECCIÓN

El diseño del molde de inyección está gobernado por el material, la pieza a inyectar y las

condiciones especificas características del proceso de inyección. Está constituido básicamente por

una cavidad, una entrada, canales de alimentación y un bebedero. Existen varios tipos de moldes

acorde al tipo de colada. Los más empleados son los de colada fría y colada caliente. El primero

involucra el desmoldeo de la pieza, canales de alimentación y bebedero, mientras que el segundo

mantiene a estos dos últimos fundidos para expulsar la pieza únicamente. Sin embargo, el uso de

controladores y el mantenimiento asociado, aumentan el costo de estos moldes (8, 12-13).

3.5.1 Moldes de colada fría

En los moldes de colada fría multicavidades, el material fundido es trasportado a través de

los canales de alimentación desde el bebedero hasta las cavidades del molde. Este traslado del

polímero por el sistema de alimentación, requiere de presión de inyección adicional. Sin

embargo, la fricción generada durante el flujo de material incrementa la temperatura del fundido,

facilitando así el movimiento del polímero. En el caso de moldes de una sola cavidad, el

bebedero se encuentra conectado directamente con la cavidad. Al igual que para moldes

multicavidades, el sistema de alimentación (el bebedero en este caso), debe ser enfriado para

11

garantizar rígidez en el momento de la expulsión. En la Figura 3.7 se pueden observar dos

esquemas de las cavidades y sistemas de alimentación en moldes de colada fría (8, 14).

(a) (b)

Figura 3.7. Esquemas representativos de moldes de colada fría. (a) Una cavidad y (b) multicavidades (12).

Para los moldes de colada fría, la productividad depende en gran medida de los canales de

alimentación. La dimensión de su sección transversal no debe ser muy pequeña ya que se tiene

riesgo de enfriamiento prematuro a bajas velocidades de inyección. Esto se debe a que durante el

flujo de material fundido mediante los canales de alimentación, se forma una capa de polímero

solidificada llamada “capa fría”, la cual es trasladada por las paredes del molde y sus respectivos

canales de distribución (Figura 3.8). Por otro lado, si la sección de dichos canales es muy grande,

la fase de enfriamiento se prolongará demasiado y el tiempo de ciclo se incrementará (12).

Figura 3.8. Mecanismo de alineación del material en la cavidad y canales de alimentación fríos del molde

(tomado y modificado de (11)).

Las dimensiones del sistema de alimentación deben cumplir ciertos requerimientos para

asegurar un buen desempeño durante la inyección del polímero. Las consideraciones más

importantes en el diseño de los canales de alimentación son las siguientes (13):

El bebedero debe tener conicidad y un acabado pulido brillante para lograr su extracción.

Las dimensiones del bebedero dependen de la pieza y la boquilla de la máquina.

12

Cuanto más grande sea la pieza, mayor deberá ser la sección de los canales.

A mayor diámetro del canal, menor resistencia de flujo (mejora del proceso de llenado).

Mientras más largos sean los canales de alimentación, más fluida estará la masa.

La relación entre la rentabilidad del mecanizado de los canales y la calidad de las piezas,

debe ser la más óptima posible. En la Figura 3.9 se muestra dicha relación.

Figura 3.9. Relación rentabilidad-calidad de los canales de alimentación (tomado y modificado de (15)).

3.5.2 Moldes de colada caliente

A diferencia de los moldes de colada fría, éstos mantienen el polímero fundido, con lo

cual se tiene la expulsión del producto sin colada. En este caso, el material fundido es trasladado

al bebedero y posteriormente, mediante los canales de distribución calentados, se lleva a las

boquillas que dirigen el material a la cavidad del molde. A continuación, se presenta el diseño

general de un molde de colada caliente (Figura 3.10) (8,13).

Figura 3.10. Esquema de un molde de colada caliente. 1: Plato fijo; 2: placa portacavidades; 3: bloques

espaciadores; 4: “manifold” o bloque distribuidor; 5: Boquilla caliente con sellado de ajuste deslizante y 6: disco distanciador (16).

13

(a) Sistema de alimentación: los moldes de colada caliente están constituidos por un sistema

de canales calientes que funciona como enlace entre la máquina de inyección y las

cavidades del molde, ejerciendo el papel de sistema de alimentador. Éste comprende un

bebedero, un bloque distribuidor o “manifold”, boquillas y entradas a la cavidades (16).

Bebedero caliente: se encarga de transportar el material fundido de la boquilla de la

máquina al canal principal o directamente a la cavidad. Para moldes multicavidades, el

material se mantiene fundido en el bloque distribuidor o “manifold”, a partir del cual el

polímero es distribuido a las boquillas de cada cavidad (Figura 3.11(a)) (12).

Bebedero caliente de una sola cavidad: si el molde tiene una sola cavidad, se

sustituye el “manifold” por un bebedero caliente. A diferencia de los moldes de

colada fría, este último tiene resistencias que conservan el material fundido en el

bebedero hasta ser transportado directamente hacia la cavidad (Figura 3.11(b)). La

longitud de este dispositivo debe permitir el llenado de la pieza, evitando

sobredimensionar ya que podría prolongar el tiempo de ciclo (8,12).

(a) (b)

Figura 3.11. Bebederos en moldes de colada caliente. (a) Multicavidades y (b) una sola cavidad (17).

“Manifold”: su función es guiar el polímero fundido, mediante canales de distribución,

desde el bebedero a las respectivas entradas a las cavidades (Figura 3.12). Dichos canales

generalmente son mecanizados en un bloque sólido de acero, formando de esta manera el

“manifold”. Éstos se calientan a las temperaturas de procesamiento del material mediante

fuentes de calor que pueden ser internas o externas. Dependiendo de la resina polimérica,

el “manifold” debe cumplir con lo siguiente: resistencia térmica por encima de los 400°C,

baja pérdida de presión, corto tiempo de residencia en el dispositivo, máxima

14

homogeneidad térmica posible, ausencia de puntos muertos, expansión térmica sin

restricción y resistencia al degaste y a la corrosión (si el polímero lo requiere) (16).

Figura 3.12. “Manifold” (diseño de Heitec) (16).

Boquillas: promueven un flujo ideal del polímero fundido en su interior. En el caso de un

molde multicavidades, éstas están acopladas al “manifold”. Para moldes de una cavidad,

el bebedero tiene la boquilla integrada formando una misma pieza. Tanto las boquillas

como el “manifold” forman sistemas de calefacción internos o externos (Figura 3.13) (12).

(a) (b)

Figura 3.13. Sistemas de calentamiento en moldes de colada caliente. (a) “Manifold” y boquillas calentadas externamente y (b) “manifold” calentado externamente con boquillas calentadas internamente

(12).

Sistemas calentados externamente: originan menor presión cerca de la entrada y

reducen el gradiente de temperatura en el canal de flujo. Pueden presentar fugas de

material y problemas de transferencia de calor al resto del molde.

Sistemas calentados internamente: brindan un mejor control de la temperatura en la

punta de la boquilla, lo cual reduce la posibilidad de enfriamiento y chorreo de

material. Como desventajas tiene: restricción de flujo, posibilidad de estancamiento

del flujo, degradación y cambios en la coloración.

15

Sistemas aislados: son de bajo costo y, por lo general, son empleados en ciclos muy

rápidos para asegurar que el material no solidifique. No son muy comunes debido a

la falta de control de temperatura y al posible enfriamiento del polímero.

Entradas: su posición es crítica para un buen desempeño en el proceso. Existen distintos

tipos de entrada y su escogencia en cuanto al diseño, dependerá principalmente del

polímero a inyectar, el diseño del molde y la apariencia del punto de inyección deseada.

Antes de proceder al diseño del molde, es importante definir la ubicación de la entrada, la

cual dependerá, en gran medida, de los siguientes puntos (12):

I. Si existen variaciones de espesor en la pieza, la entrada debería colocarse en la zona

más gruesa. Esto para garantizar el control del tiempo y presión sostenida (las partes

de menor espesor solidifican y restringen el empaquetamiento de las zonas gruesas).

II. El patrón de flujo tiene influencia sobre la contracción. Se debe escoger la que se

acople mejor con la forma final del producto teniendo en cuenta que el material se

orientará en la dirección de flujo.

III. La posición de la entrada definirá: la fuerza de cierre (determinada por el área

proyectada que genere la pieza), la longitud de flujo y la posición de los respiraderos.

(b) Sistema de refrigeración: las consideraciones a tomar en cuenta respecto al enfriamiento

del molde, son básicamente las mismas que en colada fría. A pesar de que existen algunas

variantes en cuanto a las distancias óptimas “canal-pieza” y “canal-canal”, se pueden

encontrar relaciones que toman en cuenta el espesor de la pieza (Figura 3.14) (18).

Figura 3.14. Requerimientos dimensionales de los canales de refrigeración (tomado y modificado de (18)).

16

En muchas ocasiones, los fabricantes de bebederos y boquillas calientes señalan la

distancia recomendada que debe existir entre dichos dispositivos y los canales de

enfriamiento. Con esta información es posible hacer un diseño más acertado y eficiente.

(c) Sistema de expulsión: la expulsión debe realizarse una vez que el polímero esté

suficientemente rígido. Los métodos usuales son: pines, “stripper” con placa o con

anillo, aire solo, aire asistido, desenroscado (si es el caso), combinación de cualquiera

de los anteriores con o sin robot. Para el moldeo de piezas de pared delgada, es común

usar aire como sistema expulsor o en combinación con un “stripper” (Figura 3.15) (19).

(a) (b)

Figura 3.15. Esquemas representativos de sistemas de expulsión. (a) “Stripper” y (b) aire (20).

Entre las ventajas de emplear aire en el sistema de expulsión está la ausencia de marcas en

la pieza y la reducción del tiempo de ciclo. Las ventajas y desventajas de este método son

señaladas en la Tabla 3.1 (21,22).

Tabla 3.1. Ventajas y desventajas de emplear un sistema de expulsión completamente neumático (22).

Ventajas Desventajas Mayor facilidad en la construcción del macho Mucha cantidad de aire comprimido

puede ser costo y a veces no se puede conseguir suplir la capacidad de aire necesaria

Menor cantidad de masa que desplazar (ahorro energético)

Menor longitud de molde cerrado El balance de aire en el molde puede ser intrincado, sobretodo en moldes multicavidades Ahorro de material en la fabricación del molde

Ausencia de desgaste del metal Es necesario colocar controles adicionales: circuitos adicionales de aire, válvulas y mangueras Menor cantidad de tiempo empleado en mantenimiento

17

A pesar de las desventajas, el diseño de moldes con sistemas de expulsión neumático es

cada vez más común en la industria del plástico, en lugar de utilizar métodos con asistencia

mecánica. Su presencia es más extensa en la fabricación de piezas de consumo masivo (22).

3.5.3 Ventajas y desventajas del molde de colada caliente

La utilización de un molde de colada caliente elimina la necesidad de lidiar con ciertos

inconvenientes que implica trabajar con colada fría. Sin embargo, elegir el tipo de molde a

emplear depende de las necesidades del fabricante, los requerimientos del proceso y el costo. En

la Tabla 3.2, se presentan las ventajas y desventajas de los moldes de colada caliente (12).

Tabla 3.2. Ventajas y desventajas de los moldes de colada caliente (12). Ventajas Desventajas

Tiempos de ciclo más rápidos

Requerimiento de personal calificado para su operación y mantenimiento

Proceso más sensible respecto al enfriamiento de la entrada, balance de flujo, exceso de empaquetamiento, etc.

Disminución de la energía total empleada en el proceso Dificultad en el sellado de la entrada (enfriamiento)

Menor fuerza de cierre requerida Altos costos de inversión y mantenimiento de los equipos Posibles interrupciones en el ciclo debido a daños eléctricos,

obstrucción de las entradas y fugas

Automatización del proceso de inyección No es posible hacer modificaciones en las entradas, una vez maquinado el sistema de canales calientes

Reducción de los desperdicios Las fugas pueden causar daños a los sistemas eléctricos y los componentes de la válvulas

Disminución de la presión de inyección Posibilidad de daños causados por errores en el calentador de voltaje

Posibilidad de usar moldes "stack" Poca flexibilidad en cambios de resina polimérica Habilidad de introducir diseños

desbalanceados con el control de temperaturas de las boquillas

Dificultad de moldear materiales sensible a la temperatura Mayor dificultad en el diseño del sistema de refrigeración Mayor dificultad en el control del tamaño del “shot”

3.6 ANTECEDENTES

En virtud de comprender los efectos de las variables del proceso por inyección en las

propiedades finales de la pieza moldeada, diversos autores han realizado una gran cantidad de

trabajos e investigaciones que han colaborado con el entendimiento de la influencia de cada

parámetro de procesamiento.

18

El efecto de algunas variables de procesamiento en la contracción de piezas moldeadas

por inyección es profundizado por Pontes (23) en su trabajo de investigación. Entre sus

conclusiones, señala que un aumento en la temperatura de fundido disminuye el porcentaje de

contracción debido a que la transmisión de presión es favorecida durante la fase de

empaquetamiento. Asimismo, con la finalidad de establecer los planteamientos necesarios para

estimar la contracción de una pieza, recalca que el grado de cristalinidad es importante y que éste

depende de la velocidad de enfriamiento (tiempo y temperatura de enfriamiento de la pieza).

La búsqueda de las condiciones óptimas de proceso es un paso importante que debería

llevarse a cabo en aquellas empresas fabricantes de productos plásticos elaborados por inyección.

Con el objetivo de hacer cumplir esta idea, Turris (24) hace un estudio para optimizar las

condiciones de procesamiento y tiempos de ciclo en la producción de tapas en la empresa

Inversiones Japonesas INJACA. La realización de este trabajo permitió optimizar la presión y

temperatura de inyección a través de la obtención de las ventanas de proceso. El estudio también

hizo posible la reducción del tiempo de ciclo de algunos productos, ocasionando un aumento en

la producción de la empresa. Las modificaciones en los parámetros de procesamiento fueron

seleccionados en base a las especificaciones señaladas por el cliente, lo cual comprendió el

estudio de la influencia de la temperatura y presión de inyección, presión sostenida, tiempo de

inyección, y tiempo de enfriamiento en el grado de contracción de las piezas.

Por otra parte, Ramírez (25) desarrolló un trabajo donde propone una serie de

codificaciones para identificar los moldes de inyección y desarrolla procedimientos para la

obtención de ventanas de procesos de tapas producidas en la empresa Comercial TecniTapa, S.A.

El entrenamiento del personal en la elaboración de los diagramas de moldeo permitió organizar

los procesos productivos y generar mejoras en las propiedades de los productos terminados.

Al igual que los parámetros de procesamiento mencionados anteriormente, los moldes de

inyección tienen un papel fundamental en la optimización del moldeo de cualquier pieza. Debido

a la importancia que atañe este punto en la fabricación de un producto, numerosos autores han

profundizado en el diseño de moldes de inyección, abarcando los procedimientos y

consideraciones de diseño para un buen desempeño en servicio.

19

En este proyecto, la selección de un molde de inyección de colada caliente se realiza a

partir de la clasificación del producto a procesar. La tina de 22 onzas fabricada en Innoplas de

Venezuela, C.A., es un contenedor multiusos de pared delgada destinado al consumo masivo y

debido a las altas velocidades de producción, el empleo de moldes de colada caliente está

justificado. Estos moldes no requieren del posterior retiro del mazarote una vez finalizada la

expulsión, lo que genera menor cantidad de desperdicios y aumenta la velocidad de producción.

A modo de verificar e investigar acerca del desempeño de dichos moldes frente a otros sistemas,

se consultó el trabajo realizado por Díaz (26), el cual comprende el diseño de un molde de

inyección de colada caliente para cuchillos de plástico desechables, utilizando herramientas

CAD/CAE. Durante el desarrollo de este estudio, se compararon las variables de procesamiento

en las propiedades finales de los cuchillos empleando colada fría, semicaliente y caliente, con la

finalidad de establecer las ventajas y desventajas de cada uno de ellos. Las conclusiones más

resaltantes fueron que el molde de colada caliente genera menores valores de contracción en las

piezas y que la presión sostenida afecta en mayor medida la fase de compactación.

Por otra parte, Fernández (27) realizó un estudio similar al trabajo de Díaz (26), diseñando

un molde de inyección de colada caliente apilable (stack), para tapas flip top empleando

herramientas CAD/CAE y evaluando variables de proceso en la contracción de las piezas.

Fernández concluyó que la temperatura de fundido, presión sostenida y temperatura del molde,

resultarán en aumentos en la contracción de las piezas. En adición, señala en su trabajo que el

diseño del molde de inyección en formato CAD, es facilitado utilizando piezas normalizadas por

compañías dedicadas a comercializar componentes para la construcción de moldes. La consulta

de este proyecto, permitió ampliar el conocimiento acerca del efecto de las variables en los

moldes de colada caliente.

Por otra parte, dado que el molde del envase desarrollado en el presente trabajo es de

pared delgada, la influencia del espesor es severamente importante para estimar y justificar el

tiempo de ciclo de la tina de 22 onzas. Como se comentó anteriormente, este contenedor debe ser

fabricado a altas velocidades de producción y su relación con las demás variables de

procesamiento deben ser consideradas para el diseño de las piezas y los moldes de inyección. En

el trabajo realizado por Apaza (28), se llevó a cabo un diseño de un molde con postizos

20

intercambiables para diferentes espesores y entradas de placa. La consulta de este trabajo llevó a

profundizar en el efecto que tiene el espesor de la pieza en el proceso de inyección y sirvió para

entender la influencia de la temperatura y presión de inyección en los esfuerzos de corte. Entre

sus conclusiones se tiene que a menor espesor de la pieza, más influencia tiene el aumento de la

velocidad y presión de inyección en el avance de frente de flujo. También se encontró que a

mayor velocidad de inyección, mayores esfuerzos de corte (mayor fricción entre el material y las

paredes del molde), presentando riesgo de degradación en el material debido a las altas

temperaturas alcanzadas. Por último, concluyó que la colocación de postizos puede mejorar el

desempeño de un molde considerablemente, lo que fue tomando en cuenta en el presente trabajo.

3.7 JUSTIFICACIÓN

Al emplear una nueva resina polimérica, un molde y/o máquina de inyección, es

importante realizar el ajuste de las condiciones de moldeo óptimas, a modo de garantizar una

relación eficiente entre el costo de manufactura y calidad de la pieza, permitiendo estandarizar el

proceso de inyección.

La idea de llevar a cabo este proyecto, nació en virtud de encontrar los parámetros de

procesamiento óptimos de tres productos nuevos en la Corporación Unión Plastic. Dichos

productos son tinas de pared delgada de 12, 26 y 32 onzas de capacidad. El determinar las

temperaturas y presiones de inyección y tiempos óptimos de operación, es de gran interés en

cuanto a la producción y rendimiento de la empresa. Con este estudio se pretende profundizar al

respecto y brindar soluciones en las partes del proceso productivo involucradas en el presente

estudio.

Por otra parte, la creación de un nuevo diseño para el molde de la tina de 22 onzas de la

empresa Innoplas de Venezuela, C.A., se tornó necesaria cuando la productividad del ciclo de

inyección de dicho envase se vio limitada por el diseño del molde existente. Este molde ha

sufrido algunas modificaciones hechas por matriceros, debido a los problemas que ha presentado

en servicio. Esta fase del proyecto procura proporcionar una serie de soluciones efectivas para

cada inconveniente reportado por la empresa, mediante la elaboración de un diseño más eficiente.

CAPÍTULO IV METODOLOGÍA

Este trabajo estuvo comprendido en dos fases; la primera se enfocó en la búsqueda de las

condiciones de procesamiento óptimas en la fabricación de tinas de 12, 26 y 32 onzas marca

Selva®, producidas por la empresa Unión Plastic. Durante el desarrollo de esta etapa del

proyecto, se realizaron los siguientes estudios: elaboración de los diagramas de moldeo para las

tinas de 12, 26 y 32 onzas, medición de su contracción y determinación de tiempos de ciclo

óptimos para las tinas de 12 y 26 onzas. La segunda fase del proyecto incluyó el diseño de un

molde de colada caliente de una tina de 22 onzas, con la finalidad de mejorar el desempeño del

molde existente dentro de la empresa Innoplas de Venezuela, C.A. Para ello, se estudiaron los

planos y particularidades del envase y molde, a modo de identificar los detalles que lo hacen

ineficiente en servicio. Asimismo, se tomaron en cuenta las sugerencias planteadas por la

empresa, cuya justificación está establecida a partir de la experiencia y trayectoria de la empresa

en el área de inyección.

4.1 MATERIALES

Para el desarrollo de este proyecto se emplearon materiales del tipo metálicos y plásticos.

Entre ellos se encuentran:

(a) Resinas: los polímeros empleados en la fabricación de las tinas de 12, 26 y 32 onzas

marca Selva® y los recomendados para el moldeo de la tina en 22 onzas, requieren

alta fluidez y a su vez, deben cumplir con los requerimientos mecánicos mínimos para

envases de pared delgada de alto consumo (moderada resistencia al impacto y

rigidez). Para la obtención de los diagramas de moldeo, el estudio de la contracción y

la determinación de los tiempos de ciclo óptimos, se emplearon dos tipos de

Polipropileno equivalentes en índice de fluidez: Propilven J-905 y Braskem H-103

(Tabla 4.1). Estos materiales también cumplen las exigencias de la tina de 22 onzas,

por lo tanto, se recomiendan para su fabricación (Tabla 4.1).

22

Tabla 4.1. Descripción de los materiales plásticos empleados y recomendados (29).

Propiedades Método Valores típicos ASTM Propilven J-905 Braskem H-103

Densidad (g/cm3) D792-A 0,910 0,905 Índice de fluidez (230/2,16) D1238 42 40

Módulo flexural (MPa) D790 1500 1470 Resistencia tensil a la ruptura (MPa) D638 25 34

Resistencia al impacto Izod a 23°C (J/m) D256 25 26

(b) Materiales para la fabricación del molde de inyección de la tina de 22 onzas: para la

construcción de las placas y las cavidades, se recomiendan varios tipos de aceros y

aleaciones de cobre. La mayor parte de los materiales del molde, deben ser resistentes

a la corrosión debido a que estarán en contacto constante con agua. Asimismo, tienen

que ser resistentes al desgaste, dados los altos esfuerzos a los que serán sometidos en

cada ciclo de inyección. Entre los aceros y aleaciones comúnmente utilizados en la

fabricación de moldes de inyección se encuentran los reportados en la Tabla 4.2.

Tabla 4.2. Propiedades de los aceros P-20, H-13 y WKW4 y las aleaciones de Cobre C17200, C17510 y C1800 (30-35).

Denominación AISI Descripción Dureza Aleación

Acero P-20

Gran tenacidad y excelente resistencia al desgaste, buena maquinabilidad y gran brillo. Cementable o nitrurable y apto para cromado duro. Es utilizado en moldes para materiales plásticos o armazones de moldes.

240 Brinell máx.

C% 0,32-0,38 Si% 0,30 Mn% 1,50 Cr% 1,75-2,00 Mo% 0,20-0,38

Acero H-13

Provee un buen balance de tenacidad, alta resistencia a la formación de grietas causadas por el choque térmico y resistencia al revenido, junto con resistencia al desgaste moderada. Apropiado para nitrurar. Apto para moldes de plástico.

44-52 HRC

C% 0,40 Si% 1,00 Cr% 5,20 Mo% 1,30 V%0,95

Acero WKW4

Es inoxidable (acero martensítico). Buena templabilidad y resistencia al desgaste, anticorrosivo en estado templado y bonificado, fácil de mecanizar y excelente para moldes con acabados pulidos. Se utiliza para fabricar moldes para inyección.

179-225 Brinell máx.

Dureza obtenible:

53-56 Rockwell C.

C% 0,46 Cr% 13,00 Si% 0,40 Mn% 0,40

*Aleación Cobre-Berilio

Es de alto desempeño, utilizada en aplicaciones que requieren altos esfuerzos, resistencia a la fatiga, conductividad y resistencia a la corrosión.

36-45 HRC

Be% 1,80-2,00 Co+Ni% 0,20-,050 Fe% 0,10 máx. Cu% balance

*Aleación Cobre-Berilio

Ideal para aplicaciones que requieren alta conductividad térmica y que estarán en servicio bajo esfuerzos moderados. Tiene alta resistencia a la fatiga térmica.

92-102 HRB

Be% 0,20-0,60 Ni% 1,40-2,20 Fe% 0,10 max. Cu% balance

*Aleación de Cobre

Ideal para aplicaciones que requieren altos esfuerzos y conductividad térmica moderada. Es un buen substituto de aleaciones como C17510 ó C17200. Se puede tratar térmicamente.

90-94 Brinell

Ni% 6,60-7,50 Si% 1,50-2,50 Cr% 0,60-1,20 Cu% balance

*Las denominaciones de las aleaciones de cobre son bajo los formatos del Sistema Unificado de Numeración, “Unified Numbering System” (UNS) y la Asociación Americana de Pruebas y Materiales, “American Society for Testing and Materials” (ASTM).

23

4.2 EQUIPOS

4.2.1. Máquinas de inyección empleadas en la fabricación de las tinas de 12, 26 y 32

onzas, marca Selva®

Las máquinas de inyección empleadas en la manufactura de las tinas de 12, 26 y 32 onzas

marca Selva® son marca Haixiong HXH208-W5, HXH308-W5 y HXH288-W5, respectivamente

(Figura 4.1). Éstas poseen una serie de rodilleras y pistones hidráulicos en la unidad de cierre,

formando un sistema mecánico-hidráulico. Por otro lado, la unidad de control de cada una de las

máquinas consiste en un tablero con una pantalla digital, la cual se administra mediante un

“software” desarrollado por Techmation, Co. Las especificaciones de cada una de las máquinas

de inyección descritas previamente, se encuentran en la Tabla 4.3.

(a) (b) (c)

Figura 4.1. Máquinas de inyección. (a) HXH208-W5; (b) HXH308-W5 y (c) HXH288-W5.

Tabla 4.3. Especificaciones de las máquinas de inyección (36).

Especificación Unidades Modelo de máquina HXH208-W5 HXH288-W5 HXH308-W5

Diámetro del tornillo mm 50 60 65 Relación L/D - 20 20,6 21

Volumen de carga cm3 431 707 862 Presión de inyección (máx.) MPa 170 168 162

Velocidad de inyección g/s 158 270 327 Capacidad de plastificación (PS) g/s 25 43 59

Velocidad del tornillo r/min. 170 180 180 Fuerza de cierre KN 2060 2860 3060

Distancia entre columnas (H*V) mm 505 x 505 570 x 570 605 x 590

Por otro lado, los moldes correspondientes a cada tina son suministrados por la empresa

Inversiones Selva, C.A. (cliente), brindando soporte técnico para su respectivo mantenimiento.

Dichos moldes se encuentran acoplados mediante tornillos y/o bridas a los platos fijo y móvil de

24

las máquinas de inyección descritas anteriormente. Su diseño consiste en cavidades

intercambiables (postizos) acopladas a las placas mediantes tornillos de sujeción (Figura 4.2).

Figura 4.2. Molde de la tina de 32 onzas marca Selva®, fabricada en la Corporación Unión Plastic. (a)

Macho; (b) placas del molde y (c) hembra.

En cuanto al número de cavidades, se tiene la siguiente distribución representada en la

Figura 4.3. Además, se introduce la codificación del cliente para la identificación de cada molde.

Figura 4.3. Esquema representativo de los moldes y las máquinas de inyección empleadas en la

fabricación de las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva®.

Macho Hembra (a) (c)

(b)

25

Es importante destacar que los moldes tienen en funcionamiento aproximadamente 10

años y han sufrido reparaciones a lo largo de su tiempo en servicio. Estos moldes están

conformados por dos conjuntos de placas que constituyes dos platos, uno móvil y otro fijo, y un

sistema de alimentación de colada caliente. En las Figuras 4.4(a) a 4.4(c) se presentan los moldes

de las tinas de 12, 26 y 32 onzas, respectivamente. Su configuración consiste en una combinación

de dos materiales metálicos. La hembra y el cuerpo del macho están fabricados con acero,

mientras que la punta del macho está elaborada con una aleación de cobre (Figura 4.4(d)).

(a) (b)

(c) (d)

Figura 4.4. Moldes de las tinas marca Selva de capacidad 12, 26 y 32 onzas. (a) Molde TST-12; (b) Molde TST-26; (c) Molde TST-32; (d) acercamiento de la punta de un macho del molde TST-26.

Aleación de Cobre (punta)

Acero (cuerpo del

macho)

26

Por otra parte, la hembra contiene un inserto llamado fondo, el cual se encuentra colocado

a presión en la parte posterior la misma y funciona como postizo intercambiable. En esta pieza

está mecanizada la entrada de material a la cavidad (Figura 4.5).

Figura 4.5. Fondo del molde TST-26.

Los tres moldes de inyección señalados poseen este inserto, pero existen algunas

variaciones en la geometría externa del mismo. Se desconoce si el sistema de enfriamiento se

mantiene en cada diseño de fondo observado.

4.2.2. Máquinas de inyección seleccionada para el molde de la tina de 22 onzas

diseñado

Para la escogencia de la máquina de inyección, se consultó con la empresa los equipos

disponibles encontrados en planta. Ésta indicó que disponían de la máquina modelo HX98 de

Haixiong para el montaje futuro del molde. Sus características son presentadas en la Tabla 4.4.

Tabla 4.4. Especificaciones de la máquina de inyección marca Haixiong, modelo HX98 (36). Especificación / HX 98 Unidades Tipo de tornillo: B

Diámetro del tornillo mm 35 Relación L/D - 22

Volumen de carga cm3 154 Peso de carga g 140

Presión de inyección (máx.) MPa 219 Velocidad de inyección g/s 85

Capacidad de plastificación (PS) g/s 15 Velocidad del tornillo r/min. 200

Fuerza de cierre KN 980 Distancia entre las columnas (H*V) mm 360 x 340

Entrada (Ø~1 mm)

27

4.2.3. Otros Equipos

Para la medición de la contracción de las tinas se empleó un vernier digital marca CE,

modelo GN16733, de precisión ±0,01 mm. En la Figura 4.6 se muestra dicho dispositivo.

Figura 4.6. Vernier marca CE, modelo GN16733.

4.3 PROCEDIMIENTO

Antes de comenzar ambas fases del proyecto (estudio de las condiciones de

procesamiento y diseño del molde de inyección), se tomaron en cuenta ciertas consideraciones

acerca de las piezas a estudiar, los materiales empleados, los equipos, diseño de la pieza y diseño

del molde. Para ello, se recopiló la información necesaria para justificar la metodología empleada

en cada etapa llevada a cabo en este proyecto. Dichas consideraciones son desarrolladas a

profundidad en las secciones presentadas a continuación.

4.3.1 Revisión bibliográfica

La recopilación de información se realizó en la biblioteca de Universidad Simón Bolívar

(USB) y a través de Internet. Para la fase de optimización de parámetros de moldeo, se realizó

una búsqueda de información en libros de inyección y procesamiento de plásticos, artículos

científicos, revistas científicas y trabajos de grado. En cuanto al diseño del molde fue necesaria la

revisión de publicaciones del tipo técnico, páginas “web”, trabajos de grado, y libros

especializados de diseño de moldes.

28

4.3.2 Descripción de las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva®

Las tinas de 12, 26 y 32 onzas son productos de la línea de consumo masivo de la

compañía Inversiones Selva, C.A., por lo tanto, su presencia en el mercado venezolano es extensa

durante casi todo el año. Dado que su demanda es permanente, es necesario mantener la

producción en planta de forma continua y controlada. Debido a la importancia que representan

dichos envases, se detallaron sus características con el fin de establecer una relación entre su

geometría y el comportamiento del material en el proceso de inyección (Figura 4.7).

(a) (b)

Figura 4.7. Tinas 12, 26 y 32 onzas marca Selva®. (a) Parte superior y (b) parte inferior.

Tal como se observa en la Figura 4.7, los contenedores tienen distintos tamaños, pero su

geometría, en general, es muy similar. Las características más importantes son las siguientes:

o Son recipientes de pared delgada (el espesor de pared está entre 0,45 y 0,90 mm).

o El espesor de las tinas de 12 y 32 onzas es 0,55 mm en promedio, mientras que el de

la tina de 26 onzas es de 0,85 mm en promedio.

o El punto de inyección está en la parte inferior-central de las tres tinas (Figura 4.8(a)).

o La diámetro de la boca o “stack” (saliente que permite el calzado con la tapa), es igual

para las tres tinas, por lo tanto, utilizan la misma tapa (Figuras 4.8(b) y 4.8(c)).

(a) (b) (c)

Figura 4.8. Medidas normalizadas en las tinas de 12, 26 y 32 onzas, marca Selva®. (a) Ubicación del punto de inyección; (b) detalle de la boca o “stack” y (c) tina de 12 onzas con la tapa.

Boca o “stack”

12 onzas 26 onzas 32 onzas 12 onzas 26 onzas 32 onzas

Punto de inyección

Tapa Tina de 12 onzas

29

o Las medidas de las tinas son las presentadas en las Figura 4.9.

(a) (b)

(c)

Figura 4.9. Dimensiones de las tinas estudiadas, marca Selva® (medidas expresadas en mm). (a) 12 onzas; (b) 26 onzas y (c) 32 onzas.

o La tapa genérica empleada para las tinas de 12, 26 y 32 onzas estudiadas, está

fabricada con Polietileno de alta densidad y sus dimensiones más importantes son

presentadas en la Figura 4.10.

(a) (b) Figura 4.10. Tapa de las tinas 12, 26 y 32, marca Selva® (medidas expresadas en mm). (a) Parte

superior y (b) parte posterior.

Ø115,56 8,89

Punto de inyección Saliente

Ø113,60

Ø113,60 Ø113,60

2,20 2,20

2,20

58,00 116,00

135,94

Ø93,95 Ø87,90

Ø90,87

30

o La tapa tiene un saliente en la pared lateral de la sección posterior (Figura 4.10(b)), el

cual permite el ajuste con la boca o “stack” de la tina.

o Los tres productos están destinados al consumo masivo.

4.3.3 Determinación de las ventanas de proceso

Conocer las condiciones de procesamiento óptimas es de gran utilidad en la manufactura

de piezas que demanden valores de contracción específicos. La calidad de los envases estudiados

en este trabajo, depende altamente de los parámetros que influyen en la apariencia final de la

pieza y la contracción. Para este caso en particular, la especificación más crítica es el ajuste con

la tapa, el cual dependerá precisamente de la contracción. Para determinar las condiciones con las

cuales se pueden moldear productos de calidad al menor gasto energético posible, es necesaria la

búsqueda del diagrama de moldeo para garantizar que la selección de las variables sea ideal.

Una vez conocidos los materiales y equipos empleados en la fabricación de estas tinas, se

procedió a la obtención de las ventanas de proceso. En primer lugar, se tomó nota de las

condiciones de moldeo con las cuales se fabrican los productos normalmente (Tablas 4.5 y 4.6).

Tabla 4.5. Condiciones de procesamiento bases de las tinas de 12 onzas (con material Propilven J-905 y Braskem H-103), 26 y 32 onzas (Braskem H-103), marca Selva®.

Variable Unidades Producto clasificado por capacidad volumétrica 12 onzas (1)* 12 onzas (2)* 26 onzas 32 onzas

Presión de inyección MPa 80 88 91 107 Velocidad de inyección % 99 99 99 90 Presión sostenida MPa 25 25 65 45 Tiempo de inyección s 0,65 0,6 1,1 0,8 Tiempo de presión sostenida s 0,2 0,2 0,6 0,6 Tiempo de enfriamiento s 1,1 1,6 3 1 Tiempo de ciclo s 6,64 6,84 10,37 8,15 Presión de cierre MPa 110 100 124 90

*El número (1) se refiere al material Propilven J-905 y el número (2) al material Braskem H-103.

Tabla 4.6. Perfiles de temperaturas en el barril bases de las tinas de 12 onzas (con material Propilven J-905 y Braskem H-103), 26 y 32 onzas (Braskem H-103), marca Selva®.

Producto Temperaturas (°C) Zona 1 Zona 2 Zona 3 Zona 4 Zona 5

Tina de 12 onzas (Propilven J-905) 280 270 260 240 200 Tina de 12 onzas (Braskem H-103) 270 270 260 250 200 Tina de 26 onzas (Braskem H-103) 285 275 265 255 210 Tina de 32 onzas (Propilven J-905) 280 280 270 260 210

31

Consecutivamente, se estableció un rango aproximado de temperaturas de inyección en

donde se tomaron las medidas y se procedió con el siguiente esquema:

Se fijó la temperatura de cada zona del barril y se esperaron 15 minutos hasta alcanzar

las condiciones estacionarias.

Se modificó la presión de inyección de 1 a 3 MPa y se esperaron 10 ciclos de

inyección a que se estabilizara. Se tomaron los valores de presión de inyección de

llenado justo hasta la aparición de rebabas y/o agarrotamiento de la pieza.

Se modificó la temperatura de inyección de 10 a 15 °C (así como también el perfil de

temperaturas del barril) y se repitió el paso anterior hasta completar el barrido de

temperaturas seleccionado previamente.

Se graficaron los valores de presión y temperatura de inyección obtenidos para

elaborar el diagrama de moldeo (presión versus temperatura de inyección).

La temperatura de molde no se pudo modificar, ya que los enfriadores del fluido

refrigerante de los moldes o “chillers”, se encontraban compartidos entre dos máquinas de

inyección. Esto impidió realizar la variación de la temperatura del molde, debido a que ésta no se

podía modificar sin afectar el proceso en continuo de la otra máquina acoplada al “chiller”. Por

otro lado, las temperaturas y presiones de inyección utilizados en la obtención de la ventana de

proceso de cada combinación tina-material, son mostrados en las Tablas 4.7 a 4.10.

Tabla 4.7. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina 12 de oz, J-905). Condición Presión de inyección (MPa) Temperaturas (°C)

Zona 1 Zona 2 Zona 3 Zona 4 Zona 5 1 97-101 230 220 210 200 190 2 92-98 240 230 220 210 200 3 84-88 260 250 240 220 190 4 79-84 270 260 250 240 200 5 76-83 280 270 260 240 200 6 71-80 290 280 265 255 210

Tabla 4.8. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 12 oz, H-103).

Condición Presión de inyección (MPa) Temperaturas (°C) Zona 1 Zona 2 Zona 3 Zona 4 Zona 5

1 98-107 240 235 225 215 200 2 88-97 260 255 240 230 200 3 83-90 270 270 260 250 200 4 84-91 280 270 260 250 200

32

Tabla 4.9. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 26 onzas, H-103). Condición Presión de inyección (MPa) Temperaturas (°C)

Zona 1 Zona 2 Zona 3 Zona 4 Zona 5 1 109-115 250 245 240 225 200 2 104-110 260 255 245 230 200 3 90-98 275 270 265 255 210 4 89-96 285 275 265 255 210

Tabla 4.10. Condiciones empleadas en la realización de la ventana de proceso (tina de 32 oz, J-905). Condición Presión de inyección (MPa) Temperaturas (°C)

Zona 1 Zona 2 Zona 3 Zona 4 Zona 5 1 116-119 245 245 2300 225 190 2 106-110 260 260 250 240 200 3 105-110 270 265 255 240 200 4 105-108 280 280 270 260 210

El proceso anterior se llevó a cabo para la tina de 12 onzas, utilizando dos materiales

distintos pero equivalentes en M.F.I. Los materiales empleados fueron: Polipropileno J-905 de

Propilven y Polipropileno H-103 de Braskem (Tabla 4.1). De esta manera, se observaron las

tendencias en los comportamientos de cada material por separado en dicho molde. Para la

realización de la ventana de proceso de la tina de 26 onzas se empleó únicamente el material H-

103 de Braskem, mientras que para la tina de 32 onzas, se utilizó el material J-905 de Propilven.

La escogencia de la temperatura y presión de inyección óptimas se hizo en base a la

amplitud del diagrama de moldeo, exigencias de la máquina y ajuste en “galga en caliente”

(Figura 4.11). La continuidad y estabilidad de la condición de moldeo óptima seleccionada se

probó durante 2 horas y las demás variables de proceso se conservaron.

(a) (b) (c) Figura 4.11. “Galga en caliente”. (a) Diámetro de la boca o “stack” límite inferior, “no pasa”; (b) buen

ajuste de la tina en el diámetro de la boca o “stack” límite superior, “pasa” y (c) ajuste correcto de la tina en el diámetro de la boca o “stack” límite inferior, “no pasa”.

Se empleó la “galga en caliente” a modo de hacer un seguimiento de la contracción lineal

del diámetro exterior de los envases con la temperatura y presión de inyección. Esto permitió una

Sección mecanizada del diámetro de la boca

o “stack”

“Pasa” “No pasa”

33

mejor elección de los parámetros de proceso óptimos, considerando las dimensiones de la tina.

Una de las caras de la galga tiene mecanizado el diámetro de la boca o “stack” límite superior, el

cual está indicado como “Pasa”. Si la pieza tiene las dimensiones deseadas, deberá calzar en

dicha sección (Figura 4.11(b)). El reverso de la galga tiene mecanizado el diámetro de la boca o

“stack” límite inferior y está indicado como “No pasa”. La pieza no deberá calzar en esta sección

si tiene las medidas de diámetro exterior requeridas (Figura 4.11(c)).

El procedimiento para el uso de la galga, se aplicó a cuatro temperaturas de inyección,

cubriendo el rango de presiones de inyección dentro del diagrama de moldeo. La determinación

del ajuste de las tinas se realizó a los 30 minutos de haber sido expulsada la pieza, tomando las

muestras de cada cavidad por separado. Este método es manejado por el cliente (Inversiones

Selva, C.A.); si el ajuste es correcto en ambas caras de la galga, se garantiza que el cerrado con la

tapa es el deseado (suave). Sin embargo, este control no indica si la tapa cerrará el envase o no.

4.3.4 Medición de la contracción

Para evaluar la influencia de la presión de inyección en las dimensiones de las tinas, se

empleó una temperatura de inyección escogida a partir de la ventana de proceso, y se procedió a

tomar cinco muestras de cada cavidad a cuatro presiones de inyección seleccionadas dentro de

dicha ventana. Esto permitió tener una idea de la relación existente entre la presión de inyección

y la calidad de la pieza. Se midió el diámetro exterior de la boca de las tinas a las 0, 24 y 48 horas

empleando un vernier digital (Apéndice A). Posteriormente, se calculó el porcentaje de

contracción lineal haciendo uso de la Ecuación 4.1 (37). Los valores obtenidos a los tiempos

mencionados fueron colocados en una misma gráfica para cada tina por separado.

(Ec. 4.1)

Donde, εo= diámetro exterior de la boca o “stack” en el molde, y εf= diámetro exterior de la

boca o “stack” en la pieza.

El diámetro exterior de la boca o “stack” en el molde (εo), fue proporcionado por los

técnicos mecánicos de Inversiones Selva, C.A. que trabajan en conjunto con la Corporación

34

Unión Plastic, llevando el mantenimiento de los moldes de las tinas de 12, 26 y 32 onzas. Dicha

dimensión no pudo ser verificada, ya que la medición era imposible de realizar en el molde

haciendo uso de un vernier digital común. Por otro lado, es importante destacar que las

mediciones del diámetro exterior se realizaron cuidadosamente, evitando apretar el envase y

tomar una medida errónea. De la misma manera, el operador que realizó las mediciones fue el

mismo en todos los casos para asegurar que se aplicaran criterios de medición iguales.

4.3.5 Determinación del tiempo de ciclo óptimo

Antes de iniciar el procedimiento para la determinación del tiempo de ciclo óptimo, se

hizo una investigación sobre del funcionamiento de las máquinas de inyección, con el propósito

de conocer las consideraciones necesarias en la selección de los valores de tiempos de inyección,

presión sostenida y enfriamiento. En este caso, la unidad de control de las variables de la

máquina está constituida por un dispositivo de control de lógica programable o “PLC”, el cual se

encuentra regido por un “software” desarrollado por Techmation, Co. La revisión de los

manuales de las máquinas de inyección acerca del funcionamiento de este “software”, concluyó

que la selección de los valores de tiempo tiene una relación directa con la posición del tornillo en

el momento de acción de cada presión. Según los manuales citados, el control de acción de las

presiones puede darse según el recorrido del tornillo, el tiempo o ambos. Con esto en mente,

sugieren que los valores de tiempo de inyección y presión sostenida colocados en pantalla,

correspondan al recorrido que hace el tornillo para alcanzar la posición de transformación de

presión de inyección a sostenida. Por otro lado, es importante destacar que las magnitudes de

dichos tiempos son menores a los valores reales, lo cual es debido a las transformaciones

realizadas por el “PLC” del equipo (36).

Tomando en consideración lo dispuesto anteriormente, se empleó la siguiente

metodología para la determinación del tiempo de ciclo óptimo de las tinas de 12 y 26 onzas:

o Al aumentar los tiempos de inyección se disminuyó el valor de transformación de presión

o “transfer.”, el cual corresponde al punto de cambio de presión por recorrido. Esto se

hizo con el objetivo de colocar un tiempo de inyección correspondiente a la posición en la

35

cual la máquina efectuaba la transformación de presión (se corroboró en la pantalla

resumen reportada por el equipo). Haciendo este procedimiento, se garantizaba que en

realidad estaba ocurriendo un cambio en el tiempo de inyección y el “transfer.” no estaba

frenando el proceso.

o Una vez que el “transfer.” correspondiera al valor colocado de tiempo de inyección, era

posible tomar las muestras a tiempos menores ya que, en ese caso, este último definía el

punto de transición. Es importante destacar que las máquinas de inyección presentes en la

empresa hacen los cambios de presión tanto por posición como por tiempo.

o Una vez seleccionado el tiempo de inyección considerado como óptimo, se procedió a

variar el tiempo de presión sostenida hasta lograr la estabilización del peso o hasta que la

máquina lo permitiese. Se mantuvo el valor del “transfer.” correspondiente al tiempo de

inyección escogido.

o Se pesaron las muestras obtenidas de cada cavidad por separado y se graficaron dichos

datos.

Durante este estudio, se observó que un aumento en los tiempos (tanto de inyección como

de presión sostenida) conducía inevitablemente a la generación un ruido considerable en el

momento de apertura del molde. Esto en muchas ocasiones impidió la siguiente toma de medidas,

ya que el sonido se agravaba. Esta es la razón por la cual el aumento de los tiempos se llevó a

cabo hasta alcanzar la estabilización del peso de la pieza, o hasta que la máquina lo permitiese.

Dado este comportamiento inesperado, se tomó nota de los tiempos y posiciones del tornillo

donde el ruido del molde empezaba ser evidente. Dichos datos fueron reportados.

4.3.6 Consideraciones de diseño de la tina de 22 onzas

Antes de abordar el diseño del molde, se revisaron las dimensiones de la tina de 22 onzas

fabricada actualmente. A partir de las observaciones realizadas por la empresa y del análisis de la

geometría de la tina, se modificaron una serie de dimensiones. Los cambios fueron efectuados en

el diámetro de la boca o “stack” y en algunos redondeos en las esquinas. Las modificaciones

realizadas y las dimensiones de la tina original son mostradas en la Figuras 4.12.

36

Figura 4.12. Dimensiones: (a) Tina modificada y (b) tina original (medidas expresadas en mm).

Todas las medidas del diseño original de la tina (Figura 4.12(b)) se conservan a excepción

de las colocadas en la Figura 4.12(a). La modificación de la boca o “stack” se realizó debido a

que su longitud era insuficiente para mantener la tapa cerrada. Por otro lado, algunos de los

redondeos se cambiaron para tratar de hacer los cambios de espesor más ligeros.

4.3.7 Consideraciones de diseño del molde de inyección

Una vez definidos el polímero, los materiales y la máquina de inyección, se procedió a

concretar los elementos de diseño. Éstos comprendieron: dimensiones del molde, bebedero,

canales de alimentación, entrada, sistemas de refrigeración y expulsión y respiraderos.

4.3.8 Dimensionamiento del molde diseñado

Ya que la empresa tiene el propósito de inmiscuirse en moldes multicavidades, la idea

principal de este proyecto era diseñar un molde con varias cavidades intercambiables. Sin

embargo, la empresa planteó la construcción del molde con una sola cavidad debido a las

especificaciones de la máquina disponible para su operación (Tabla 4.4). Para comprobar el

Alargamiento del “stack”

Modificación del redondeo externo(hembra): R4,5

Eliminación de saliente

Modificación del redondeo interno (macho): R1,0

Modificación del redondeo interno (macho): R1,5

Modificación del redondeo externo (hembra): R3,5

ø112,946

37

número de cavidades admisibles se emplearon los criterios de fuerza de cierre y capacidad de

inyección. A continuación se tienen las fórmulas según cada criterio (Ecuaciones 4.2 y 4.3) (5).

(Ec. 4.2)

Donde, N= número de cavidades, Fc= fuerza de cierre (Ton), Ac= área proyectada de

bebedero+canales (cm2), y Ap= área proyectada de la pieza (cm2).

(Ec. 4.3)

Donde, N= número de cavidades, Ci= capacidad de inyección (g), Pmc= peso del mazarote

+ canales (g), y Pp= peso de la pieza (g).

Los cálculos mostrados en el Apéndice B, precisaron la cantidad de cavidades permisibles

según los criterios mencionados. En la Tabla 4.11 se muestran los resultados.

Tabla 4.11. Número de cavidades admisibles para la máquina de inyección Haixiong HX98 según el criterio de capacidad de inyección y fuerza de cierre.

Criterio Número de cavidades Capacidad de inyección 3

Fuerza de cierre 1

Debido a la fuerza de cierre de la máquina, el número de cavidades debe ser uno, lo que

comprueba el planteamiento inicial de la empresa. La cavidad fue ubicada tal que su área

proyectada fuese la menor posible, considerando el patrón de flujo generado (Figura 4.13).

Figura 4.13. Esquema representativo de la posición de la cavidad en el molde de inyección diseñado.

Por otro lado, considerando que el tamaño de las placas del molde se verá limitado por la

distancia entre columnas del equipo (360 x 340 mm), se establecieron las siguientes dimensiones

Área proyectada

Macho y hembra

38

para molde: 300 x 370 mm. Su posición será de forma vertical, permitiendo la colocación de 4

tornillos de acople con la máquina para la placa móvil, y 8 tornillos para la fija (Figura 4.14).

(a) (b)

Figura 4.14. Esquema de la posición de las placas en los platos de la máquina Haixiong HX98 (medidas expresadas en mm); H=360mm y V=340mm. (a) Posición de la placa fija del molde diseñado en el plato

de la máquina y (b) posición de la placa móvil del molde diseñado en el plato de la máquina.

4.3.9 Bebedero

Para definir la forma y dimensiones del bebedero, se tomaron en cuenta dos

características determinantes para su diseño: (a) el molde es de colada caliente y (b) el número de

cavidades admisibles es 1. En este caso, el bebedero funciona como único canal alimentador.

Para tener una idea de las dimensiones mínimas que debería tener este dispositivo, se realizó su

escogencia tomando en cuenta el cálculo de las dimensiones para un bebedero de colada fría

(Figura 4.15). Las fórmulas empleadas fueron las Ecuaciones 4.4 a 4.7 (Apéndice C) (13).

(Ec. 4.4)

(Ec. 4.5)

(Ec. 4.6)

(Ec. 4.7)

Donde, Dco= diámetro mayor, tmax= espesor máximo de la pieza, Ds= diámetro menor, L=

longitud del bebedero, y α= ángulo de desmoldeo.

H

V

H

V

39

Figura 4.15. Medidas para el diseño de un bebedero de colada fría.

4.3.10 Sistema de alimentación

Debido a que el molde solo tiene una cavidad, no es necesaria la inclusión de canales de

alimentación en el diseño. En este caso, el bebedero transportará el material fundido directamente

a la cavidad, ejerciendo el papel de sistema alimentador (Figura 4.16).

Figura 4.16. Esquema del sistema de alimentación del molde de la tina de 22 onzas, fabricada por

Innoplas de Venezuela, C.A. (tomado y modificado de (38)).

4.3.11 Entrada

El diseño geométrico de la entrada debe cumplir dos funciones principales: garantizar el

paso de material fundido durante el tiempo de inyección y presión sostenida, y solidificar durante

el tiempo de enfriamiento. A modo de seleccionar la mejor opción para el proceso de inyección,

considerando que el molde es de colada caliente, que es de una cavidad y que el envase a moldear

es de pared delgada, se emplearon las dimensiones recomendadas por la compañía fabricante del

bebedero caliente seleccionado (D-M-E®), cuyas características serán discutidas más adelante.

Macho Pieza

Parte frontal del molde

Anillo de centrado

Cavidad

L α

Dco

Ds

40

4.3.12 Sistema de enfriamiento

Las consideraciones en el sistema de enfriamiento se hicieron en base a las

especificaciones mostradas en la Figura 3.14 y se dividió básicamente en tres regiones: a) fondo,

b) hembra y c) punta/macho. Las distancias canal-canal y canal-cavidad se establecieron a acorde

a las Ecuaciones 4.8 y 4.9 y los resultados son mostrados en la Tabla 4.12 (Apéndice D) (18).

(Ec. 4.8)

(Ec. 4.9)

Donde, D= 4 a 7 mm para t≤1,5 mm, D= 7 a 11 mm para t≤ 3 mm, D= 11 a 15 mm para

t≤ 6 mm, y t= espesor de la pieza.

Tabla 4.12. Especificaciones para los canales de enfriamiento del fondo, hembra y punta/macho. Región Diámetro (mm) Canal-cavidad (mm) Canal-canal máx. (mm) Fondo 4,00 10,00 12,00

Hembra 7,00 17,50 21,00 Punta/macho 5,72 14,30 17,16

El sistema de enfriamiento seleccionado debe tener una disposición en el espacio tal que

exista movimiento continuo del fluido refrigerante. Para lograr remover calor del molde, debe

haber turbulencia durante el recorrido del fluido. Tomando esto en consideración, se plantearon

los siguientes diseños (Tabla 4.13), discutidos a profundidad en el Capítulo V de este trabajo (39).

Tabla 4.13. Disposición espacial de los canales de enfriamiento del molde diseñado Parte del molde a refrigerar Disposición de los canales

Fondo Orificios colocados en ángulo Hembra Orificios colocados en ángulo

Punta/macho Orificios colocados en ángulo (disposición tipo fuente)

a) Fondo: su enfriamiento es importante pues es la última parte de la cavidad que se llena.

La disposición de los canales debe asegurar el enfriamiento de la cavidad más no del

bebedero/boquilla caliente. El sistema planteado es de orificios en ángulo (Tabla 4.13).

b) Hembra: su sistema de enfriamiento es independiente del fondo. Los canales también son

del tipo orificios en ángulo, haciendo un barrido por toda la cavidad. Dado que el espacio

a recorrer es mayor que para el fondo, el diámetro es de 7 mm (Tabla 4.13).

41

c) Punta/macho: es una zona crítica en el desmoldeo, por lo tanto, se colocaron los canales

tal que su disposición espacial fuese tipo fuente justo en la punta (Tabla 4.13).

4.3.13 Sistema de expulsión

En el diseño del sistema de expulsión, se pretendió escoger un método simple que

permitiera moldear las piezas a un tiempo de ciclo bajo. Entre los más empleados en inyección de

de pared delgada, se tiene la expulsión neumática (aire comprimido). A causa de que la tina es lo

suficientemente liviana, es posible el empleo de esta técnica. El arreglo del sistema de expulsión

se dividió en tres regiones: (a) fondo ubicado en la hembra, (b) punta del macho y (c) expulsores.

La función de los primeros dos es adecuar la pieza para la posterior expulsión (expulsores) (19).

4.3.14 Respiraderos

La colocación de respiraderos es imprescindible en la inyección de pared delgada, por lo

que es necesario situarlos correctamente en el molde. Para ello, es necesario conocer la ubicación

del punto de inyección, el cual determinará la forma del llenado de la cavidad. Los respiraderos

deben colocarse en la última parte del recorrido del flujo de material tal que, el desplazamiento

del aire debido al avance del polímero, obligue la salida de los gases existentes en la cavidad (18).

Debido a la geometría del envase, el punto de inyección se ubicó en la parte central del fondo de

la pieza (Figura 4.17(a)), conservando la posición que tiene en el molde existente. Por otro lado,

considerando que el material a moldear es Polipropileno, se utilizaron las dimensiones mostradas

en la Figura 4.17(b), como referencia para la mecanización de los respiraderos.

(a) (b)

Figura 4.17. Esquema representativo de los respiraderos. (a) Ubicación del punto de inyección de la tina de 22 onzas y (b) dimensiones de referencia de los respiraderos del molde de la tina de 22 onzas (tomando y

modificado de (18)).

Punto de inyección

Ultima parte del recorrido

Longitud del respiradero 3,81-7,62 mm

Para polímeros

semicristalinos

D=0,013 – 0,038 mm

CAPÍTULO V DISCUSIÓN DE RESULTADOS

El buen control de los parámetros de procesamiento y el diseño del molde son dos

factores claves en el desempeño del proceso de inyección. La optimización de dichos parámetros

relacionados con la calidad del producto, es una vía para mejorar el moldeo de una pieza. Sin

embargo, el diseño del molde también es un factor determinante en la optimización del ciclo.

5.1 VENTANAS DE PROCESO

Para cualquier empresa fabricante de productos plásticos moldeados por inyección, el

control del proceso debe realizarse continuamente para verificar la calidad de la pieza y el

desempeño del procesamiento. La obtención de las ventanas de proceso es el primer paso para

establecer los parámetros óptimos de procesamiento y conocer la influencia de la temperatura y

presión de inyección en las propiedades finales del producto, tales como la contracción y calidad

superficial. Por otra parte, los moldes también tienen una participación clave en el proceso de

inyección. En muchas ocasiones, su diseño determina la eficiencia del tiempo de enfriamiento y

por ende, estipula el tiempo de ciclo. Por ello, es deber de la empresa identificar los aspectos que

afecten en el proceso de fabricación de las piezas y optimizar su relación costo-eficiencia (8).

La empresa Unión Plastic, fabricante de las tinas plásticas para la empresa Inversiones

Selva, decidió llevar a cabo el estudio de las variables de moldeo con el objetivo de alcanzar el

funcionamiento óptimo de las máquinas de inyección, minimizar el costo energético y aumentar

la producción. Con el diagrama de moldeo se pretende establecer la condición de procesamiento

óptima, tomando en cuenta los requerimientos dimensionales estipulados por el cliente.

En primer lugar, la obtención de las ventanas de proceso permitió conocer bajo qué

condiciones de presión y temperatura de inyección es posible moldear las tinas de 12, 26 y 32

onzas marca Selva® para, posteriormente, evaluar la condición óptima. Estos contenedores

empezaron a producirse en la empresa recientemente, por lo cual este estudio es de sumo interés

43

para comenzar a trabajar correctamente. El procedimiento consistió en la búsqueda de los valores

límites de temperatura y presión de inyección donde la pieza presentaba llenado incompleto,

rebabas y/o agarrotamiento. Las temperaturas límites son los puntos donde la pieza está muy

caliente para su manipulación y aquella en la cual el material está muy frío para ser inyectado (8).

5.1.1 Tina de 12 onzas, material Propilven J-905

Para esta sección del estudio, la tina de 12 onzas fue inyectada con Polipropileno J-905.

Este material tiene un alto índice de fluidez (42 g/10min) y tiene propiedades antiestáticas y

desmoldeantes (29). El conjunto de condiciones que aseguran la calidad de dicho envase son

presentadas en la Figura 5.1, en donde se señala la condición de operación al momento de la toma

de muestras (temperatura de inyección de 280°C y presión de inyección de 80 MPa).

Figura 5.1. Ventana de proceso de la tina de 12 onzas marca Selva®, con material Propilven J-905.

El área rayada de la Figura 5.1, representa el conjunto de condiciones de proceso que

garantizan el moldeo de las piezas libres de defectos, según el criterio de aceptabilidad planteado.

Este criterio exigía un límite de material excedente máximo (rebabas) tal que no se entorpeciera

el cerrado de la tapa y fuese casi imperceptible visualmente. Se aplicó el mismo criterio para

ambas cavidades y se observó que la número 2 era más propensa a la aparición de defectos, lo

cual limitó la amplitud del diagrama. A continuación se presenta la Figura 5.2 comparativa del

220

230

240

250

260

270

280

290

300

65 70 75 80 85 90 95 100 105

Tem

pera

tura

de

inye

cció

n (°

C)

Presión de inyección (MPa)

Rebabas

Llenado incompleto

Material muy caliente

Material muy frío

Condición empleada en el momento de la

toma de muestras

44

detalle de la boca o “stack” de tres tinas para cada cavidad del molde (bajo el mismo rango de

presión de inyección a una temperatura de inyección fija y fuera de la ventana de proceso).

(a) (b)

Figura 5.2. Influencia de la presión de inyección en la aparición de rebabas para la tina de 12 onzas (material Propilven J-905). (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 2.

Todas las muestras presentadas en la Figura 5.2 fueron moldeadas bajo una temperatura

de inyección y un rango de presiones de inyección, que solo satisfacen el criterio de aceptabilidad

de las tinas de la cavidad 1 (Figura 5.2(a)). Para esta cavidad, el material excedente en la boca del

envase (rebabas) se encuentra por debajo del límite máximo establecido, ya que es casi

imperceptible visualmente. Sin embargo, para las mismas condiciones de procesamiento, la

cavidad 2 arrojó resultados distintos. Éstas presentaron rebabas significativas a nivel visual, que

también dificultaron el cerrado de la tapa (Figura 5.2(b)). Por otra parte, a presiones de inyección

menores (cerca del límite izquierdo del diagrama de moldeo, Figura 5.1), se presentó el mismo

comportamiento en las tinas. Al disminuir la presión de inyección, la pieza que salía incompleta

era la correspondiente a la cavidad 2, mientras que en la cavidad 1 la tina presentaba llenado justo

(Figura 5.3). Dado que el criterio debe aplicarse por igual a cada cavidad, se puede concluir que

la ventana de proceso se vio limitada por la aparición de defectos en las tinas de la cavidad 2.

Figura 5.3. Llenado justo de la tina de 12 onzas de la cavidad 1 del molde TST-12 (Propilven J-905).

La diferencia encontrada entre las cavidades puede ser el resultado de varias

circunstancias, entre ellas el desgaste del molde. Tal como se mencionó con anterioridad, los

moldes tienen muchos años en funcionamiento y es probable que exista desgaste debido a las

Presión de inyección

45

altas presiones de inyección. Para identificar estas posibles diferencias es necesario hacer las

mediciones correspondientes (para el momento no se disponían de los equipos apropiados), ya

que las cavidades no parecían tener ningún defecto a nivel visual. Aunque también es posible que

esto se deba al desgaste de los canales de alimentación en el “manifold” o de las dimensiones de

la entrada (distribución de material no uniforme), no se puede hacer una conclusión hasta realizar

las mediciones de las cavidades (22). En cualquier caso, dado que estas diferencias causan

irregularidades en el proceso, se recomienda inspeccionar los planos y procedimientos de

mantenimiento de los moldes para encontrar la causa y brindar una solución efectiva.

Por otra parte, la forma estrecha del diagrama de moldeo (Figura 5.1) no solo se debe a

las diferencias entre las cavidades. Al tratarse de envases de pared delgada, las presiones de

inyección se encuentran más restringidas debido al rápido enfriamiento del plástico fundido; la

causa es el bajo espesor de la tina (~0,55 mm) y diámetro de la entrada (Figura 4.5). En adición,

la alta fluidez del material contribuye a estrechar los límites de presión de inyección (40, 41).

En cuanto a los límites de temperatura de inyección, se obtuvo un rango de 230 a 290°C.

Por debajo de 230°C, el material no fluye fácilmente y el llenado de la cavidad requiere de mayor

presión de inyección por la rápida solidificación del polímero. Por encima de 290°C se tiene

riesgo de degradación de material y la manipulación del producto se dificulta dada la alta

temperatura de expulsión. Moldear a temperaturas de inyección altas no es rentable, ya que

acrecienta el riesgo de aparición de rebabas debido a la alta fluidez del polímero fundido y

aumenta el gasto energético, el tiempo de enfriamiento y el costo de fabricación. Incluso, para

productos con tiempos de moldeo cortos, como es el caso de estos envases, se aconseja trabajar a

temperaturas de inyección bajas a pesar de las presiones de inyección a las que son sometidos los

moldes. De esta forma, el tiempo de ciclo es más corto, y por ende, existe un ahorro energético y

un incremento en la producción. Sin embargo, se debe tomar en cuenta que los moldes en estudio

tienen mucho tiempo en funcionamiento, por lo cual se recomienda trabajar a temperaturas de

inyección un poco más altas, para proteger la integridad del molde de las altas presiones (3,8,14).

En la escogencia de la presión y temperatura de inyección óptima también se debe

considerar el seguimiento de la contracción mediante el empleo de la “galga en caliente”. Su

46

importancia radica en determinar la relación entre las condiciones de proceso y la contracción

mínima de buen ajuste con la tapa. En la Tabla 5.1 se presentan dichas condiciones de proceso.

Tabla 5.1. Condiciones de procesamiento para la tina de 12 onzas (material Propilven J-905) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la “galga en caliente”.

Material: Propilven J-905 Rango de presiones de ajuste aceptable (MPa) Temperatura de inyección (°C) Cavidad 1 Cavidad 2

230 98-103

No hay ajuste

240 93-98 260 85-87 270 80-84 280 76-81 290 72-77

El ajuste de la pieza moldeada en la cavidad 2, siempre fue inaceptable, por lo que en la

escogencia de las condiciones de procesamiento se tomó en cuenta únicamente aquellas en donde

la cavidad 1 presentara buen ajuste (Tabla 5.1). Nuevamente se comprueba que posiblemente las

medidas de esta cavidad difieren de las dimensiones de la cavidad 1.

Es importante destacar que conocer la ventana de proceso permite observar la tendencia

del comportamiento del material y la escogencia de las condiciones de procesamiento en base a:

vida útil del molde y exigencias de la máquina. Considerando lo previo y que la contracción de la

pieza de cavidad 1 debería encontrarse dentro de especificación, se sugiere el empleo de los

parámetros colocados en la Tabla 5.2, cuya continuidad fue probada por 2 horas.

Tabla 5.2. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 12 oz (Propilven J-905).

Temperatura de inyección (°C) Presión de inyección (MPa) Condición anterior 280 80

Condición recomendada 270 83

Conocer el diagrama de moldeo permitió la reducción de la temperatura de inyección en

un ~4%, lo cual implica un ahorro de energía en el proceso productivo. En consecuencia de esta

disminución, se incrementó la presión de inyección en un ~4%. Sin embargo, el parámetro más

influyente en la calidad y la relación costo-efectividad del producto es la temperatura. Además,

dado que el polímero es inyectado a una temperatura menor, se favorece la posibilidad de reducir

el tiempo de enfriamiento y por ende, el tiempo de ciclo, aumentando la producción (8, 14).

47

5.1.2 Tina de 12 onzas, material Braskem H-103

Para el momento de la toma de mediciones en el molde de la tina de 12 onzas con

Braskem H-103, se reemplazó la cavidad 2 debido a los problemas que estaban presentándose

(rebabas y llenado incompleto). Esta modificación mejoró la estabilidad de las condiciones de

procesamiento y favoreció el ajuste en galga. En la Figura 5.4 se señala la cavidad reemplazada.

Figura 5.4. Molde TST-12.

El material empleado fue H-103 (Braskem), el cual tiene un índice de fluidez de 40

g/10min y propiedades mecánicas similares al J-905 (Propilven). El diagrama de moldeo y la

condición empleada en el momento de la toma de muestras (temperatura de inyección de 270°C y

presión de inyección de 88 MPa) son presentados en la Figura 5.5.

Figura 5.5. Ventana de proceso de la tina de 12 onzas marca Selva®, con material Braskem H-103.

El PP H-103 (Braskem) tiene un índice de fluidez un poco más bajo que el PP J-905

(Propilven) (29), por lo que se esperan presiones de inyección más exigentes. En el diagrama de

moldeo del PP H-103 (Figura 5.5) se observa, en líneas generales, que las presiones de inyección

235

240

245

250

255

260

265

270

275

280

285

80 85 90 95 100 105 110

Tem

pera

tura

de

inye

cció

n (°

C)


Llenado incompleto

Rebabas y/o agarrotamiento


Material muy frío


toma de muestras

Cavidad 2 reemplazada

48

son significativamente mayores que para el J-905 (Figura 5.1), cumpliéndose así la suposición

inicial. Si a pesar de las desigualdades en las condiciones de proceso con ambos polímeros (Tabla

4.5), las temperaturas de inyección límites son casi iguales, se puede esperar que aquel más fácil

de moldear tendrá un desempeño más óptimo. En este caso, se trata del PP J-905; al ser más

fluido, permite trabajar a temperaturas de inyección más bajas. Esto implica un ahorro energético

y la posibilidad de reducir del tiempo de enfriamiento (14).

Por otra parte, se obtuvo una mejoría del ajuste boca-galga con el reemplazo de la cavidad

2. Los rangos de presión de inyección de ajuste aceptable son presentados en la Tabla 5.3.

Tabla 5.3. Condiciones de procesamiento para la tina de 12 onzas (material Braskem H-103) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente”.

Material: Braskem H-103 Rango de presiones de ajuste aceptable (MPa) Temperatura de inyección (°C) Cavidad 1 Cavidad 2

240 99-102 No hay ajuste 260 89-93 89-93 270 84-85 84-85 280 85-87 85-86

En la Tabla 5.3 se detalla que la presión de inyección empleada en el momento de la toma

de muestras (Figura 5.5) estaba fuera del rango de buen ajuste en galga y gracias a la obtención

del diagrama de moldeo fue posible ajustar la presión correctamente. Además, a una temperatura

de inyección de 240°C, se tiene que las tinas moldeadas en la cavidad 2 no ajustaron en galga en

todo el rango. Esto puede deberse a la baja contracción y a la reducción del tiempo empleado

para la cristalización del polímero. Ambos son resultado de la corta diferencia en magnitud entre

la temperatura del fundido que entra a la cavidad y la temperatura ambiente (11). Por otra parte,

dado que el rango de presiones de inyección es muy estrecho, ésta debe favorecer lo más posible

el ajuste en galga (alta dependencia de la contracción con la presión de inyección) pero sin dejar

de proteger al molde de las altas presiones. La condición seleccionada debe estar,

preferiblemente, hacia el centro del diagrama de moldeo a modo de prevenir la aparición de

defectos a causa de variaciones en la fluidez del material. Se recomienda utilizar la condición

señalada en la Tabla 5.4, cuya continuidad fue probada por 2 horas (10).

Tabla 5.4. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 12 oz (Braskem H-103). Temperatura de inyección (°C) Presión de inyección (MPa)

Condición anterior 270 88 Condición recomendada 270 85

49

A partir de la obtención de la ventana de proceso de la tina de 12 onzas (H-103 de

Braskem), se reveló que la presión de inyección empleada actualmente no aseguraba el ajuste

correcto en galga. Para corregir esto, se disminuyó la presión de inyección en un ~4%, de 88 a 85

MPa. Esta disminución incorporó un ahorro energético y por ende, económico.

5.1.3 Tina de 26 onzas

La tina de 26 onzas es fabricada en un molde de colada caliente de cuatro cavidades con

material Braskem H-103. Dado que la presión de inyección está determinada por la longitud y

espesor de la pieza, se esperan mayores presiones de inyección en la ventana de proceso de la tina

de 26 onzas, presentada en la Figura 5.6, con respecto a la de 12 onzas (Figura 4.9) (15).

Figura 5.6. Ventana de proceso de la tina de 26 onzas marca Selva®, con material Braskem H-103.

Durante la toma de muestras, se observó que la cavidad 4 era más propensa a los defectos

de llenado, lo cual determinó los valores máximos y mínimos de temperatura y presión de

inyección. Al igual que para la tina de 12 onzas, las cavidades parecen ser ligeramente distintas,

limitando la ventana de proceso. En cuanto a las presiones de inyección mínimas, la tina de 26

onzas exhibe mayores valores que la de 12 onzas. Esto se debe a que posee cuatro cavidades y un

mayor recorrido de flujo, presentando mayor pérdida de presión (Figura 5.7) (8).

245

250

255

260

265

270

275

280

285

290

85 90 95 100 105 110 115 120

Tem

pera

tura

de

inye

cció

n (°

C)



Material muy frío


Llenado incompleto


toma de muestras

50

(a) (b)

Figura 5.7. Esquema del recorrido del fundido en los moldes. (a) Molde TST-12 y (b) molde TST-26.

Tal como se evidencia en la Figura 5.7, el recorrido de flujo en el molde es mayor para el

de cuatro cavidades (TST-26) debido al “manifold” en forma de “cruz” que debe atravesar el

material para llegar a las boquillas. Para desplazar la masa fundida en los canales de distribución

(“manifold”) del molde de la tina de 26 onzas, es necesario aplicar una presión de inyección

mayor en relación al de la tina de 12 onzas, cuyo recorrido de flujo es considerablemente menor.

En el momento de la toma de muestras de este envase con Braskem H-103, la presión de

inyección era de 91 MPa y temperatura de inyección de 285°C, lo cual no es recomendable ya

que ambos están cercanos a los límites de la ventana de proceso. Además, también se debe

considerar el ajuste boca-galga para la selección de la condición de procesamiento (Tabla 5.5).

Tabla 5.5. Condiciones de procesamiento para la tina de 26 onzas (material Braskem H-103) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente”.

Material: Braskem H-103 Rango de presiones de ajuste aceptable (MPa) Temperatura de inyección (°C) Cavidad 1 Cavidad 3 Cavidad 4 Cavidad 5

250 110-115 110-115 110-111 No hay ajuste 260 105-110 105-109 105-107 105-108 275 91-98 91-98 91-92 91-95 285 89-96 89-96 89-93 90-91

Los rangos de presiones de inyección en donde las piezas presentaron buen ajuste boca-

galga, en muchas ocasiones fueron distintos para cada cavidad. Esto introduce la idea de que

existen diferencias en las dimensiones de las cavidades o bien, el proceso de llenado y

distribución de material en las cavidades no es uniforme. Por un lado, las piezas de las cavidades

1 y 3 tuvieron un buen ajuste en galga en todos los rangos de presión de inyección estudiados,

mientras que las cavidades 4 y 5 mostraron que los valores de presión que aseguran buen ajuste,

están muy cercanos a los límites de la ventana (Figura 5.6). Su escogencia sería una situación de

Placa que contiene al “manifold”

Esquema del recorrido del material en el “manifold”

Boquillas

51

riesgo para la producción continua. Ahora, teniendo en cuenta tanto la contracción como los

límites de la ventana de proceso, se sugiere que las nuevas condiciones de procesamiento sean las

mostradas en la Tabla 5.6, cuya continuidad fue probada por 2 horas.

Tabla 5.6. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 26 oz (Braskem H-103). Temperatura de inyección (°C) Presión de inyección (MPa)


Conocer el diagrama de moldeo permitió disminuir la temperatura de inyección y

aumentar la presión, ambos en un ~4%. Aunque la presión de inyección escogida no asegura el

ajuste en galga de la cavidad 4, se debe considerar que ésta tiene un desempeño ineficiente y que

las exigencias son flexibles ya que se trata de un producto de consumo masivo. Se sugiere revisar

las dimensiones de la cavidad 4, a modo de asegurar el llenado uniforme del molde.

5.1.4 Tina de 32 onzas

El molde de inyección empleado en la fabricación de la tina de 32 onzas es de dos

cavidades y el material empleado es J-905 (Propilven). A continuación se presentan los rangos de

temperatura y presión de inyección que garantizan la calidad de la pieza (Figura 5.8).

Figura 5.8. Ventana de proceso de la tina de 32 onzas marca Selva®, con material Propilven J-905.

240

245

250

255

260

265

270

275

280

285

100 102 104 106 108 110 112 114 116 118 120

Tem

pera

tura

de

inye

cció

n (°

C)



Llenado incompleto


Material muy frío

Condición empleada anteriormente

52

El moldeo de este envase es un poco más cuidadoso ya que el recorrido de flujo es mayor

y el espesor es bastante restrictivo (~0,55 mm), por lo cual se esperan altas presiones de

inyección. Considerando que las tinas de 12 y 32 onzas tienen el mismo espesor, se compararon

las ventanas de proceso de cada envase (Figuras 5.1 y 5.8, respectivamente) ambos con J-905 de

Propilven. Se puede evidenciar que la tina de 32 onzas exhibió presiones de inyección más

elevadas. Esto se debe a que el recorrido de flujo es mayor, lo cual concuerda con lo esperado ya

que la presión de inyección está determinada, precisamente, por el recorrido de flujo y el espesor

de la cavidad (15).

Por otro lado, en relación a los límites de temperatura de inyección, el polímero tiende a

enfriarse durante el proceso de llenado a una baja temperatura de inyección pero al incrementarla,

la pieza tiende a salir muy caliente ya que se tienen dos fuentes de calor, una proveniente de las

resistencias eléctricas y otra generada a partir de la fricción entre el polímero y el metal (15,42).

Esto es más pronunciado en la tina de 32 onzas porque la longitud de flujo es mayor y por ende,

también lo es la fricción generada, lo que limita la temperatura de inyección máxima (la

temperatura de expulsión del envase debe ser apropiada para su manipulación).

La condición empleada al momento de tomar las muestras (temperatura de inyección de

280°C y presión de inyección de 107 MPa), se encuentra en el límite, lo cual se sabe no es

recomendable. Sin embargo, se observó que a temperaturas de inyección menores (con

requerimientos de presión más elevados), la cavidad identificada con el número 5 presentaba

descentrado constante. Hasta no reparar el molde, no se recomienda modificar estos parámetros.

Para poder seleccionar una condición de procesamiento que garantizara la calidad de las piezas, a

pesar del descentrado constante, se determinó el ajuste en galga y se encontró que las tinas

moldeadas en la cavidad 5 no ajustaron en casi ningún rango de presión de inyección (Tabla 5.7).

Tabla 5.7. Condiciones de procesamiento para la tina de 32 onzas (material Propilven J-905) que garantizan un ajuste bueno a aceptable en la galga “en caliente”.

Material: Braskem H-103 Rango de presiones de ajuste aceptable (MPa) Temperatura de inyección (°C) Cavidad 2 Cavidad 5

245 117-119 No hay ajuste 260 107-110 107-108 270 106-110 No hay ajuste 280 106-108 No hay ajuste

53

Posiblemente, el descentrado constante de la cavidad 5 causa que la uniformidad en el

llenado sea pobre. Si esto ocurre, tanto el espesor como la contracción de la pieza tampoco serán

uniformes (11,14). Si la reparación del molde no implica cambiarlas, se sugiere el empleo de los

parámetros colocados en la Tabla 5.8.

Tabla 5.8. Condiciones de procesamiento anterior y recomendada para la tina de 32 oz (Propilven J-905). Temperatura de inyección (°C) Presión de inyección (MPa)


En contraste con la condición original, una temperatura de inyección menor puede

implicar una disminución en el tiempo de ciclo, tal como se ha venido discutiendo. La reducción

de la temperatura de inyección planteada de un ~2% no solo significa un aumento en la

producción sino también un incremento en la vida útil de los equipos.

5.2 EFECTO DE LA PRESIÓN EN LA CONTRACCIÓN DE LAS TINAS

La contracción está influenciada principalmente por las propiedades del material y las

condiciones de proceso. En el caso de polímeros semicristalinos, tenderá a existir mayor

contracción debido a la presencia de cristales. Éstos indudablemente afectarán la contracción y

por ende, las dimensiones del producto final. La complejidad de controlar los niveles de

contracción está en su continuidad incluso luego de las 48 horas de haber sido expulsada la pieza,

lo cual se debe a la cristalización post-moldeo y relajación de los esfuerzos internos (9).

Para observar la influencia de la presión de inyección en las dimensiones de las tinas de

12 y 26 onzas, se procedió a determinar el porcentaje de contracción a las 0, 24 y 48 horas de

haber sido expulsados dichos envases (Apéndice A). Se estudió únicamente el efecto de la

presión de inyección, ya que la forma estrecha de los diagramas de moldeo (Figuras 5.1, 5.5 y

5.6) impidió establecer un rango de estudio lógico para la temperatura de inyección (variación 10

en 10°C a presión de inyección constante, por ejemplo). Tampoco se estudió el efecto de la

presión sostenida ya que el interés de la empresa estaba dirigido a la búsqueda de los valores de

presión de inyección que garantizaran el ajuste boca-galga de las tinas. La razón es que dicho

parámetro es frecuentemente modificado por los operadores a lo largo de las jornadas de trabajo.

54

5.2.1 Tina 12 onzas, material Propilven J-905

Los materiales semicristalinos tienden a presentar mayor contracción que los amorfos

(entre 1 y 4%), lo cual se debe al empaquetamiento molecular generado por la presencia de

cristales. Para el caso específico del Polipropileno, el rango de contracción es de 1,2 - 2,5%. En

inyección, alrededor del 95% de este valor ocurre inmediatamente después de la expulsión (39,43).

Con el fin de conocer la influencia de la presión de inyección en la contracción, se midió

el diámetro exterior de las piezas a las 0, 24 y 48 horas para cada cavidad por separado. En la

Figura 5.9 se muestran los porcentajes de contracción a una temperatura de inyección de 280°C.

Las mediciones realizadas a las 48 horas no mostraron cambios significativos en las dimensiones,

presentando un diámetro final de ~114,0 mm, y por ello se excluyeron de la Figura 5.9.

(a) (b)

Figura 5.9. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 12 onzas con material Propilven J-905. (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 2.

En la Figura 5.9 se evidencia la disminución de la contracción con la presión de

inyección. Esto se debe al alineamiento de las cadenas en la dirección de flujo (orientación). Sin

embargo, a medida que la presión de inyección se acerca al valor límite superior de presión en el

diagrama de moldeo, el porcentaje de contracción se estabiliza (Figura 5.1). Esto es debido,

probablemente, a que las cadenas del material poseen un grado de empaquetamiento mayor. Es

importante resaltar que las piezas de pared delgada son más sensibles a la orientación y al

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

76 77 78 79 80 81 82 83 84

Con

trac

ción

line

al (%

)


0 horas 24 horas

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

76 77 78 79 80 81 82 83 84

Con

trac

ción

line

al (%

)


0 horas 24 horas

55

empaquetamiento que las piezas gruesas, debido a los altos esfuerzos de corte. A partir de una

presión de inyección de 81 MPa, posiblemente el ordenamiento de las cadenas y los cristales es

tal, que la disminución de volumen respecto al material fundido es la menor posible (1,5,11,28).

Por otra parte, los cambios dimensionales presentados una vez expulsada la pieza, ocurren

debido a que el movimiento molecular continúa para relajar las tensiones internas y extender el

proceso de cristalización del polímero (39). Para este caso, dichos movimientos cesaron a las 24

horas, frenando el proceso de contracción (Figura 5.9). Se puede notar que esta última es muy

similar para cada cavidad, lo cual crea confusión debido a que durante la medición del ajuste

boca-galga se encontró que los envases de la cavidad 2 no ajustaron bajo ningún rango de presión

de inyección (Tabla 5.1). Tomando en cuenta que la medida de la boca del molde empleada en el

cálculo de contracción lineal fue la misma para ambas cavidades (Apéndice A), se concluye que

la cavidad 2 se encuentra sobredimensionada o bien, la distribución de material no es uniforme.

5.2.2 Tina 12 onzas, material Braskem H-103

Al igual que en el caso anterior, se midió el diámetro exterior a las 0, 24 y 48 horas y

posteriormente se determinó el porcentaje de contracción. En la Figura 5.10 se muestran los

resultados para la tina de 12 onzas (Braskem H-103) a una temperatura de inyección de 270°C.

(a) (b)

Figura 5.10. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 12 onzas con material Braskem H-103. (a) Cavidad 1 y (b) cavidad 2.

1,45

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

84 85 86 87 88 89 90

Con

trac

ción

line

al (%

)


0 horas 24 horas 48 horas

1,46

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

84 85 86 87 88 89 90

Con

trac

ción

line

al (%

)



Límite de ajuste en galga


56

A diferencia del material PP J-905, la contracción continuó hasta las 48 horas. Para el PP

H-103, la contracción es muy parecida en ambas cavidades y existe correspondencia con los

resultados de la medición del ajuste boca-galga en el diagrama de moldeo, lo cual indica que el

llenado es uniforme. Es decir, el reemplazo de la cavidad 2 realizado antes de tomar las muestras,

estabilizó el proceso de llenado, por lo tanto, se descartan diferencias dimensionales en el

“manifold” y se concluye que las dimensiones de las cavidades no presentan grandes diferencias.

Por otra parte, es de esperar que a medida que la presión de inyección aumente, la

contracción disminuya. La razón es el empaquetamiento de las cadenas que densifica al material

en la cavidad y favorece la compresión del polímero, disminuyendo el volumen específico del

mismo (5,39). Es por ello que el ajuste en galga de las tinas depende fuertemente de la presión de

inyección. Observando los valores de contracción a 270°C de la tina de 12 onzas utilizando

material Braskem H-103, y los valores de presión de inyección donde el ajuste en galga es

aceptable (Tabla 5.3), se puede concluir que el porcentaje mínimo de contracción final que

asegura el cerrado deseado por el cliente es aproximadamente 1,45% (Figura 5.10).

5.2.3 Tina 26 onzas, material H-103

El polímero empleado para este molde fue PP H-103 de Braskem, el cual tiene índice de

fluidez de 40 g/10min. Este material es recomendado para el moldeo de piezas a bajos tiempos de

ciclo, haciéndolo ideal para la fabricación de productos de consumo masivo (29).

Para cada envase se midió el diámetro exterior a las 0, 24 y 48 horas de haber sido

expulsadas las piezas (a cada cavidad por separado) y, posteriormente, se determinaron los

porcentajes de contracción. En la Figura 5.11 se muestran los resultados a una temperatura de

inyección de 275°C. Dado que los niveles de contracción para las tinas de cada cavidad fueron

diferentes (indicio de que las dimensiones de las cavidades son ligeramente distintas), se

compararon los rangos de presión de inyección que exhibieron un buen ajuste en galga y los

porcentajes de contracción determinados en este segmento del estudio. En la Figura 5.11 se

señalan los límites de ajuste en galga tomados de la Tabla 5.5.

57

(a) (b)

(c) (d)

Figura 5.11. Efecto de la presión de inyección en la contracción de las tinas 26 onzas con material Braskem H-103. (a) Cavidad 1; (b) cavidad 3; (c) cavidad 4 y (d) cavidad 5.

Se observó que las cavidades 1 y 3 pasaron el control de ajuste boca-galga sin importar el

valor de la presión de inyección, mientras que las cavidades identificadas con los números 4 y 5

presentaron un límite de presión de inyección que asegura el buen ajuste en la galga (Tabla 5.5).

Con esto en mente, debería ser posible la identificación de un porcentaje mínimo de contracción

(referente a un valor específico de presión de inyección) similar para las cavidades 4 y 5 en las

Figuras 5.11(c) y 5.11(d). Sin embargo, el porcentaje mínimo de contracción que asegura un buen

ajuste con la tapa para las tinas moldeadas en las cavidades 4 y 5, son 1,48 y 1,38%

respectivamente. Esta inconsistencia puede deberse a que la dimensión de la boca o “stack” en el

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

90 92 94 96 98

Con

trac

ción

line

al (%

)



1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

90 92 94 96 98

Con

trac

ción

line

al (%

)



1,48

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

90 92 94 96 98

Con

trac

ción

line

al (%

)



1,38

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

90 92 94 96 98

Con

trac

ción

line

al (%

)





Buen ajuste en galga en todo el

rango de presiones de inyección

Buen ajuste en galga en todo el

rango de presiones de inyección

58

molde empleada en cálculo del porcentaje de contracción, no es exactamente igual en todas las

cavidades como fue reportado previamente (sección 4.3.4).

Las desigualdades en las dimensiones pueden deberse al desgaste de las cavidades o a

errores cometidos durante la elaboración de la matricería. En este caso, existe la posibilidad de

que el molde haya sufrido un cambio de cavidad y que las dimensiones de la parte reemplazada

no sean exactamente iguales. Se recomienda hacer seguimiento de las modificaciones y el

mantenimiento relativo al molde, mediante el uso documentos de control que faciliten la consulta

de cada operación realizada.

5.3 DETERMINACIÓN DEL TIEMPO DE CICLO ÓPTIMO

En el proceso de inyección, el tiempo de ciclo es una medida de gran interés para los

fabricantes de piezas poliméricas dado que el costo del proceso productivo y la calidad de las

piezas se encuentran influidos por este parámetro (12). Durante la toma de muestras en esta

sección del estudio, se observó que al incrementar la duración de los tiempos de inyección y/o

presión sostenida, se llegaba a un valor de tiempo en el cual el molde generaba un sonido fuerte

en el momento de apertura. Para encontrar una razón a este comportamiento, se hizo una

investigación para identificar su causa. Se encontró que posiblemente se debía a una alta presión

en la cavidad en el momento de la expulsión (18).


Durante el tiempo de inyección, el tornillo se desplaza axialmente actuando como una

inyectadora, trasportando material fundido hacia el molde refrigerado. Cuanto mayor sea el

tiempo de inyección, mayor cantidad de material podrá ocupar el molde hasta lograr cubrir su

capacidad completamente. Dicho esto, se espera un incremento de la masa con el tiempo de

inyección hasta alcanzar la estabilización del peso de la pieza (7).

59

En la Figura 5.12 se muestran los tiempos de inyección que se lograron obtener. A

tiempos de inyección menores a 0,6 s, la pieza salía incompleta y a partir de 0,7 s el molde

sonaba al abrir, posiblemente, porque la presión en la cavidad empezaba a incrementarse mucho

forzando la máquina. También es posible que el equipo posea un límite de seguridad vinculado

con el tiempo y velocidad de inyección, pero dicho planteamiento no pudo ser validado.

Contrario a lo esperado, no fue posible la siguiente toma de medidas luego de los 0,8 s.

Figura 5.12. Determinación del tiempo de inyección óptimo (tina 12 oz, Braskem H-103).

Como ya se ha comentado, el sonido existente al momento de apertura del molde se debe

posiblemente a la alta presión en la cavidad. La razón puede ser una transformación prematura de

presión de inyección a presión sostenida o un tiempo de presión sostenida muy alto (44). Sin

embargo, se debe considerar que, en este caso, dicho tiempo es bastante bajo (0,2 s), lo cual

limita esta última opción. Por otro lado, para el caso de estas máquinas de inyección, el valor que

indica la transformación de presión depende del tiempo de inyección, tiempo de presión sostenida

y recorridos del tornillo. La metodología empleada para llevar a cabo este estudio, consistió en

colocar los tiempos de inyección correspondientes con la posición del tornillo en donde ocurre

dicha transformación (“tranfer.”). El “tranfer.” fue ajustado en cada aumento de tiempo de

inyección (según lo descrito en el manual de las máquinas), con la finalidad de prevenir un

cambio prematuro de presiones. Sin embargo, se sugiere profundizar en el funcionamiento del

“PLC” de las máquinas para verificar que los valores colocados en pantalla sean los apropiados.

13,6

13,8

14

14,2

14,4

14,6

14,8

15

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

Peso

de

la p

ieza

(g)

tiempo de inyección (s)

Cavidad 1 Cavidad 2

Condición original

60

Por otra parte, a tan solo 0,8 s la condición ya era crítica, pues las piezas también salían

quemadas y alabeadas tal como se muestra en la Figura 5.13. Como se mencionó anteriormente,

no se pudo continuar haciendo mediciones a tiempos de inyección superiores a 0,8 s.

Figura 5.13. Tina 12 onzas, moldeada con un tiempo de inyección de 0,8 s.

La deformación y degradación localizadas de la tina de 12 onzas a un tiempo de inyección

de 0,8 s (Figura 5.13), puede deberse a la fricción generada en la fase de inyección. Los altos

esfuerzos de corte encontrados tanto en las entradas a la cavidad como en el molde de piezas de

pared delgada, son puntos generadores de esfuerzos de corte o cizallamiento. A tiempos de

inyección muy cortos, como es el caso de estos productos de consumo masivo, las velocidades de

cizallamiento son muy altas y las probabilidades de degradación térmica son mayores (15,28).

Para evitar forzar la máquina de inyección, se identificaron los valores de tiempo de

inyección críticos en donde comenzaba a notarse el ruido del molde al abrir. Estos valores son los

reportados en la Tabla 5.9 para la tina de 12 onzas con material Braskem H-103.

Tabla 5.9. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión de inyección (tina 12 oz). Parámetro Condición recomendada Condición crítica

Posición inicial de inyección (mm) 40,7 40,8 Transformación de presión o “transfer.” (mm) 12 9,2

Tiempo de inyección (s) 0,6 0,65 Tiempo de presión sostenida (s) 0,2 0,2

Tiempo de ciclo (s) 7,03 7,11

Los valores críticos reportados en la Tabla 5.9 se verán influidos por la velocidad de

inyección. Para poder vencer la resistencia del fluido a un tiempo de inyección menor que

disminuya las probabilidades de degradación y empaquetamiento, el material debería ser

inyectado a mayor velocidad y/o a una temperatura de molde más alta. A medida que éstas sean

mayores, la orientación del fundido disminuye y con ello, el empaquetamiento (Figuras 5.14).

61

Una velocidad de inyección insuficiente puede hacer que el polímero sea más sensible al aumento

de la presión en la cavidad en la fase de compresión, pues ya existiría alta orientación (3,45,46).

(a) (b) (c)

Figura 5.14. Efectos de parámetros de inyección en la orientación. (a) Efecto de la velocidad de llenado; (b) efecto del empaquetamiento; (c) efecto de la temperatura de molde (9).

En el moldeo de la tina de 12 onzas se utilizó el 99% de la velocidad, en relación al

porcentaje de apertura de la válvula correspondiente y conjuntamente, se hizo uso del

acumulador, el cual hace posible la inyección a alta velocidad. Dado que las máquinas son

nuevas, es conveniente hacer revisión de la presión de nitrógeno en el acumulador para

compararlos con lo recomendado por el fabricante. Para el momento no se contaba con el

manómetro adecuado y por ende, no se pudo hacer la respectiva verificación. Se recomienda

investigar acerca del funcionamiento de estos dispositivos, ya que la velocidad de inyección es

uno de los parámetros más importantes. También se sugiere aumentar la temperatura del molde

para disminuir la resistencia de flujo y la solidificación de partes en estado altamente orientado.

En cuanto a los pesos de las piezas, la diferencia va de 0,6 a 0,7 gr (Figura 5.12), lo cual

está dentro de los límites especificados por el cliente. Sin embargo, se puede concluir que existen

ligeras diferencias dimensionales en las cavidades o bien, el proceso de llenado no es uniforme.

En moldes multicavidades es de gran importancia que la presión y el flujo de material en las

entradas sean exactamente iguales. Esto se logra mediante la fabricación del molde con

tolerancias muy estrictas para el espesor de pared y la configuración de las entradas (22). Dado que

el molde de la tina de 12 onzas consiste en una serie de postizos intercambiables, entre ellos el

fondo que tiene mecanizada la entrada (Figura 4.5), es probable encontrar diferencias

dimensionales entre los insertos y las cavidades, lo que puede estar causando las variaciones en

peso de una cavidad a otra.

62

Por otro lado, para determinar el tiempo óptimo de presión sostenida, se aumentó dicho

tiempo esperando encontrar la estabilización del peso de la pieza. Para ello, se seleccionó el

menor tiempo de inyección que no presentara el sonido del molde al abrir; éste correspondía a 0,6

s. A tiempos de presión sostenida menores a 0,2 s, las piezas salían incompletas y a partir de los

0,9 s, el sonido del molde al abrir empezaba a ser evidente. Sin embargo, se continuaron las

mediciones hasta los 4 s considerando que la máquina estaba siendo forzada (Figura 5.15).

Figura 5.15. Determinación del tiempo de presión sostenida óptimo (tina 12 oz, Braskem H-103).

Para esta segunda fase, el peso de las piezas se estabilizó en el tiempo, pero como ya se

mencionó, a partir de 0,9 s el molde empezó a sonar en el momento de apertura. En todo el rango

de tiempos de presión sostenida estudiado, se conservó la diferencia en peso observada

anteriormente con el aumento del tiempo de inyección (Figura 5.12), confirmando lo discutido

acerca de las diferencias entre los postizos intercambiables y las entradas.

Por otra parte, es importante conocer las condiciones que aseguran el buen moldeo de las

piezas, a modo de evitar forzar innecesariamente la máquina de inyección. Los valores críticos y

recomendados para los tiempos de presión sostenida son los reportados en la Tabla 5.10.

Tabla 5.10. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión sostenida (tina 12 oz). Parámetro Condición recomendada Condición crítica

Posición inicial de inyección (mm) 40,8 40,7 Transformación de presión o “transfer.” (mm) 12 12



14,5

13,9

13,6

13,8

14

14,2

14,4

14,6

14,8

0,2 1,2 2,2 3,2 4,2

Peso

de

la p

ieza

(g)

tiempo de presión sostenida (s)

Cavidad 1 Cavidad 2 Estabilización del peso

63

Aparentemente, existe un límite para los tiempos de acción en estos moldes bajo estas

condiciones de procesamiento en específico. Una alta compactación en un espacio tan pequeño

(espesor de pared menor a 1 mm) puede generar un exceso de empaquetamiento, aumentando la

posibilidad de exhibir un incremento significativo en la presión en la cavidad (44).

Emplear un tiempo de presión sostenida mayor a al utilizado anteriormente (0,2 s), no

significaría una optimización del tiempo de ciclo, sino más bien disminuiría la producción,

fabricando tinas de mayor masa (más costosas). Otra razón es la disminución en la contracción. A

mayor tiempo de presión sostenida, mayor empaquetamiento y por ende, menor contracción (5).

Esto comprometería el ajuste correcto en galga de los contenedores. Por lo tanto, no se

recomienda operar el molde a tiempos de presión sostenida mayores al empleado originalmente.

Por otro lado, para seleccionar el tiempo de enfriamiento más adecuado, se utilizó un

criterio visual. Utilizando los tiempos de inyección y presión sostenida recomendados (Tabla

5.10), se procedió a disminuir el tiempo de enfriamiento. Se encontró que a tiempos de

enfriamiento menores a 1,6 s (valor original), la estabilidad dimensional de las tinas no era

constante en el tiempo. Se sugiere emplear el tiempo de enfriamiento originalmente colocado (1,6

s), a modo de garantizar el menor tiempo de ciclo posible.


El molde de la tina de 26 onzas consta de cuatro cavidades, por lo tanto se espera un

tiempo de inyección mayor respecto al molde de la tina de 12 onzas (empleando la misma resina,

H-103 de Braskem). Además, tanto el espesor como la altura del contenedor son mayores (Figura

4.9), lo que requiere que el tornillo efectúe el movimiento axial durante la fase de inyección por

más tiempo para lograr llenar las cavidades en su totalidad (22,28).

La variación del peso con el tiempo de inyección se observa en la Figura 5.16 (la notación

de las cavidades corresponde al número grabado en los respectivos fondos). Al ascender el valor

de tiempo de inyección también se apreció el sonido del molde en el momento de apertura a

64

partir de los 2 s, posiblemente por el aumento de la presión en la cavidad. No se pudo continuar

la toma de muestras luego de los 6 s de tiempo de inyección, debido a que la máquina estaba

siendo forzada en exceso (sonido del molde al abrir muy fuerte). Esto impidió conseguir la

estabilización del peso de la pieza.

Figura 5.16. Determinación del tiempo de inyección óptimo (tina 26 oz, Braskem H-103).

Se observaron grandes diferencias en el peso de las piezas de cada cavidad, lo cual

atestigua nuevamente que existe una gran posibilidad de que las dimensiones de las cavidades o

las entradas no sean iguales (Figura 5.16). Si se detalla la condición original mostrada en la

Figura 5.16, se puede notar que los pesos de las cavidades 1 y 5 son casi los mismos y a pesar de

ello, se tuvo grandes diferencias en el control del ajuste boca-galga. Las tinas moldeadas en la

cavidad 1 mostraron un buen ajuste en galga en todo el rango de presiones de inyección estudiado

(91 a 98 MPa), mientras que las piezas de la cavidad 5 cumplieron con los requerimientos del

cliente a presiones de inyección por debajo de los 95 MPa (Tabla 5.5). Es probable que las

cavidades 1 y 5 sean casi iguales, pero que las dimensiones de la entrada presenten algunas

diferencias dimensionales (diámetro y altura). La consecuencia es una generación de esfuerzos de

corte desigual en las entradas de cada cavidad, resultando en patrones de flujo distintos. Este

desbalance y la mala distribución del material, puede acarrear en piezas que contraigan de forma

diferente (12). Los moldes multicavidades deben ser diseñados y fabricados con gran precisión

para asegurar que el proceso de llenado y la calidad de la pieza no se vean afectados por el

desbalance causado por la variación de dimensiones de una cavidad a otra (22).

29,4

29,6

29,8

30

30,2

30,4

30,6

30,8

31

31,2

0 1,1 2,2 3,3 4,4 5,5 6,6

Peso

de

la p

ieza

(g)

tiempo de inyección (s)

Cavidad 1 Cavidad 3 Cavidad 4 Cavidad 5

Condición original

65

Por otra parte, se tomó nota de los valores críticos de tiempo de inyección asociados al

incremento del sonido del molde al abrir y se reportaron en la Tabla 5.11. Éste empeoró

significativamente antes de que la cavidad pudiese llenarse completamente.

Tabla 5.11. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión de inyección (tina 26 oz). Parámetro Condición recomendada Condición crítica

Posición inicial de inyección (mm) 72,9 72,9 Transformación de presión o “transfer.” (mm) 11,7 10,8



Por otro lado, podría esperarse que en el caso de la tina 26 onzas, apareciera el plató

encontrado en el estudio de tina de 12 onzas durante el aumento del tiempo de presión sostenida.

Sin embargo, ese no fue el caso. A medida que se incrementaba dicho tiempo, el peso aumentaba

considerablemente. En este segmento del estudio, se empleó el tiempo de inyección de 1,1 s

(condición original), debido al sonido evidenciado a tiempos superiores (posible aumento de la

presión en la cavidad). En la Figura 5.17 se observa el comportamiento encontrado.

Figura 5.17. Determinación del tiempo de presión sostenida óptimo (tina de 26 oz, Braskem H-103).

Dado que no fue posible encontrar la estabilización del peso con el tiempo de presión

sostenida, se sugiere emplear el menor posible que asegure la calidad de la pieza a modo de

favorecer la producción. Cabe acotar que a tiempos de presión sostenida menores a 0,6 s, los

fondos de las tinas empezaron a salir con rechupes, desmejorando la apariencia del producto

(Figura 5.18).

29

29,5

30

30,5

31

31,5

32

0 0,6 1,2 1,8 2,4 3 3,6 4,2

Peso

de

la p

ieza

(g)

tiempo de presión sostenida (s)

Cavidad 1 Cavidad 3 Cavidad 4 Cavidad 5

Condición original

66

(a) (b) (c)

Figura 5.18. Apariencia del fondo de la tina de 26 onzas con el tiempo de presión sostenida. (a) 0,5 s; (b) 0,6 s y (c) 1,1 s.

La aparición de rechupes está asociada principalmente a la falta de compactación del

material y a los cambios de espesor. Éstos generan poca uniformidad en la contracción

volumétrica de la pieza, lo cual causa la presencia de rechupes. Su aparición se encuentra

influenciada, en mayor parte, por la magnitud y duración de la presión sostenida. En adición, los

rechupes pueden ser un indicador de que la entrada aún no ha solidificado y el material está

escapando de la cavidad. En la Figura 5.18, se observa el efecto del tiempo de presión sostenida

en la apariencia superficial del fondo para la tina de 26 onzas. Se sugiere a la empresa trabajar a

tiempos de presión sostenida superiores a 0,6 s para garantizar la calidad superficial, según el

criterio establecido por el cliente (Figura 5.18(b)). Sin embargo, tampoco conviene aumentarlo

demasiado ya que se aumenta el tiempo de ciclo, la contracción de la pieza y crea un exceso de

compactación que contribuye enormemente al aumento de la presión en la cavidad (8,9).

Por otro lado, se destaca nuevamente que es importante estar al tanto de los valores

críticos y recomendados de tiempo de presión sostenida para asegurar que la máquina no está

siendo forzada en exceso. Para la tina de 26 onzas, dichos datos son reportados en la Tabla 5.12.

Tabla 5.12. Parámetros recomendados y críticos de tiempo y posición de presión sostenida (tina 26 oz). Parámetro Condición recomendada Condición crítica

Posición inicial de inyección (mm) 72,9 72,9 Transformación de presión o “transfer.” (mm) 11,7 11,7

Tiempo de inyección (s) 1,1 1,1 Tiempo de presión sostenida (s) 0,6 2


Tiempo de presión sostenida

67

Se sugiere a la empresa operar el molde a tiempos de inyección y de presión sostenida por

debajo de los valores críticos reportados en las Tablas 5.11 y 5.12, específicamente bajo las

condiciones recomendadas, como medida preventiva en relación del desgaste de los equipos y los

moldes de inyección. Para continuar la determinación del tiempo de ciclo óptimo, se procedió a

la búsqueda del tiempo de enfriamiento mínimo de operación, para lo cual se empleó el mismo

criterio visual utilizado en el estudio de la tina de 12 onzas. Se encontró que el tiempo de

enfriamiento mínimo que garantizaba la estabilidad dimensional de la pieza es de 2 s. Dado que

el tiempo de enfriamiento original era de 3 s, se consiguió un ahorro de ~1% en el tiempo de

ciclo, pasando de 9,22 a 9,14 s. Esta disminución aumenta la producción, generando más

ganancias para la empresa. La razón por la cual esta reducción del tiempo de ciclo no es

directamente de un segundo, es debido a las transformaciones que hace el “PLC” de la máquina

en base a los valores de referencia colocados en pantalla.

5.4 DISEÑO DE UN MOLDE DE COLADA CALIENTE DE UNA TINA DE 22 ONZAS

La tina de 22 onzas es un contenedor multiusos de pared delgada destinado al consumo

masivo. Este envase es uno de los productos más solicitados en Innoplas de Venezuela, C.A., la

cual funciona como aliado comercial de Unión Plastic. A continuación, en la Figura 5.19 se

señala la geometría de la tina de 22 onzas fabricada actualmente.

Figura 5.19. Tina de 22 onzas, fabricada actualmente en Innoplas de Venezuela, C.A.

Esta tina es producida en un molde que está conformado dos platos, en los cuales se

encuentra el macho y la hembra (Figura 5.20). Su sistema de alimentación es de colada caliente y

está comprendido por un bebedero normalizado, fabricado especialmente para moldes de una

cavidad.

68

(a) (b)

Figura 5.20. Molde de inyección existente de la tina de 22 onzas. (a) Molde abierto y (b) molde cerrado.

El objetivo de diseñar un molde de inyección para la tina de 22 onzas, fabricada

actualmente en Innoplas de Venezuela, C.A., fue evaluar, analizar y corregir elementos de diseño,

tales como los sistemas de alimentación, refrigeración y expulsión, del molde existente en la

empresa (Figura 5.20). Los aspectos a modificar reportados por la misma, fueron los siguientes:

o Sistema de enfriamiento ineficiente: aunque la producción de las piezas se mantiene bajo las

especificaciones de calidad requeridas, el sistema de enfriamiento no es óptimo, lo cual se

evidencia en la duración del tiempo de ciclo en relación a otros productos similares.

o Partes innecesarias en el diseño de la pieza: existencia de un saliente en la zona cercana a la

boca o “stack”, que no tiene ningún tipo de funcionalidad.

o Dimensiones de la boca o “stack” insuficientes: las medidas del diámetro exterior de la tina

(diámetro de la boca) del diseño original del molde existente, eran muy pequeñas para la

tapa. Se tuvieron que hacer modificaciones en la matricería a modo de obtener las

dimensiones correctas para lograr el cerrado del envase.

Sumado a los aspectos mencionados anteriormente, se debe destacar el interés de la

empresa en la fabricación de las tinas con moldes multicavidades. Para ello, se realizó un diseño

con medidas estandarizadas que permitió colocar las cavidades como postizos intercambiables.

Al mismo tiempo, dichos postizos introducen mejoras en el desempeño del molde. Apaza (28)

señala en su trabajo, que el empleo de postizos intercambiables en el diseño representa un

aumento en su productividad, facilitando además el mecanizado de los mismos.

Cono de centrado Hembra Plato móvil Parte móvil Parte fija

Punta

Macho

69

Por otro lado, al igual que para el molde existente, la empresa recomendó colocar un

sistema de colada caliente para el molde diseñado en este proyecto. Sin embargo, antes de

establecer el tipo de colada, se decidió evaluar las características de los moldes de colada fría,

semicaliente y caliente, con el fin de escoger el más adecuado para el procesamiento de la tina de

22 onzas. Para ello, se consideraron los trabajos de Díaz (26) y Plaza (47), quienes realizaron

estudios similares acerca del efecto de las variables de procesamiento sobre las propiedades

finales del producto usando moldes de colada caliente, semicaliente, fría y apilables. Este análisis

permitió tener una idea más completa del desempeño esperado para los distintos sistemas. Por un

lado, Díaz (26) concluyó que el tiempo de ciclo para el molde de colada caliente fue el más bajo en

relación a los demás tipos de colada. Considerando que la tina de 22 onzas en un producto de alto

consumo que debe ser fabricado a altas velocidades, esta reducción del tiempo de ciclo

conseguida al emplear colada caliente, es una ventaja importante frente al resto de los sistemas.

En adición, Plaza (47) destaca que los moldes de colada caliente también reducen la cantidad de

desperdicios, automatizando el proceso de inyección (mayores ganancias económicas para la

empresa). En conclusión, dadas las ventajas de las que goza el sistema colada caliente y la

recomendación realizada por la empresa, se decidió emplear el mismo para en el molde diseñado.

5.4.1 Vistas 2D y lateral del molde de inyección de la tina de 22 onzas

La mayoría de los moldes de inyección están constituidos por dos partes: una es colocada

en el plato móvil de la máquina de inyección y la otra en el plato fijo. Independientemente de su

configuración, el molde consta de una o varias cavidades que pueden estar mecanizadas en una

placa portacavidades o en un postizo (pieza separada). En ambos casos, se tiene el macho o

núcleo y la hembra acoplados a las placas del molde, formando un sistema cerrado durante el

proceso de inyección (13).

En líneas generales, el molde de la tina de 22 onzas diseñado en este proyecto está

comprendido por los siguientes componentes: placa fija, placa móvil, macho o núcleo, hembra,

postizos metálicos (portamacho, punta, fondo y anillo para el macho), anillo de centrado,

bebedero caliente, y elementos de fijación tales como columnas y casquillos guías. Cada una de

las partes mencionadas anteriormente, son señaladas en la Figura 5.21 en donde se presenta la

70

vista superior 2D del molde diseñado. Asimismo, es posible observar los canales mecanizados

tanto en las placas como en las cavidades. La función que desempeñan estos canales será

explicada a detalle más adelante en el presente capítulo.

Figura 5.21. Vista 2D superior del molde.

Antes de proponer los aceros y/o aleaciones más adecuados para la fabricación de cada

uno de los componentes del molde, se revisaron los materiales del molde existente de la tina de

22 onzas. Para éste, las placas, las cavidades y los insertos, están elaborados con acero H-13 y se

desconoce si poseen algún tratamiento térmico o superficial. Este acero es recomendable para la

fabricación de moldes de inyección, aunque sus propiedades son inferiores en relación a otros

Placa móvil

Expulsores

Portamacho

Columnas guías Macho

Punta

Hembra

Casquillos guías

Anillo de centrado

Bebedero

Fondo

Anillo

Placa fija

71

materiales recomendados. Además, su mecanización tiene un costo asociado relativamente

elevado debido a su alta dureza y baja velocidad de mecanizado. Con el objetivo de mejorar los

aspectos mencionados que implica trabajar con dicho material, se sugiere el uso de acero WKW4

para las placas, las cavidades y los postizos del molde diseñado que estarán en contacto continuo

con agua (Figura 5.21). Su alto contenido de Cromo lo hace resistente a la corrosión y al

desgaste, cumpliendo las características primordiales para la fabricación de moldes de inyección

(Tabla 4.2). Al mismo tiempo, es fácil de mecanizar y es posible obtener piezas con acabado

brillante que evita la adherencia del polímero al metal, mejorando el proceso de desmoldeo de la

pieza. Sin embargo, es posible la utilización de otros materiales mucho más económicos, tales

como acero P-20 o incluso el acero H-13, con un tratamiento de cromado para mejorar la

resistencia a la corrosión, evitando que el material se deteriore rápidamente. Este tratamiento

también brindará un acabado superficial brillante, reduciendo la abrasión y la adherencia del

polímero al material metálico (13,30-31,48).

En cuanto a los postizos de acero del molde que no estarán en contacto continuo con agua

(anillo para el macho y portamacho), se recomienda el uso de acero P-20, pues tiene alta

tenacidad, resistencia al desgaste y buena maquinabilidad. En caso de no disponer del mismo, se

puede utilizar acero H-13; sus propiedades mecánicas son un poco inferiores respecto a los otros

dos materiales (Tabla 4.2), pero sigue siendo práctico para la construcción de moldes de

inyección. Asimismo, deben tomarse en cuenta las implicaciones de trabajar con dicho material,

explicadas anteriormente.

Por otra parte, tomando en cuenta que existen zonas críticas de enfriamiento en la tina,

tales como el fondo (zona inferior de la pieza), se plantea un diseño en el cual la punta del macho

está fabricada con un material de buenas propiedades de transferencia de calor (Figura 5.22). Su

función es mejorar la extracción de calor en dicha región. Para este inserto, se sugiere la

utilización de las aleaciones de Cobre detalladas en la Tabla 4.2. En el caso del molde existente,

también existe la punta como postizo pero, al igual que el resto de las partes del molde, el

material es acero H-13, cuyas propiedades de transferencia de calor son considerablemente

inferiores en relación a las aleaciones de Cobre.

72

Figura 5.22. Representación de la punta del macho fabricada con una aleación de Cobre.

Conjuntamente, el material seleccionado para la punta del macho debe tener una

resistencia mecánica moderada debido a las elevadas presiones a las que estará sometido en cada

ciclo de inyección. Se propone, como primera opción, la aleación de Cobre-Berilio C17200

(UNS) de alto desempeño, ya que posee una combinación adecuada de propiedades mecánicas y

de transferencia térmica. Sin embargo, el empleo otras aleaciones de Cobre como C17510 (UNS)

y C18000 (UNS) también son recomendadas para insertos o postizos en moldes de inyección,

ubicándolas como posibles substitutas (Tabla 4.2) (33-35).

En la Figura 5.23 se puede detallar que la punta (color verde) tiene una forma

determinada que permite su acoplamiento con el macho mediante un tubo roscado y una tuerca,

formando un ensamblaje que es colocado posteriormente en el portamacho (color amarillo). Al

igual que la hembra, éste se encuentra unido a las placas del molde mediantes tornillos. Es

importante destacar que el molde comprende dos platos (color azul y rosa), lo cual es debido a

que: (a) solamente tiene una cavidad, por ende se prescinde del sistema distribuidor (“manifold”)

y de la placa destinada para su colocación y (b) el sistema de expulsión es neumático (uso de aire

comprimido únicamente), en cuya configuración solo es necesario realizar el mecanizado de los

canales de entrada de aire correspondientes, excluyendo el uso de una caja expulsora y

simplificando el diseño del molde (menor cantidad de placas) (22).

73

Figura 5.23. Vista 2D lateral del molde.

Las dimensiones de los platos del molde son 300 x 370 mm y en éstas van el macho y la

hembra. Dichas cavidades son postizos, lo cual es una ventaja en cuanto al mantenimiento y vida

útil del molde. Esta configuración permite estandarizar las medidas y tener la posibilidad de

colocarlos en placas multicavidades, ahorrando material y tiempo de mecanizado (22,28).

5.4.2 Placas del molde

En la placa fija (Figura 5.24) se encuentra mecanizados el alojamiento del anillo de

centrado, los tornillos de sujeción y la hembra (“hundimiento” que ayuda a conservar su posición,

uniéndose a la placa mediante tornillos), parte del alojamiento del bebedero, canales de

refrigeración y aire, ranura para el cableado y orificios para los casquillos guías.

74

(a) (b) Figura 5.24. Elementos de la placa fija del molde. (a) Lado superior y (b) lado posterior.

La placa del plato móvil (Figura 5.25) tiene mecanizados los canales de refrigeración y

aire, alojamientos para los tornillos de sujeción y para los pines guía. El macho se encuentra

insertado en el portamacho, el cual está articulado en la placa mediante tornillos (color amarillo,

Figura 5.23). Su diseño provee: a) facilidad en el mecanizado y b) fabricación del cono de

centrado por separado para facilitar su reemplazo si se deteriora por problemas de alineación (14).

(a) (b)

Figura 5.25. Placa móvil del molde. (a) Lado superior y (b) lado posterior.

5.4.3 Piezas normalizadas del molde

Para facilitar el diseño del molde, se le sugirió a la empresa el empleo de algunos

elementos normalizados por las compañías Hasco® y D-M-E®, mediante los catálogos

publicados en las respectivas páginas web (49-50). Dichos elementos comprenden tornillos para la

“Hundimiento”

Entrada y salida de agua

Entradas de aire

Alojamiento para los tornillos de sujeción con

la máquina


Alojamiento para el anillo de centrado

Ranura para el cableado

Alojamiento para los casquillos guías Parte del alojamiento

del bebedero

Entradas de aire

Entrada y salida de agua Alojamiento para

las columnas guías


Entrada de aire

Alojamiento para los tornillos de sujeción

con la máquina

Alojamiento para los tornillos de sujeción

de la hembra

Alojamiento para los tornillos de sujeción del portamacho

75

sujeción de las cavidades, componentes para la alineación del molde y un bebedero caliente. En

la Tabla 5.13 se presentan los elementos normalizados por Hasco® seleccionados.

Tabla 5.13. Accesorios para el molde de inyección del catálogo de Hasco® (49). Cantidad Representación Elemento Número de catálogo

Hasco®

4

Tornillos allen con cabeza cilíndrica de 12 mm de diámetro y 80 mm de largo

Z 30/12X80

4

Tornillos allen con cabeza cilíndrica de 12 mm de diámetro y 95 mm de largo

Z 31/12X95

4

Tornillo allen con cabeza cilíndrica de 6 mm de diámetro y 45 mm de largo

Z 30/6X45

Los tornillos allen de cabeza cilíndrica de 12 mm de diámetro y 80 mm de largo

(Hasco®), son utilizados para unir el portamacho a la placa móvil, mientras que los de 95 mm de

largo (Hasco®) son colocados en la hembra para acoplarla a la placa fija. Los tornillos de 6 mm

de diámetro se usan para unir el anillo (inserto) al macho (Figura 5.26).

(a) (b)

Figura 5.26. Ubicación de los tornillos normalizados por Hasco®, empleados en el diseño del molde. (a) Placa móvil y (b) placa fija.

Por otra parte, es relevante destacar que los envases de pared delgada necesitan la mejor

alineación posible para evitar problemas de descentrado. Para ayudar a eliminar estos

Placa móvil

Hembra

Placa fija

Portamacho

Tornillos de 12x80mm

Tornillos de 6x45mm

Tornillos de 12x95mm

76

inconvenientes se seleccionaron las columnas y casquillos guías y el anillo de centrado de D-M-

E® presentados en la Tabla 5.14. Su precisión y dureza, los hacen ideales para esta aplicación.

Tabla 5.14. Accesorios normalizados para el molde de inyección del catálogo de D-M-E® (50). Cantidad Representación Elemento Número de catálogo

D-M-E®

2

Columnas guías de diámetro 19,05 mm y

230,18 mm 5015-GL

2

Casquillos para pines guía de 19,05 mm de

diámetro nominal 5702

1

Bebedero caliente GMB-523-2

1

Anillo de centrado para bebedero caliente GMB-

523-2 6545

La ubicación de las columnas se encuentra en la parte superior de la placa móvil (Figura

5.27). Los casquillos guías fueron seleccionados acorde a las medidas de las columnas y su

colocación debe estar alineada con dichas columnas en el plato fijo. Asimismo, el anillo de

centrado también es colocado en la placa fija, y debe estar ajustado con el bebedero seleccionado.

Figura 5.27. Ubicación de los elementos de alineación normalizados por D-M-E®, empleados en el diseño

del molde.

Casquillos guías Columnas guías

Plato móvil

Plato fijo

Anillo de centrado

77

Dado que el molde diseñado es de colada caliente, se escogió un bebedero apto para la

inyección de una sola cavidad que además tuviese la forma necesaria para su ubicación en el

fondo (la explicación es detallada más adelante). Por otro lado, el anillo de centrado escogido

corresponde con las medidas específicas del bebedero elegido. El alojamiento para su ubicación

se realizó en base a las especificaciones reportadas por D-M-E®. Tanto el anillo como el

bebedero caliente, están ubicados en la placa fija del molde y son presentados en la Figura 5.28.

Figura 5.28. Acercamiento del bebedero normalizado por D-M-E®, empleado en el diseño del molde.

5.4.4 Alineación del molde

Para que un molde de inyección alcance su máxima precisión, es necesario introducir un

sistema de alineación constituido por elementos guías que mantengan los ejes de las cavidades

centrados. Es común emplear uno o varios sistemas de alineación combinados, dependiendo de la

pieza a fabricar. Antes de plantear los elementos de centrado para el molde en cuestión, se

tomaron en cuenta los detalles indicados por la empresa en relación a las deficiencias

evidenciadas en el molde existente de la tina de 22 onzas (actualmente en funcionamiento en

Innoplas de Venezuela, C.A.). Ésta comentó en varias oportunidades que la alineación de dicho

molde es ineficiente y que las columnas guías interfieren en la fase de centrado de las propias

cavidades. Con el fin de evitar este problema, se diseñó el nuevo molde con columnas guías

endurecidas de alta precisión, cuyas medidas fueron presentadas previamente y dependen del bajo

espesor de la pieza a moldear (Tabla 5.14). Su función es proporcionar la primera alineación de

las placas, calzando en los casquillos guía de la placa fija (Figura 5.29). Ambos accesorios fueron

seleccionados del catálogo de componentes de moldes de D-M-E® “Mold components” (13,14).

Anillo de centrado

Bebedero

Fondo

Resistencia

Cableado

Placa fija Hembra

78

Figura 5.29. Ubicación de las columnas y casquillos guías en el molde diseñado.

Por otra parte, se encontró que en moldes que poseen núcleos largos (caso estudiado en el

presente proyecto), puede ocurrir un desplazamiento del macho durante la inyección. Esto tiene

lugar cuando el momento de inercia del macho y el módulo de elasticidad del acero no son

suficientes para evitar su deformación. Con el objetivo de prevenir lo descrito, se agregaron

superficies en ángulo (cono de centrado con un ángulo de 15,3° y medidas exactas tanto en la

hembra como en el portamacho, Figura 5.30), las cuales son sugeridas para moldes con simetría

de rotación (Figura 5.29). Dichas superficies son una opción económica para centrar cavidades y

consisten en el deslizamiento de una sobre la otra. Finalmente, es importante resaltar que la

alineación de las placas no debe interferir en la alineación de la cavidad (8,13,14).

Figura 5.30. Superficies en ángulo para en centrado del núcleo o macho.

Longitud= 230,18 mm

Columna guía Casquillo guía

Eje simétrico de rotación

Portamacho Molde cerrado

Hembra

Dirección de cerrado del molde

Hembra

cerrado

del

molde Superficies con ángulo de 15,3°

Portamacho

Longitud del molde cerrado=170,69 mm

79

Por último, se tienen los cilindros de centrado situados diagonalmente en el macho y la

hembra, para ayudar a conservar su posición (Figura 5.31). En ambas placas se encuentran los

alojamientos acorde con las dimensiones de los cilindros. La colocación de estas guías fue

recomendada por la empresa debido al buen funcionamiento que presentaban los moldes

(actualmente operando en planta) con este tipo de alineación.

(a) (b)

Figura 5.31. Alojamientos para los cilindros de centrado. (a) Macho ensamblado y (b) hembra.

5.4.5 Cavidades (macho y hembra)

Como ya se comentó, el diseño original de la tina de 22 onzas sufrió modificaciones en

los redondeos del envase. Estos cambios se llevaron a cabo para crear uniformidad en el espesor

de las esquinas, favorecer la fase de llenado y mejorar las propiedades del producto (8,22). Con el

fin de comprobar si los cambios planteados eran favorables, se realizó un análisis de espesor en

Solidworks® tanto a la cavidad original como a la modificada (Figura 5.32).

(a) (b)

Figura 5.32. Análisis de espesor en la cavidad realizado en Solidworks®. (a) Cavidad con los redondeos originales y (b) cavidad modificada.

Alojamiento para los cilindros de

centrado del macho

Alojamiento para los cilindros de centrado de la

hembra

Redondeos modificados

Alargamiento del “stack”

Saliente eliminado

80

Se puede distinguir que las esquinas de la cavidad original presentan un cambio de

espesor notable (zonas rojas en la Figura 5.32(a)), incluso cuando no existe una variación real de

una sección a otra. Los nuevos redondeos no solo resultan en cambios de espesor más graduales,

sino que también mejoran la uniformidad del llenado. Las modificaciones establecidas se deben

mecanizar en las cavidades del molde, con la mayor precisión posible.

Como ya se comentó anteriormente, la idea de hacer cavidades por separado no es solo la

facilidad del mecanizado sino también para mantener abierta la opción de utilizarlas en moldes

multicavidades. De esta manera, se conservaría el sistema de enfriamiento y las dimensiones

estándares de todos los postizos intercambiables, tales como el macho, la punta, el fondo y la

hembra. En la Figura 5.33 se puede observar el montaje de la hembra con la tapa del respectivo

sistema de refrigeración.

Figura 5.33. Esquema para el ensamblaje de la hembra con el anillo-tapón del sistema de refrigeración.

Los orificios colocados en la sección desbastada de la parte inferior corresponden a los

canales de enfriamiento de la hembra. Se diseñó un anillo que sirve como tapón para todos los

huecos a excepción de los canales de entrada y salida de agua y deberá ser colocado a presión.

Éste tiene dos guías que permite la correcta colocación en la sección, así como también dos

orificios roscados que sirven para su extracción (Figura 5.33).

Orificios guías

Guías para la colación del anillo

Orificios de entrada y salida de agua

Orificios roscados para la extracción del anillo

Orificios correspondientes a los

canales de enfriamiento

81

Por otro lado, el macho debe ser acoplado a la punta mediante un tubo roscado y una

tuerca (Figura 5.34). Ésta tiene una guía para la correcta unión de los canales de refrigeración.

(a) (b)

Figura 5.34. Macho ensamblado con la punta del molde diseñado. (a) Parte superior y (b) parte inferior.

5.4.6 Postizos en las cavidades

Autores como Apaza (28) y Fernández (27), consultados con anterioridad en el presente

trabajo, han comprobado en sus estudios que la utilización de postizos en el diseño del molde

puede ampliar significativamente su productividad, facilitando al mismo tiempo el proceso de

fabricación del molde. Con la intención de desarrollar un diseño que permitiera el reemplazo de

piezas dañadas a causa del desgaste y mejorar el desempeño del molde, se colocaron postizos o

insertos metálicos (los materiales fueron discutidos previamente en el presente Capítulo). Éstos

facilitan el mantenimiento y aumentan el tiempo en servicio del molde. A continuación, se

presentan los insertos o postizos empleados (45).

(a) Anillo en el macho: el tope de la hembra con el macho en el momento de cerrado del

molde, es una zona crítica que debe inspeccionarse con cierta periodicidad. En cada ciclo

de inyección, se aplica la presión de cierre y los esfuerzos se concentran en toda el área. A

modo de estandarizar una pieza reemplazable que sirva para todos los moldes de envases

que utilicen la misma tapa, se diseñó un anillo fácil de mecanizar, cambiar y colocar

(Figura 5.35).

82

(a) (b)

Figura 5.35. Ensamblaje del anillo en el macho. (a) Anillo y (b) Hembra acoplada al macho.

En el diseño original no existía el anillo, sino que el macho ya tenía la forma del

“stack” (Figura 5.36). Las dimensiones originales no eran suficientes para mantener la

tapa cerrada, por lo cual se tuvieron que hacer las respectivas modificaciones.

Adicionalmente, con el tiempo esta región de contacto entre el macho y la hembra se

desgasta y es necesario rectificar o desbastar.

Figura 5.36. Esquema del estado original del macho (molde de tina de 22 onzas existente).

Para evitar el problema de desgaste en el macho, se diseñó el anillo mencionado con

las medidas de “stack” sugeridas y probadas por la empresa que garantizaban un cerrado

Posición del anillo en el macho

Tope de la hembra con el macho

Forma del “stack” en el macho

Zona de desgaste entre el macho y la hembra

Macho macizo

Punta de acero

Anillo

Forma de la boca o “stack”

Portamacho Hembra

83

adecuado (Figura 5.37). Esto también estableció un estándar en las dimensiones de la

boca requeridas para el acople ideal de la tina de 22 onzas con la tapa.

Figura 5.37. Medidas del “stack” del anillo diseñado (vista transparente).

(b) Fondo: es la parte inferior de la hembra, en donde se encuentra el espacio para la

boquilla. Por un lado, la cavidad debe permanecer “fría” pero por el otro, el calor debe

mantenerse en el interior del bebedero y en la boquilla a fin de que el polímero esté

fundido. Esa diferencia de temperaturas, puede hacer que con el tiempo la pieza falle. En

pocas palabras, es un elemento clave porque estará sometido a mayor presión y fatiga

térmica. Se diseñó el fondo como un inserto colocado en la hembra para facilitar el

cambio del mismo si presenta algún daño en servicio. La colocación de estos insertos es

común en cavidades profundas para envases de este estilo. Al mismo tiempo, los canales

son más fáciles de mecanizar en un inserto de menor tamaño (Figura 5.38) (8,12,14).

(a) (b)

Figura 5.38. Fondo de la hembra. (a) Parte superior y (b) parte inferior en contacto con la placa.

El fondo tiene su sistema de enfriamiento independiente y la entrada de aire

comprimido. Para garantizar que los canales estén en la posición correcta, se colocó un

corte semicircular que debe estar alineado con otro orificio idéntico en la hembra. El

fondo debe ser colocado en la hembra de acuerdo a la Figura 5.39.

1,53 mm

2 mm


Corte en semicírculo guía

Entrada de aire

Entrada de polímero fundido a la cavidad

84

Figura 5.39. Colocación del fondo en la hembra.

(c) Punta: es la parte superior del macho y corresponde al negativo del fondo. En el diseño

actual, este inserto también existe y su material es acero H-13. Para mejorar la remoción

de calor de esta región crítica, se sugiere el empleo de un material de alta transferencia

térmica, una aleación de Cobre (32). Ésta se acopla a través de un tubo roscado que a su

vez sirve como canal de entrada de fluido refrigerante. Los canales de salida de agua de la

punta son mecanizados en dicho inserto y deben estar perfectamente alineados con los

canales del macho. Para ello se colocó una guía en el saliente de la punta (Figura 5.40).

(a) (b)

Figura 5.40. Punta ensamblada al tubo. (a) Parte inferior (contacto con el macho) y (b) parte superior.

Para asegurar que no existan diferencias de presión que puedan deformar la punta del

macho, el área correspondiente al diámetro interior del tubo (entrada de agua) es la misma

que la suma de cada área de los canales de salida. De esta manera, las fuerzas ejercidas

por la presión de agua, estarán equilibradas (8).

Fondo

Espacio para la boquilla

Tubo de ½ pulg.

Entrada de agua

Salida de agua

Punta

Eje

Círculo de sección constante

Cortes guías alineados

Tapones de Aluminio

Guía

Saliente

85

Por otra parte, los esfuerzos de corte encontrados en inyección de pared delgada son

bastante altos, sobre todo en las entradas restrictivas características en este tipo de envase.

Con el fin de reducirlos y extender ligeramente el tiempo de enfriamiento en esa área

(más tiempo para que el material se relaje), se diseñó un círculo de sección constante en la

punta, justo en el eje donde va el punto de inyección. Sus dimensiones corresponden a lo

recomendado en la bibliografía: radio 4,5 mm y profundidad 1 mm (Figura 5.40(b)) (12,22).

5.4.7 Diseño del sistema de alimentación

El molde de colada caliente consta de un sistema de alimentación formado por un

bebedero caliente, “manifold” o sistema de distribución y boquillas (45,48). Para este caso, no hizo

falta incluir el “manifold” en el diseño, ya que el molde solo comprende una cavidad. Su sistema

alimentador es el bebedero caliente y para su escogencia se cumplió con las exigencias

dimensionales mínimas planteadas para un bebedero de colada fría (Apéndice C).

(a) Bebedero: se escogió un bebedero del catálogo de bebederos calientes de inyección

directa “Gate-Mate™ Hot Sprue Bushings” de D-M-E® (Tabla 5.15) (38), acorde con lo

planteado en el Capítulo IV. Aunque tiene un largo mayor al encontrado con las fórmulas

de colada fría, su tamaño asegura que exista espacio para los canales de refrigeración.

Tabla 5.15. Especificaciones del bebedero caliente escogido. Descripción del bebedero (código GMB-523-2) Especificación

Largo total del dispositivo (mm) 87,3 Diámetro (mm) 6,35 Tipo de boquilla Estándar

Método de calefacción Bobina (“Square Coil” )

El método de calefacción del bebedero seleccionado (bobina “square coil”) consiste

en un filamento de cable cubierto por un revestimiento tubular protector, el cual envuelve

el bebedero formando una bobina. Su conductividad térmica es superior respecto a otros

tipos y su forma de caracol permite ajustar la distribución de calor mediante la distancia

de los filamentos. De esta forma, es posible compensar las pérdidas de calor (12).

86

Por otro lado, el diámetro del alojamiento del bebedero/boquilla debe tomar en

cuenta el espacio libre que deberá existir para lograr que la transferencia de calor a la

placa y/o inserto sea la menor posible, así como también la expansión térmica (las

dimensiones dadas por D-M-E®, según el bebedero escogido, son las recomendadas en el

catálogo mencionado) (16,17). Tomando en consideración la expansión térmica que sufrirá

el dispositivo, se hicieron los cálculos respectivos en función a la temperatura estimada

del bebedero caliente. La fórmula recomendada por el fabricante es la siguiente (38).

(Ec. 5.1)

Donde, BE= Expansión térmica (pulg.), A= Dimensión nominal del alojamiento del

bebedero (2,375 pulg.), T= Temperatura del bebedero (°F), y α= Coeficiente de dilatación

lineal (0,0000063).

Cualquier aumento en la temperatura de la boquilla incrementará la expansión

térmica, por ende se seleccionó una temperatura máxima para los cálculos en base a las

indicaciones de la empresa. De esta forma se asegura que la boquilla no penetrará en la

entrada, aumentando la restricción del flujo (12). Considerando que el bebedero/boquilla

estará a una temperatura máxima de 330°C (651,6°F) y que la dimensión “A” es de 2,375

pulg. (catálogo de D-M-E®), el resultado de aplicar la Ecuación 5.1 es el siguiente.

Finalmente, es importante resaltar que parte del alojamiento del bebedero estará en la

placa fija y parte en el fondo. En la Figura 5.41 se presenta el ensamblaje a realizar.

Figura 5.41. Ensamblaje del bebedero y el anillo de centrado en la placa fija del molde.

87

(b) Entrada a la cavidad: en el caso de inyección de recipientes de pared delgada, el tamaño

del punto de inyección está limitado por la calidad superficial de la pieza. Considerando

que una entrada de dimensiones mucho mayores al espesor de la pieza dejaría una marca

superficial visible y que además tardaría en enfriarse, se propone el diseño de una entrada

restrictiva para asegurar que el material en dicha zona solidifique rápidamente. Sin

embargo, se debe tomar en cuenta los altos esfuerzos de corte y las elevadas pérdidas de

presión frecuentes de este tipo de entradas. En orden de hacer cumplir lo descrito

previamente, se diseñó la geometría de la entrada en base a las especificaciones de D-M-

E®, comprobando su correspondencia con los planteamientos mencionados. Su ubicación

está en el punto medio de la parte inferior de la hembra, la cual corresponde al fondo. El

patrón de flujo generado es el más favorable en cuanto a orientación, contracción y

propiedades mecánicas (Figura 5.42) (12,45,51).

(a) (b) Figura 5.42. (a) Medidas del alojamiento del bebedero recomendadas por el fabricante y (b) fondo

diseñado (tomando y modificado de (38)).

(c) Escape de aire: en la fase de inyección de recipientes de pared delgada, la salida de gases

existentes en la cavidad es crítica. El escape de aire colocado en el molde diseñado

consiste en una ranura circular (canal principal) ubicada en una zona de la hembra que

asegura que los gases tendrán la posibilidad de escapar, distribuyéndose posteriormente

en las cuatro ranuras que dirigen el aire hacia afuera del molde (canales secundarios). La

profundidad de la tolerancia de escape de aire es de 0,03 mm, para asegurar que el

plástico no pueda escapar causando rebabas o problemas de desmoldeo (Figura 5.43) (9).

Entrada

90°

1,11 0,76

0,13 (máximo)

4,75 (radio esférico)

Radio 9,50

80°

19,05

mk

+0,1

mk

-0,0

mk

88

Figura 5.43. Ubicación de los repiraderos del molde diseñado.

5.4.8 Sistemas de refrigeración

El sistema de refrigeración, en todas las regiones del molde, se hizo bajo el cumplimiento

de las distancias “canal-cavidad” y “canal-canal” de las Ecuaciones 4.8 y 4.9 (Apéndice D),

colocando los alojamientos respectivos para la colocación de “O-rings” seleccionados del

catálogo de la compañía Parker® (52). Por otra parte, es importante conocer las conexiones

existentes entre los canales de refrigeración de los postizos y las placas. Para el caso del plato

fijo, se tienen los de entrada y salida de agua y aire de la hembra y el fondo (Figura 5.44).

Figura 5.44. Placa fija del molde diseñado (vista transparente).

Los canales de entrada y salida de agua están interconectados con los orificios alineados

de la parte frontal, los cuales son entradas de agua para el fondo y la hembra diseñados. El

enfriamiento de esta última consiste en orificios perforados en un ángulo de 71,4°, mientras que

en la hembra del molde existente, el agua hace un recorrido en ángulo recto (Figura 5.45).

Canales de entrada y salida de agua de la hembra

Canales de entrada y salida de agua del fondo

Canal de entrada de aire al fondo

Alojamientos para la colocación de los “O-rings”

Tolerancia de 0,03 mm

Canales de circulación para el escape de aire

Canal secundario

Canal principal

89

(a) (b)

Figura 5.45. Vista superior de la hembra. (a) Molde existente y (b) molde diseñado.

Como se observa en la Figura 5.45(a), el enfriamiento de la hembra del molde existente

tiene dos entradas y salidas, formando dos subsistemas. El recorrido del agua es pobre, pues solo

tiene dos canales por donde “sube” el fluido y dos de retorno, en cada subsistema, limitando un

poco el enfriamiento. En contraste, el recorrido de agua en la hembra diseñada es más turbulento,

debido a la configuración en ángulo de los canales de refrigeración (Figura 5.46).

Figura 5.46. Detalles internos de la hembra (vista transparente). D: diámetro del canal de enfriamiento.

La mejora del nuevo arreglo consiste en introducir más movimiento en el recorrido del

fluido (el agua “sube” y “baja” mayor cantidad de veces), aumentar el diámetro de los canales

(D) de 6 a 7 mm, lo cual genera un incremento en su área superficial, y disminuir la distancia

Entrada y salida de

agua

Distancia canal-cavidad~2,5 D

Entrada y salida de agua Ángulo de

los canales (71,4°)

Canales de circulación de

agua

Fondo

90

canal-cavidad de 3,8 a 2,5D a las medidas recomendadas en la bibliografía (18,45). Al igual que

para la hembra, el fondo del molde diseñado posee un arreglo de canales puestos en ángulo en

contraste con el único canal circular de enfriamiento del fondo del molde existente (Figura 5.47).

(a) (b)

Figura 5.47. Sistema de enfriamiento del fondo. (a) Molde diseñado y (b) Molde existente.

En el molde existente, el fondo tiene un canal en el perímetro del mismo (circularmente),

cuya función es enfriar todo el inserto. A diferencia de esta configuración, el nuevo sistema de

canales perforados en ángulo aumenta la turbulencia del fluido refrigerante, por lo que se espera

que el enfriamiento sea más eficiente, disminuyendo el tiempo de ciclo (Figura 5.47(a)) (22,45).

Sumados a los cambios realizados en el fondo y la hembra, también se modificó el sistema de

refrigeración de la punta y el macho. Las entradas y salidas de agua del macho se encuentran

mecanizadas en la placa móvil, así como también el canal de aire de la punta (Figura 5.48).

Figura 5.48. Placa acoplada al carro móvil (vista transparente).

En la Figura 5.49, se presentan las vistas superiores del macho del molde original y el

diseñado. Asimismo, se señalan los canales de refrigeración y aire respectivos.

Canales de entrada y salida de agua del

macho

Canal de entrada de aire a la punta

Canal de entrada de aire a los expulsores

Tapón de Aluminio

Tolerancia de 0,03 mm

Entrada y salida de agua Entrada de aire Entrada y salida de agua

Entrada y salida de aire

91

(a) (b) Figura 5.49. Vista superior del macho. (a) Molde existente y (b) molde diseñado.

El nuevo diseño tiene un enfriamiento más uniforme de la punta, la cual es muy

importante para el buen desmoldeo de la pieza. El agua hace un primer recorrido por el canal de

entrada (tubo de ½ pulgada) y en la punta hace el retorno por los canales perforados en ángulo

(Figura 5.50).

Figura 5.50. Macho ensamblado con la punta (vista transparente).

El movimiento tipo fuente inducido en esta región, mejorará la remoción de calor pues

crea turbulencia (45). Posteriormente, el agua pasa a los canales secundarios de manera uniforme.

Canales de entrada y salida de agua a la

punta

Canal de entrada de aire Recorrido del

agua en la punta

Canales de salida de agua secundarios de la punta/macho

Canal de entrada de aire a la punta

Alojamiento para los expulsores

Ranuras para la entrada y circulación de aire de

los expulsores Tapón de Aluminio

Expulsores

Ranuras para aire de los expulsores

92

Dichos conductos transportarán el agua a un alojamiento que está en contacto con la placa móvil,

donde se tiene el canal de salida (Figura 5.48). Además, como se ha comentado en varias

oportunidades, la aleación de Cobre empleada en la punta del macho mejora notablemente la

transferencia de calor en relación al acero H-13 (material del molde existente).

5.4.9 Sistema de expulsión

Previo al planteamiento de un nuevo sistema de expulsión, se analizó el funcionamiento

del mismo en el molde existente. Éste consiste en una combinación de aire y un “stripper” de

anillo. Debido a baja rigidez del Polipropileno y la tendencia a contraer en el macho durante la

expulsión, esta última generalmente presenta problemas al emplear expulsores con forma de

anillo. Para evitarlo se diseñó el sistema netamente neumático, ideal para piezas livianas. El uso

de aire acorta el tiempo de ciclo respecto a otros sistemas mecánicos e hidráulicos y reduce el

número de placas del molde, ahorrando material y simplificando el diseño (8,14,21,22).

Tanto en el molde original como en el diseñado, el fondo tiene un canal de aire que

traslada al mismo a una tolerancia existente entre la hembra y el fondo, por la cual el aire escapa

(Figura 5.47). Su función es mantener la pieza en el macho. Por otro lado, el sistema de expulsión

en el macho está en la punta y en los expulsores. El primero traslada el aire hasta una ranura

circular que distribuye el aire uniformemente y escapa por la tolerancia de la unión macho-punta.

Este canal de aire ayuda a separar la tina del macho. El segundo expulsará la pieza y radica en

una “lluvia de aire” en la sección de la boca o “stack” (Figura 5.51).

Figura 5.51. Posición de los expulsores, canal de aire en el macho y esquema de acción de aire.

Tolerancia de 0,03mm

Canal de circulación de aire

Acercamiento del macho sin la punta

Lluvia de aire

Acercamiento del expulsor

93

Para que la expulsión de las tinas sea efectiva, el aire debe ser aplicado lateralmente en la

parte inferior del macho. Asimismo, debe introducirse aire desde el fondo la hembra para evitar

la formación de vacío y suavizar la separación de la entrada. Tomando esto en cuenta, el

procedimiento de expulsión se dividió en tres tiempos de acción de aire: (a) fondo, (b) punta y (c)

expulsor. El primero en activarse deberá ser el aire del fondo antes de que el molde inicie su

apertura para garantizar que la pieza se mantenga en el macho cuando el molde abra (Figura

5.52(a)). Seguidamente, se activa el aire de la punta, durante la apertura del molde, para que la

tina no se adhiera al macho y tienda a deslizarse en el mismo (Figura 5.52(b)). Por último, el aire

de los expulsores se activa, preferiblemente antes de que molde esté completamente abierto, y la

tina es finalmente desmoldeada (Figura 5.52(c)) (19,21).

(a) (b)

(c)

Figura. 5.52. Esquema del desmoldeo de la tina de 22 onzas. (a) Molde cerrado; (b) apertura del molde y (c) molde completamente abierto.

94

5.4.10 Vista 3D del molde diseñado

En la Figura 5.53 se presenta la vista 3D del molde diseñado que permite la observación

del ensamblaje completo. Cada color está asociado a las partes del molde de inyección diseñado

en este proyecto.

Figura 5.53. Vista transparente 3D del molde diseñado.

CAPÍTULO VI CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

6.1 CONCLUSIONES

Se redujo la temperatura de inyección para las tinas de 12 onzas (material J-905 de Propilven)

y 26 onzas en un ~4%, aumentando la presión de inyección en un ~4% para ambos casos.

Esto aumentó la posibilidad de reducir el tiempo de ciclo y disminuyó el costo energético.

Se redujo la presión de inyección en un ~4% para la tina de 12 onzas (H-103 de Braskem),

favoreciendo el ahorro energético durante el proceso de inyección.

El J-905 (Propilven) se puede moldear a tiempos de ciclo más cortos que el H-103 (Braskem).

Es posible la reducción de la temperatura de inyección en un ~2% para la tina de 32 onzas

con material J-905 de Propilven, manteniendo la presión de inyección constante (107 MPa).

El porcentaje mínimo de contracción final de las tinas que asegura el cerrado deseado por el

cliente es aproximadamente 1,45%.

En el caso del molde de la tina de 12 onzas, la magnitud de la presión de inyección es

determinante para alcanzar el ajuste en galga requerido por el cliente.

Existen diferencias relativamente significativas en las dimensiones de las cavidades del

molde de la tina de 26 onzas, lo cual afecta tanto la uniformidad del llenado como la

continuidad en el ajuste en galga.

No fue posible reducir el tiempo de ciclo de la tina de 12 onzas, ya que las condiciones eran

las más adecuadas.

Se consiguió un ahorro de ~1% en el tiempo de ciclo para la tina 26 onzas, pasando de 9,22 a

9,14 segundos, mediante la reducción del tiempo de enfriamiento.

El nuevo diseño del molde de inyección para tina de 22 onzas tendrá mejor alineación debido

a la colocación de cilindros de centrado tanto para el macho como para la hembra.

La colocación de insertos como la punta, el anillo con la forma del “stack”, el portamacho y

el fondo, mejorarán el desempeño y la vida útil del molde, permitiendo el reemplazo de las

partes en caso de fallas, sin afectar considerablemente la producción.

96

Se mejoró el sistema de enfriamiento de la hembra aumentando el movimiento al fluido

refrigerante (mayor turbulencia), aumentando el diámetro del canal de enfriamiento y

disminuyendo la distancia canal-cavidad a los valores recomendados en la bibliografía.

Se mejoró el sistema de enfriamiento de la punta creando un arreglo con un enfriamiento más

uniforme y mediante el empleo de un material de alta transferencia de calor (aleación de

Cobre) para su fabricación, a diferencia del molde existente que posee una punta de acero.

El empleo de acero WKW4 o en su defecto, acero P-20 o H-13 con un tratamiento de

cromado, mejorará la resistencia a la corrosión y a la abrasión. Asimismo, permitirá obtener

un acabo superficial brillante.

La modificación del sistema de expulsión a uno completamente neumático, permitirá tiempos

de ciclo menores en comparación al molde existente.

6.2 RECOMENDACIONES

Hacer chequeo de las dimensiones de las cavidades de los moldes, a modo de tomar en cuenta

las variaciones en el llenado con los parámetros de procesamiento.

Colocar reguladores de caudal para el enfriamiento del aceite hidráulico de las máquinas, con

la finalidad de tener un control más adecuado de su temperatura y por ende, del proceso.

Se recomienda investigar acerca del funcionamiento y operación de los acumuladores, ya que

en inyección de pared delgada, la velocidad de inyección es uno de los parámetros más

importantes. También se sugiere aumentar la temperatura del molde para disminuir la

resistencia de flujo y la solidificación de partes en estado altamente orientado.

Hacer un chequeo periódico de la presión de gas en el acumulador para verificar que

realmente se está haciendo uso del mismo.

Establecer la medida del ajuste en galga como un control fijo de calidad para los productos.

Fabricar el molde diseñado con la ayuda de Control Numérico Computarizado (CNC).

CAPÍTULO VII REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

1. Goodship, V., “Practical guide to injection moulding”, Editorial ARBUG, Reino Unido

(2004), pp 1, 5, 41.

2. Zheng, R., Tanner, I., y Fan, X.,“Injection Molding: Integration of Theory and Modeling

Methods”, Editorial Springer, Estados Unidos (2011), pp 1.

3. Johannaber F., “Injection Molding machines, a user’s guide”, Cuarta edición, Editorial

Hanser Publishers, Alemania (2008), pp 13, 31-49, 61-63, 145.

4. Muccio, E., “Plastics processing technology”, Editorial ASM International, Estados Unidos

(1994), pp 149.

5. Anguita, R., “Moldeo por inyección”, Primera edición, Editorial Blume, España (1975), pp

11, 27-31, 52-57, 154, 171-173, 193-195.

6. Universidad a Antioquia. “Diseño de Moldes de inyección de termoplásticos”. Disponible

en: http://docencia.udea.edu.co/ingenieria/moldes_inyeccion/unidad_2/maquina.html.

Consulta en: [Febrero, 2012].

7. Wikinson, A., y Ryan A., “Polymer processing and structure development”, Editorial

Kluwer Academis Publishers, Estados Unidos (1998), pp 55-56.

8. Rosato D. y Rosato M., “Injection molding handbook”, Tercera edición, Editorial Kluwer

Academic Publishers, Estados Unidos (2000), pp 10, 15, 22, 64-66, 99, 221-284, 306, 310,

316, 625-655, 970.

9. Bryce, D., “Plastic Injection Molding: manufacturing process fundamentals”, Society of

Manufacturing Engineers, Estados Unidos (1996), pp 35, 38, 44, 98.

10. Rosato D. y Rosato M, “Plastic product material and process selection handbook”, Editorial

Elservier, Reuno Unido (2004), pp 204-207.

11. Fischer, J., “Handbook of Molded Part Shrinkage and Warpage”, Editorial William Andrew,

Estados Unidos (2003), pp 9-13, 17, 79-81.

12. Beaumont, J., “Runner and Gating Design Handbook”, Primera edición, Editorial Hanser

Publishers, Alemania (2004), pp 1, 4, 37-41, 60-62, 71-72, 128, 146, 152-161, 174-177, 193,

207-208, 230-231, 272- 276 .

http://docencia.udea.edu.co/ingenieria/moldes_inyeccion/unidad_2/maquina.html

98

13. Menges, G. y Mohren, G., “Moldes para inyección de plásticos”, Editorial Ediciones G. Gili,

S.A., Barcelona (1974), pp 22, 43, 59-65, 193-204.

14. Rees, H. y Catoen, B., “Selecting injections molds, weighing costs versus productivity”,

Editorial Hanser Publishers, Alemania (2006), pp 25-28, 41, 72, 83.

15. Shoemaker, J., “Moldflow design guide: a resource for plastics engineers”, Editorial Hanser

Publishers, Estados Unidos (2006), pp 7-10, 23, 67, 143.

16. Unger, P., “Hot runner technology”, Editorial Hanser Publishers, Alemania (2006), pp 1-8,

32, 41-46.

17. Frenkler, D. y Zawistowski, H., “Hot runners in injection moulds”, Editorial Rapra

Technology Limited, Reino Unido (2001), pp 9, 17.

18. Bayer, 2000. “Part and Mold Design”. Disponible en:

http://ricaube.ep.profweb.qc.ca/Les_polymeres_en_design_industriel/References_files/Part

%20and%20Mold%20Design.pdf. Consulta en: [Diciembre, 2011].

19. Rees, H., “Understanding Injection Mold Design”, Editorial Hanser Publishers, Alemania

(2001), pp 22-24.

20. Bryce, D., “Plastic Injection Molding: mold design and construction fundamentals”, Society

of Manufacturing Engineers, Estados Unidos (1998), pp 87-90.

21. Gastrow, H. y Unger P., “Gastrow injection molds: 130 proven designs”, Cuarta edición,

Editorial Hanser Publishers, Alemania (2006), pp 7, 251.

22. Rees, H., “Mold engineering”, Segunda edición, Editorial Hanser Publishers, Alemania

(2002), pp 9, 40, 82-83, 103, 129, 139-140, 238-240, 543.

23. Pontes, A., “Shrinkage and ejection forces in injection moulded products”, Proyecto de

Doctorado, Universidad De Minho, Braga (2002).

24. Turris, M., “Determinación de la ventana de proceso y el tiempo de ciclo para tapas

inyectadas en la empresa INJACA”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar,

Sartenejas (2006).

25. Ramírez, R., “Desarrollo de procedimientos para la determinación de la ventana de proceso

para tapas inyectadas”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar, Sartenejas (2006).

26. Díaz, A., “Diseño de un molde de inyección comparando moldes de coladas caliente,

semicalientes y frías”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar, Sartenejas (2007).

http://ricaube.ep.profweb.qc.ca/Les_polymeres_en_design_industriel/References_files/Part%20and%20Mold%20Design.pdf

http://ricaube.ep.profweb.qc.ca/Les_polymeres_en_design_industriel/References_files/Part%20and%20Mold%20Design.pdf

99

27. Fernández, M., “Diseño de un molde de inyección apilable para tapas Flip Top empleando

herramientas CAD/CAE”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar, Sartenejas

(2010).

28. Apaza, E., “Diseño de un molde con postizos intercambiables para diferentes espesores y

entradas de placas”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar, Sartenejas (2007).

29. Propilven. Disponible en: http://www.propilven.com. [Octubre, 2011].

30. “Aceros especiales”, Ferrum. Disponible en: http://www.ferrumaceros.com/aceros2.htm#P-

20. [Febrero 2012].

31. “Acero SISA H-13, aceros para trabajo en caliente”. Disponible en:

http://www.sisa1.com.mx/pdf/Acero%20SISA%20H13.pdf. [Febrero, 2012].

32. “Injection design guidelines, maximizing performace using Cooper alloys”. Disponible en:

http://www.copper.org/applications/industrial/PDF_files/9905.pdf. [Enero, 2011].

33. “NSRW, Berylium free Cooper (18000)”. Disponible en:

http://nsrw.com/products/products_beryllium_free_copper.php. [Febrero, 2012].

34. “Alloy 3 (C17200) Datasheet”. Disponible en:

http://www.smithsadvanced.com/ElEspanol/downloads/Alloy3_AMI.pdf. [Febrero, 2012].

35. “Alloy 25 (C17510) Datasheet”. Disponible en:

http://www.smithsadvanced.com/ElEspanol/downloads/Alloy25_AMI.pdf. [Febrero, 2012].

36. Manuales de operación de máquinas de inyección marca Haixiong (”Software” Techmation,

Co.).

37. Norma ASTM D 955, “Standard Test Method of Measuring Shrinkage from Mold

Dimensions of Thermoplastics”, Estados Unidos (2000).

38. “Catálogo Gate-Mate™ Hot Sprue Bushings”. Disponible en:

http://www.dme.net/wwwdme/DME_D_catalog_2008%20copy/Hot%20Runner%20Systems

/HRS%20153-160.pdf. [Marzo, 2012].

39. Maiar, C. y Calafut T., “Polypropylene, a definitive User’s Guide and databook”, Editorial

Plastics Design Library, Estados Unidos (1998), pp 149, 151.

40. Guojun, X., “Study of thin-wall injection molding”, (2004). Disponible en:

http://etd.ohiolink.edu/send-pdf.cgi/Xu%20Guojung.pdf?osu1078788946. [Febrero, 2012].

41. INEOS, olefins & polymers USA, “Polypropylene processing guide, INEOS”, (2007).

Disponible en:

http://www.ferrumaceros.com/aceros2.htm#P-20

http://www.ferrumaceros.com/aceros2.htm#P-20

http://www.sisa1.com.mx/pdf/Acero%20SISA%20H13.pdf

http://www.copper.org/applications/industrial/PDF_files/9905.pdf

http://nsrw.com/products/products_beryllium_free_copper.php

http://www.smithsadvanced.com/ElEspanol/downloads/Alloy3_AMI.pdf

http://www.smithsadvanced.com/ElEspanol/downloads/Alloy25_AMI.pdf

http://www.dme.net/wwwdme/DME_D_catalog_2008%20copy/Hot%20Runner%20Systems/HRS%20153-160.pdf

http://www.dme.net/wwwdme/DME_D_catalog_2008%20copy/Hot%20Runner%20Systems/HRS%20153-160.pdf

http://etd.ohiolink.edu/send-pdf.cgi/Xu%20Guojung.pdf?osu1078788946

100

http://www.distrupol.com/images/INEOS_Polypropylene_Processing_Guide.pdf. [Febrero,

2012].

42. Hassan, H., Regnier, N., Pujos, C. y Defaye, G., “The effect of viscous dissipation on the

polymer temperature during injection molding”, 5th European Thermal-Sciences Conference

(2008).

43. Brydson, J., “Plastics Materials”, Séptima edición, Editorial Butterworth-Heinemann, Reino

Unido (1999), pp 175.

44. Huang, M., “Cavity pressure based grey prediction of the filling-to-packing switchover point

for injection molding”, Journal of Materials Processing Technology (183) N°419-424

(2007).

45. Jones, P., “The mold design guide”, Editorial Smithers Rapra Technology Limited, Reino

Unido (2008), pp 45-47, 76-79, 96, 138-140, 149-154, 345-363.

46. Pantani, R., Coccorullo, I., Speranza, V. y Titomanlio, G. “Modeling of morphology

evolution in the injection of thermoplastic polymers”, Progress in Polymer Science (30) N°

1185-1222 (2005).

47. Plaza, D., “Factibilidad de diseño de moldes de colada fría, caliente o apilable empleando

herramientas CAD/CAE”, Proyecto de Grado, Universidad Simón Bolívar, Sartenejas

(2007).

48. Kazmer, D., “Injection Mold Design Engineering”, Editorial Hanser Publishers, Alemania

(2007), pp 11, 68, 87-88.

49. “Catálogo de componentes generales del molde de Hasco”. Disponible en:

http://www.hasco.de/es/content/view/full/1886. [Enero, 2012].

50. “Catálogo de DME Mold components ”. Disponible en:

http://www.dme.net/catalog/dme/Mold%20Components/index.html#/237/zoomed. [Enero,

2012].

51. Menges, G., Michaeli, W., y Mohren, P., “How to make injection molds”, Editorial Hanser

Publishers, Alemania (2001), pp 152, 154.

52. “Catálogo de O-rings Parker®”. Disponible en:

http://www.elhinel.com.ar/parker/Catalogo%20O-Ring.pdf. [Febrero, 2012].

http://www.distrupol.com/images/INEOS_Polypropylene_Processing_Guide.pdf

http://www.hasco.de/es/content/view/full/1886

http://www.dme.net/catalog/dme/Mold%20Components/index.html#/237/zoomed

http://www.elhinel.com.ar/parker/Catalogo%20O-Ring.pdf

APÉNDICE

APÉNDICE A: Cálculo de la contracción

Para todos los estudios de contracción, se empleó una hoja de cálculo que facilitó la

obtención de resultados a partir de las mediciones de diámetro exterior de las tinas. A modo de

ejemplificar la determinación de la contracción, se utilizaron las medidas con material Braskem

H-103 de la tina de 12 onzas marca Selva®. Se seleccionaron las muestras de la cavidad 1 del

molde correspondiente, a las 0 horas de haber sido expulsada del mismo, bajo los siguientes

parámetros de moldeo: temperatura de inyección 270°C y presión de inyección 85 MPa (Tabla

A.1).

Tabla A.1. Medidas de diámetro exterior de la tina 12 onzas con material Braskem H-103 de la cavidad 1 del molde correspondiente, a las 0 horas de haber sido moldeada (temperatura de inyección: 270°C;

presión de inyección: 85MPa). Muestra Diámetro exterior(mm)

1 114,13 2 114,12 3 114,11 4 114,12 5 114,13

Promedio (mm) 114,122 Desv. estándar 0,008

Una vez calculado el valor promedio del diámetro exterior, se procedió a determinar el

porcentaje de contracción lineal mediante el uso de la Ecuación 4.1, presentada en la sección

4.3.4. Tomando la condición de ejemplo, se introdujeron los valores promedio del diámetro

exterior de la tina, 114,122 mm (Tabla A.1) y del molde, 115,6 mm, en dicha expresión tal como

se observa a continuación.

El resultado indica que el porcentaje alcanzado a las 0 horas de haber sido expulsada la

tina, es de 1,279%.

102

APÉNDICE B: Número de cavidades

B.1. Área proyectada de la pieza

Acorde con la disposición de la cavidad en el molde (Figura 4.13), el área proyectada de

la pieza corresponde a la circunferencia del diámetro exterior de la boca o “stack”. Esta medida

es de 114,317 mm (11,432 cm). Haciendo uso de la expresión para el cálculo del área de un

círculo, donde “r” es el radio de la figura, se tiene que el área proyectada de la pieza (Ap) es la

siguiente.

B.2. Peso de la tina

El peso de la tina fue aproximado a partir de las piezas fabricadas en el molde actual. El

peso fue redondeado por encima a 23 gr.

B.3. Capacidad de inyección para polipropileno

La capacidad de inyección de la máquina Haixiong-HX98 para poliestireno cristal es de

140 g (Tabla 4.4). Para determinar la capacidad de inyección para polipropileno, se empleo la

Ecuación B.1.

(Ec. B.1)

Donde, Ci(pp) = capacidad de inyección para polipropileno (g), Ci(ps) = capacidad de

inyección para poliestireno (g), ρ(pp) = densidad del polipropileno (g/cm3), y ρ(ps) = densidad del

poliestireno (g/cm3).

103

Usando los valores de densidad promedio del poliestireno y polipropileno (1,05 y 0,905

g/cm3) y la capacidad de inyección para poliestireno de la máquina Haixiong-HX98, se tiene lo

siguiente.

B.4. Criterio de fuerza de cierre para el cálculo del número de cavidades admisibles

Empleando la Ecuación 4.2 de la sección 4.3.8 y el valor de fuerza de cierre de la

máquina de inyección Haixiong-HX98 reportado en la Tabla 4.4 (980 KN=99,9 ton), se tiene el

siguiente resultado.

Según el criterio de fuerza de cierre, el número de cavidades admisibles para la máquina

de inyección seleccionada es 1.

B.5. Criterio de capacidad de inyección para el cálculo del número de cavidades

admisibles

Utilizando la Ecuación 4.3 de la sección 4.3.8 y la capacidad de inyección para

polipropileno, se tiene lo siguiente.

Según el criterio de capacidad de inyección, la cantidad de cavidades permisible para la

máquina de inyección seleccionada es 3. Sin embargo, debido al valor de fuerza de cierre, el

número se reduce a 1.

104

APÉNDICE C: Cálculo de las dimensiones mínimas para un bebedero de colada fría

Utilizando las Ecuaciones 4.1 a 4.7 de la sección 4.3.9, se determinaron las dimensiones

mínimas de un bebedero de colada fría para el molde de inyección de la tina de 22 onzas de

Innoplas de Venezuela, C.A. A partir de estos resultados, se escogió el bebedero para el molde de

colada caliente.

Sabiendo que el espesor máximo de la pieza (tmax) es 1,53 mm y el diámetro de la boquilla

de la máquina (Dn) es 3mm, los diámetros mayor y menor mínimos del bebedero son los

mostrados a continuación.

Seleccionando un ángulo de desmoldeo de 1° (Ec. 4.6), un diámetro mayor de 6 mm y un

diámetro menor de 4 mm, se calcula la longitud mínima del bebedero mediante la Ecuación 4.7.

105

APÉNDICE D: Cálculo del sistema de refrigeración

Considerando que el espesor promedio de la cavidad del molde diseñado es 0,762 mm y

los diámetros de canal de refrigeración recomendados están entre 4 y 7 mm (acorde con la Figura

3.14 de la sección 3.5.2(b)), los diámetros escogidos para cada sistema de refrigeración son los

mostrados en la Tabla D.1.

Tabla D.1. Diámetros de los canales de refrigeración de las regiones del molde diseñado. Región Diámetro, D (mm) Fondo 4

Hembra 7 Macho 5,72

Al aplicar las Ecuaciones 4.8 y 4.9 y los diámetros de canal sugeridos en la Tabla D.1, se

determinan las distancias canal-canal (B) y canal-cavidad (C) para cada región.

APÉNDICE E: Planos de las piezas que conforman el molde diseñado

A continuación se presentan los planos de cada parte que conforma el molde diseñado.

Fondo

Hembra

Macho

Unidades:mm

Material:WKW4

Placa fija

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:±0,01

Universidad Simón BolívarIng. de Materiales

Realizado por:Solangel García

Revisado por:Prof. M.V.Candal

Diseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

01 a

370

300

210

280

140210

224

137,

886

137,886C

C

K

K60

17,1

36

33,071

25

25

28,588

SECCIÓN C-C

4

4

194

176

15,5

63

30

SECCIÓN K-K

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:± 0,01




Placa fijaDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

01 b

447

7

M12

220

41,275

M16

M16

M12

DD

L

L

1616

88 123

22

E F GSECCIÓN D-D

R0,30

0

R0,100

17,42012,420

1,30

0

DETALLE E ESCALA 2 : 1

R0,30

0

R0,100

11,0706,070

1,30

0

DETALLE F ESCALA 2 : 1

R0,

300

R0,10

0

12,6507,650

1,30

0

DETALLE G ESCALA 2 : 1

7

7

193,

577

167,

666

22

SECCIÓN L-L

Unidades:mm

Material:W4W4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

01 c

84,12

5

29,7

43

29,743

H

H

M M10

1,60

0

55,5

5054

,839

41,2

75

5,563

5,1823,55629,954

SECCIÓN H-H

3127,423

29,1

61

SECCIÓN M-M

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:±0,01





Plano:

Pieza:

01 d

II

123

17,9

39 M 6

28

18,5

00

22

86,547

SECCIÓN I-I

300

370

15099,088

134,

088

93

90

224

140 144

182

178

280

224,

500

185

50,912

50,9

12

F FO

O

Unidades:mm

Material:WKW4

Placa móvil

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:±0,01





Plano:

Pieza:

02 a

40

10

16,7

0025 25,375

19,075 SECCIÓN F-F

5

218

20

SECCIÓN O-O

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:± 0,01




Placa móvilDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

02 b

H H

P

P

25,8

14

10

22

15,760 3

25,4

84I J

SECCIÓN H-HR0,300R0,100

1,30

0

14,1409,250

DETALLE I ESCALA 2 : 1

R0,300R0,100 1,

300

11,0706,0702,500

R0,300

R0,100

DETALLE J ESCALA 2 : 1

8

10

3

224,

500

185

151

20

SECCIÓN P-P

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

02 c

K

K

L

1026

24

M

SECCIÓN K-K

99,97

0

94,970

DETALLE L ESCALA 2 : 3

R0,300R0,100

2,50

0

1,300

DETALLE M ESCALA 3 : 1

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:5

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

02 d

N

N

95 90

157,880

SECCIÓN N-N

2

123

R110

R63,500

M14

R22,500M14

M14 M

14

F F

T

T

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:3

Tolerancia:± 0,01




HembraDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

03 a

112,288

96,33090,03580,962

9,35

115

,175

84,3

76

6213

3,90

21°3°

3,22°

R4,500R0,550R2R0,550R3,500

116

SECCIÓN F-F ESCALA 1 : 3

72,48°

84,8

6°

SECCIÓN T-T ESCALA 1 : 3

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:4

Tolerancia:± 0,01




HembraDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

03 b

195

195

45,603

44,1

89

45,603

44,1

89

44,1

89

45,60345,603

44,1

89

PPU

U

71,76°

114,

041

R3,500

9,90

2

155

SECCIÓN P-P ESCALA 1 : 4

20

20

10,850

105,30°

V

SECCIÓN U-U ESCALA 1 : 4

0,030

11,993

DETALLE V ESCALA 5 : 1

Unidades:mm

Material:WKW4

Hembra

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:3

Tolerancia:±0,01





Plano:03 c

Pieza:

M M

134,888

7,131

18

41,3

57

58,7

28

33,514

135,0

32

116

34,120

58,3

85

53,334

58,3

01

33,849

60,14

0

79,190

SECCIÓN M-M ESCALA 1 : 3

Escala 1:5

3,120

49,4

97

50,9

12

60

34

2

7

R3,50

0

140

140

170,665

53,896

5,572

27,4

85C C

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01




Macho Diseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

04 a

93°

42,00921,500

3

3

R0,550R1,500

R1R4 20

,170

15,1

7564,2

75

59

19,7

00

12

41

3,22°3°1°

6

3,31°

SECCIÓN C-C ESCALA 1 : 2

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01




MachoDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

04 b

81,43288,61294,864

110,66693,521

110,099T T

R1

72,53

0

68,73

0

61,0

39

61,039

61,039

61,03

9

21,5

81

21,581

21,581

21,5

81

SECCIÓN T-T ESCALA 1 : 2

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

04 c

V V26,880

26,8

29

26,915

26,7

94

26,815

26,8

94

26,9

01

26,808

75,9

56

75,956

SECCIÓN V-V ESCALA 1 : 2

Unidades:mm

Material:WKW4

Macho

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:3





Plano:

Pieza:

Tolerancia±0,01

04 d

75,9

56

75,956

75,95675

,956

140 144

49,497

49,4

97

50,912

50,9

12

O

O

38

5,270

1,998

212,550

6

12,550

6

73,13068,130

7977

P

SECCIÓN O-O ESCALA 1 : 3

1,300

2,500

R0,300

R0,100

1

1

DETALLE P ESCALA 5 : 1

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

04 e

M6

M6

M6

M6

17

17

Q

Q

828,870

2

110,786

38,614

2

12,034

SECCIÓN Q-Q ESCALA 1 : 2

Escala 1:5

4,500

52,55150,770

81,432

62,091

60,310

C C

Unidades:mm

Material:C17200

Ensamblaje punta-tubo

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:±0,01





Plano:

Pieza:

05 a

3,22°

9

3°

21,30015,760

63,555

144

8,14

9

11,1

79

23,8

88

42

56,752

21,277

3,450

R3

D E

SECCIÓN C-C ESCALA 1 : 2

R2,900

1

DETALLE D ESCALA 3 : 1

R1,150

R1,150

5,59

3

50,7

5°

DETALLE E ESCALA 3 : 1

Unidades:mm

Material:C17200

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01




Ensamblaje punta-tuboDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

05 b

61

61

61

61

5,572H

H

3

2,800

20,03025

2018

,450

18,25°

79,4

99

5,572SECCIÓN H-H ESCALA 1 : 2

79,190

60,080

D

D

AJ AJ

Unidades:mm

Material:WKW4

Fondo

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:1

Tolerancia:±0,01





Plano:

Pieza:

06 a

41,2

7519

,063

30°

1,956

6,412

R9,525

9,2186,735

5,510

N

SECCIÓN D-D

45°50°

1,39

70,127

0,635

DETALLE N ESCALA 5 : 1

34,96532,136

25,7

48

25,7

48

SECCIÓN AJ-AJ

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:1

Tolerancia:± 0,01




Fondo Diseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

06 b

L

L

4R 1,500

714

,200

39,25°

5,59

3

1015

MSECCIÓN L-L

2

DETALLE M ESCALA 5 : 1

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:1

Tolerancia:± 0,01




FondoDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

06 c

AF AF

AM

AN

14

14 14

52

7

R3,500

7

21,302

22,5

77

77

R3,500

26

SECCIÓN AF-AF

R1,150

DETALLE AM ESCALA 2 : 1

45°

DETALLE AN ESCALA 5 : 1

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:1

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

06 d

AA

AA

AG AG

87,4

5°

71,2

8°

25,721

SECCIÓN AA-AA

28,557 28,55713,816

SECCIÓN AG-AG

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:1

Tolerancia:± 0,01





Plano:

Pieza:

06 e

AO

AO

29,3

264

SECCIÓN AO-AO

155

116

4,80

0

58,4

57

41,3

87

33,75053,323

134

6

7,500

135,500

7,500

6

4,800

4,800

FF

Unidades:mm

Material:WKW4

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:±0,01




Tapa del sistema de refrigeración de la hembra


Plano:

Pieza:

07

Escala 1:5

9,90

2

4

5

7,50

2

SECCIÓN F-F

178

3519

4,97

417

0,61

5

45°

182

220

220

A

A

Unidades:mm

Material:P-20

Portamacho

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:4

Tolerancia:±0,01





Plano:

Pieza:

08 a

96

15,30°

5

8 51,5

30

SECCIÓN A-A ESCALA 1 : 4

Unidades:mm

Material:P-20

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:4

Tolerancia:± 0,01




PortamachoDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

08 b

M14

M14

M14

M14

D

D

10

1718

30

101

SECCIÓN D-D ESCALA 1 : 4

1,5002

1,50

0

2,500

23,0

30

R0,500R0,500

R0,500

30

135°

5,700

A

A

E E

2,021

23,7

5028

1,946

3

2

32,638

SECCIÓN A-A ESCALA 2 : 1

R6,075

R3,500

SECCIÓN E-E ESCALA 2 : 1

Unidades:mm

Material:P-20

Revisado por:Prof. M.V. Candal

Plano:

Pieza:Expusor

Diseño de un molde de colada caliente de una tinade 22 onzas


Escala: 2:1


Tolerancia:±0,01

Fecha:Febrero 2012

09

Escala 1:1

5,90

0

110,

317

170,

665

114,

317

49,497

140

140

140

49,4

97

M6 M

6

M6

M65,900

MM

Unidades:mm

Material:P-20

Fecha:Febrero 2012

Escala:1:2

Tolerancia:± 0,01




Anillo para el machoDiseño de un molde de colada caliente de unatina de 22 onzas

Plano:

Pieza:

10

11,5

30ASECCIÓN M-M

R0,300

1,53

0

1°

DETALLE A ESCALA 5 : 1

diseÑo de un molde de inyecciÓn y …159.90.80.55/tesis/000156469.pdf · asistidas por...

Documents