UNIVERSITATEA TEHNICĂ “GHEORGHE ASACHI” DIN IAŞI Facultatea de Construcţii de Maşini şi

Management Industrial

CONTRIBUŢII LA STUDIUL ŞI MODELAREA PROCESULUI DE

INJECŢIE A PIESELOR RANFORSATE DIN MATERIALE PLASTICE - REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT -

Conducător de doctorat: Prof. univ. dr. Ing. Ec. Dumitru Nedelcu

Doctorand: Ing. Teodor Daniel Mîndru

IAŞI - 2013

Teza de doctorat a fost realizată cu sprijinul financiar al proiectului “STUDII

DOCTORALE PENTRU PERFORMANŢE EUROPENE ÎN CERCETARE ŞI

INOVARE (CUANTUMDOC)” POSDRU/107/1.5/S/79407.

Proiectul “STUDII DOCTORALE PENTRU PERFORMANŢE EUROPENE ÎN CERCETARE ŞI INOVARE (CUANTUMDOC)” POSDRU/107/1.5/S/79407, este un proiect strategic care are ca obiectiv general „Aplicarea de strategii manageriale, de cercetare şi didactice destinate îmbunătăţirii formării iniţiale a viitorilor cercetători prin programul de studii universitare de doctorat, conform procesului de la Bologna, prin dezvoltarea unor competenţe specifice cercetării ştiinţifice, dar şi a unor competenţe generale: managementul cercetării, competenţe lingvistice şi de comunicare, abilităţi de documentare, redactare, publicare şi comunicare ştiinţifică, utilizarea mijloacelor moderne oferite de TIC, spiritul antreprenorial de transfer al rezultatelor cercetării. Dezvoltarea capitalului uman pentru cercetare şi inovare va contribui pe termen lung la formarea doctoranzilor la nivel european cu preocupări interdisciplinare. Sprijinul financiar oferit doctoranzilor va asigura participarea la programe doctorale în ţara şi la stagii de cercetare în centre de cercetare sau universităţi din UE. Misiunea proiectului este formarea unui tânăr cercetator adaptat economiei de piaţă şi noilor tehnologii, având cunoştinţe teoretice, practice, economice şi manageriale la nivel internaţional, ce va promova principiile dezvoltării durabile şi de protecţie a mediului înconjurător.”

Proiect finanţat în perioada 2010 - 2013

Finanţare proiect: 16.810.100,00 RON

Beneficiar: Universitatea Tehnică “Gheorghe Asachi” din Iaşi

Partener: Universitatea „Babeş Bolyai” din Cluj-Napoca

Director proiect: Prof. univ. dr. ing. Mihai BUDESCU

Responsabil proiect partener: Prof. univ. dr. ing. Alexandru OZUNU

I

Mulţumiri

Odată cu finalizarea activităţii de elaborare a tezei de doctorat, doresc să îmi exprim

recunoştinţa faţă de toţi cei care m-au sprijinit şi m-au ajutat la buna desfăşurare a activităţii de cercetare.

Realizarea acestei teze nu ar fi fost posibilă, în această formă, fără îndrumarea permanentă şi competentă a conducătorului ştiinţific, Prof. Dr. Ing. Ec. Dumitru Nedelcu, căruia îi adresez cele mai calde mulţumiri.

Totodată, doresc să mulţumesc tuturor cadrelor didactice din cadrul Departamentului TCM, în special domnului Prof. Dr. Ing. Octavian Lupescu, Prof. Dr. Ing. Gheorghe Creţu, Conf. Dr. Ing. Constantin Cărăuşu, Sl. Dr. Ing. Ciprian Dumitru Ciofu pentru ajutorul, sfaturile şi observaţiile valoroase oferite pe toată perioada de pregătire şi finalizare a rapoartelor de cercetare şi a tezei.

Totodată mulţumesc domnului Prof. Dr. Ing. Paul-Doru Bârsănescu şi domnului Sl. Dr. Ing. Bogdan Leiţoiu din cadrul Facultăţii de Mecanică pentru facilitarea accesului şi sprijinul acordat în realizarea încercărilor mecanice în laboratoarele de Rezistenţa Materialelor.

Mulţumesc domnului Prof. Dr. Ing. Dumitru Olaru şi domnului Asist. Dr. Ing. Marcelin Benchea din cadrul Facultăţii de Mecanică pentru facilitarea accesului în laboratorul de Tribologie şi sprijinul acordat în realizarea încercărilor mecanice.

Mulţimirile mele sunt îndreptate şi către domnul Prof Dr. Ing. Corneliu Munteanu din cadrul Facultăţii de Mecanică pentru facilitarea accesului în laboratorul pe care în coordonează şi a sprijinului acordat în obţinerea de noi rezultate.

În mod special doresc să îi mulţumesc domnului Conf. Dr. Ing. Radu-Ioachim Comăneci din cadrul Facultăţii de Ştiinţa şi Ingineria Materialelor pentru ajutorul necondiţionat pe toată perioada de pregătire a studiilor de doctorat prin facilitarea accesului la echipamentele de cercetare.

Totodată, mulţumesc domnului Prof. Dr. Ing. Cătălin Fetecău, decanul Facultăţii de Mecanică din cadrul Universităţii „Dunarea de Jos” din Galaţi şi a doctoranzilor dumnealui, pentru sprijinul, îndrumările şi observaţiile valoroare oferite pe toată perioada de pregătire şi finalizare a rapoartelor de cercetare şi a tezei.

Doresc să mulţumesc doamnei Dr. Ing. Doina Constantinescu şi colectivului din cadrul Institutului de Cercetări pentru Fibre Sintetice Săvineşti (SC ICEFS COM Săvineşti), pentru

II

sfaturile şi sprijinul acordat în furnizarea de materiale necesare cercetării cât şi realizării unor cercetări în cadrul institutului.

În mod deosebit doresc să adresez mulţumirile mele distinşilor profesori referenţi pentru acceptul acestora de a face parte din Comisia de Doctorat, pentru răbdarea de care au dat dovadă în analiza şi aprecierea conţinutului acestei teze de doctorat, precum şi pentru recomandările şi observaţiile pertinente.

Mulţumesc tuturor colegilor doctoranzi şi a personalului auxiliar din departamentul TCM, în special domnului Adrian Bucovei şi domnului Ion Ciurcă pentru disponibilitatea dumnealor de a-mi oferi ajutor în realizarea practică a experimentelor şi a sfaturilor bazate pe vasta experienţă practică a acestora.

Închei prin a mulţumi familiei mele, care a stat tot timpul alături de mine sprijinindu-mă şi ajutându-mă pe întreaga perioadă de realizare a tezei de doctorat, dând dovadă de multă înţelegere şi răbdare.

Iaşi, septembrie 2013 Drd. Ing. Teodor Daniel Mîndru

III

CUPRINS

Capitolul I Teză/Rez. STADIUL ACTUAL ÎN DOMENIUL INJECTĂRII MATERIALELOR PLASTICE ..................................................................... 1/1

I.1. Principiul injectării materialelor plastice ............................................... 3/2

I.1.1. Condiţiile de formare .................................................................................................. 7/- I.1.2. Plastifierea ................................................................................................................ 10/- I.1.3. Umplerea matriţei ..................................................................................................... 14/- I.1.4. Compactizarea .......................................................................................................... 16/- I.1.5. Răcirea şi demularea................................................................................................ 20/3 I.1.6. Sisteme de injectare în matriţă ................................................................................ 25/5 I.1.7. Injectarea materialelor plastice cu ranfort ............................................................... 26/5

I.2. Matriţe şi maşini de injecţie .................................................................... 28/8

I.2.1. Clasificarea matriţelor de injecţie ............................................................................ 29/8 I.2.2. Construcţia şi funcţionarea matriţelor ..................................................................... 30/9

I.3. Factorii care influenţează procesul de injecţie ................................... 33/10

I.3.1. Parametrii sistemului ............................................................................................. 33/10 I.3.2. Defectele pieselor injectate şi corecţiile acestora ..................................................... 36/-

I.4. Rezultate ale cercetărilor experimentale din literatura de specialitate ........................................................................................................ 36/-

I.5. Concluzii ................................................................................................. 57/13

Capitolul II MAŞINI, ECHIPAMENTE, METODE ŞI PACHETE SOFTWARE UTILIZATE ÎN CERCETAREA TEORETICĂ ŞI EXPERIMENTALĂ .................................................................................... 59/15

IV

II.1. Maşini şi echipamente utilizate la execuţia/controlul matriţei şi obţinerea epruvetelor prin injecţie ............................................................. 59/15

II.1.1. Maşina de injecţie SZ800H .................................................................................. 59/15 II.1.2. Sistemul de încălzire al matriţei ........................................................................... 60/16 II.1.3. Centru cu comanda numerică Akira Seiki SR3 XP ................................................ 61/- II.1.4. Echipamente de măsură........................................................................................... 62/-

II.2. Echipamente utilizate pentru determinarea proprietăţilor mecanice ........................................................................................................ 64/16

II.2.1. Tribometru CETR UMT-2 ................................................................................... 64/16 II.2.2. Maşina de testare universală WDW-50 ................................................................ 64/17 II.2.3. Echipamentul de testare la impact CHARPY ...................................................... 65/18

II.3. Echipamente utilizate pentru analiza proprietăţilor termice şi de structură ........................................................................................................ 66/18

II.3.1. Microscopul electronic Quanta 200 3D SEM-FIB............................................... 66/18 II.3.2. Difractometrul cu raze X - X'Pert PRO MRD .................................................... 67/19 II.3.3. Calorimetrul diferenţial cu baleiaj DSC 200 F3 Maia ......................................... 68/19

II.4. Metode şi pachete software utilizate la simulare .............................. 69/20

II.4.1. Metoda Taguchi ................................................................................................... 69/20 II.4.2. Pachetul software SolidWorks şi SolidWorks Simulation ................................... 71/21 II.4.3. Pachetul software Cimco...................................................................................... 72/21 II.4.4. Pachetul software Simpoe .................................................................................... 73/21

II.5. Concluzii ................................................................................................ 74/22

Capitolul III CONTRIBUŢII PRIVIND MODELAREA, SIMULAREA ŞI OPTIMIZAREA PROCESULUI DE INJECŢIE ..................................... 75/23

III.1. Conceperea, planificarea şi realizarea planului experimental ....... 75/23

III.2. Conceperea şi proiectarea matriţei de injecţie ................................ 79/25

III.2.1. Proprietăţile materialelor plastice utilizate ............................................................ 80/- III.2.2. Condiţii tehnologice de proiectare ale pieselor injectate din materiale plastice .... 82/- III.2.3. Proiectarea matriţei de injecţie ........................................................................... 83/25 III.2.4. Verificarea plăcii active la închidere matriţei ..................................................... 86/26

V

III.3. Simularea curgerii în matriţă în vederea optimizării reţelei de injecţie ............................................................................................................ 88/28

III.4. Simularea umplerii matriţei de injecţie............................................ 90/30

III.5. Prelucrarea şi pregătirea epruverelor ............................................ 101/38

III.5.1. Defecte apărute în timpul prelucrărilor ................................................................ 102/-

III.6. Concluzii ............................................................................................ 103/40

Capitolul IV CONTRIBUŢII EXPERIMENTALE PRIVIND DETERMINAREA PROPRIETĂŢILOR MECANICE .......................................................... 105/41

IV.1. Determinarea rezistenţei la tracţiune ............................................. 105/41

IV.1.1 Determinarea rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature .................... 106/41 IV.1.2 Determinarea rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ......................................................................................................................... 111/46 IV.1.3 Determinarea rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ....................................................................................................... 116/50

IV.2. Determinarea rezistenţei la încovoiere ........................................... 121/54

IV.2.1 Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 nature ................. 122/54 IV.2.2 Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ................................................................................................................. 125/57 IV.2.3. Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ............................................................................................... 130/61

IV.3. Determinarea rezistenţei la impact ................................................. 135/65

IV.3.1 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 nature ....................... 135/65 IV.3.2 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ................................................................................................................. 137/67 IV.3.3 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ....................................................................................................... 140/68

IV.4. Determinarea variaţiei încărcare-revenire (microindentarea) .... 142/70

IV.5. Determinarea variaţiei coeficientului de frecare ........................... 147/73

IV.6. Concluzii ............................................................................................ 150/76

VI

Capitolul V CONTRIBUŢII PRIVIND ANALIZA PROPRIETĂŢILOR TERMICE ŞI DE STRUCTURĂ ............................................................. 151/77

V.1. Determinarea curbelor de variaţie DSC-timp (analiza calorimetrică diferenţială cu baleiaj) ....................................................... 151/77

V.2. Determinarea curbelor de variaţie DSC-temperatură ................... 154/79

V.3. Analiza microscopică electronică (SEM) şi analiza cu raze X (EDAX) ........................................................................................................ 156/80

V.3. Analiza difractografică cu raze X (XRD)......................................... 159/83

V.4. Concluzii .............................................................................................. 161/86

Capitolul VI CONCLUZII FINALE ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE .................... 163/87

VI.1. Concluzii finale .................................................................................. 163/87

VI.2. Contribuţii personale ........................................................................ 167/91

VI.3. Direcţii viitoare de cercetare ............................................................ 168/92

BIBLIOGRAFIE ........................................................................................ 169/93

LUCRĂRI ŞTIINŢIFICE ......................................................................... 177/95

ANEXA I ......................................................................................................... 179 -

ANEXA II ....................................................................................................... 180 -

ANEXA III ...................................................................................................... 181 -

ANEXA IV ...................................................................................................... 193 -

1

Capitolul I Stadiul actual în domeniul injectării materialelor plastice

Industria materialelor plastice cunoaşte o dezvoltare explozivă, datorită apariţiei unui număr mare de polimeri noi având caracteristici diferite şi a dezvoltării tehnologiilor de prelucrare a acestora. Datorită acestei dezvoltări, tehnica de injectare a polimerilor a trebuit să se supună atât unor standarde de calitate ridicate cât şi reducerii costurilor de fabricaţie prin automatizarea liniilor de injecţie, optimizarea canalelor de distribuţie în matriţă şi a regimului termic, astfel încât pierderile de material să fie cât mai scăzute. În acest sens sunt utilizate instrumentele CAD/CAM/CAE în proiectarea şi execuţia matriţelor, precum şi elementele tipizate în fabricarea matriţelor de injecţie.

Dezvoltarea şi perfecţionarea echipamentelor de prelucrare a materialelor plastice este considerată, de către cei mai mulţi cercetători, ca fiind la fel de importantă ca şi inventarea materialelor plastice în sine. Cele mai importante obstacole întâlnite de-a lungul istoriei în industria de mase plastice au fost atât dezvoltarea tehnicilor de prelucrare cât şi dezvoltarea maşinilor de injecţie. Deşi inventarea materialului plastic din celuloză, cunoscut sub numele de celuloid a fost făcută de Parkesine, Xylonite, sau Ivoride, invenţia a fost atribuită la trei persoane: profesorului elveţian, Christian Schonbein; inventatorului englez, Alexander Parkes; şi întreprinzătorului american, John Wesley Hyatt [29], [14], Hyatt dezvoltându-şi prima întreprindere în industria maselor plastice.

Bazele acestei industrii au fost puse în anul 1865, când producătorul de bile de biliard Phelan & Collendar a lansat un anunţ care promitea 10.000 de dolari persoanei care poate găsi un înlocuitor pentru fildeş ce poate fi folosit la fabricarea bilelor de biliard, [29]. Elefanţii sacrificaţi la acel moment ajungeau şi la 70.000 pe an, fapt care ar fi condus la dispariţia acestei specii, iar preţurile exorbitante pentru "aurul alb" din Africa a redus profiturile pentru industria de mingi de biliard. Recompensa de 10.000 dolari i-a atras atenţia lui Hyatt, pe atunci având 28 de ani, determinându-l să lucreze la acest proiect în fiecare zi. În cele din urmă, în anul 1869, a descoperit nitroceluloza, un material cu care Parkes şi Schonbein au lucrat înaintea sa. După amestecarea componentelor a lăsat să se evapore complet solvenţii din masa amestecului iar, după solidificare, a reuşit să obţină o bilă de biliard de înaltă calitate. Văzând rezultatul obţinut, Hyatt, în loc să meargă să îşi încaseze premiul, a fondat împreuna cu fratele său, compania

2

Albany Biliard Ball Company cu obiect de activitate fabricarea bilelor de biliard din celuloid. În scurt timp această companie a devenit un competitor direct pentru Phelan & Collendar, moment care marchează începutul industriei maselor plastice [2].

I.1. Principiul injectării materialelor plastice Procedeul de injectare presupune introducerea materialului plastifiat sub presiune într-o

matriţă unde, după răcire, ia forma cavităţii. Piesele injectate sunt eliminate din matriţă cu ajutorul unui sistem de aruncare, urmând un nou ciclu de injectare, [2].

Importanţa procesului de injectare a materialelor plastice este dată şi de posibilitatea de a obţine repere cu forme complicate şi dimensiuni diferite, fără a mai fi necesară o prelucrare ulterioară. Răspândirea reperelor injectate este vastă, acestea regăsindu-se în toate domeniile de activitate, de la bunuri de larg consum, articole tehnice, jucării, ambalaje etc., până la repere utilizate în industria aeronautică şi aerospaţială. Greutatea produselor variază de la sub un gram, în cazul microinjecţiei, până la aproximativ 20kg, dupa aceasta greutate folosindu-se alte metode de prelucrare (ex. rotomolding). Durata unui ciclu de injectare este de aproximativ (1÷2) min, la fiecare ciclu putându-se obţine unul sau mai multe produse.

Deşi majoritatea proceselor de injectare sunt acoperite de procedura convenţională, acestea se pot clasifica (figura I.2) în [21]:

Fig. I.2. Clasificarea proceselor de injecţie

3

Prelucrarea prin injectare este un proces repetitiv şi este definit de succesiunea următoarelor operaţii:

- dozarea materialului plastic; - încălzirea şi topirea materialului plastic în cilindru; - închiderea matriţei; - introducerea materialului plastic sub presiune în cavitatea matriţei; - solidificarea şi răcirea topiturii; - deschiderea matriţei; - eliminarea produsului injectat.

I.1.5. Răcirea şi demularea Răcirea piesei injectate de la valoarea maximă a temperaturii materialului plastic la

temperatura camerei solicită un timp relativ mare. Temperatura într-un loc din interiorul reperului variază conform figurii I.16. Până la punctul A (t = tr) reperul se găseşte în matriţa închisă, după deschiderea matriţei, procesul de răcire continuă în afara matriţei. Pentru procesul de injectare, în primul rând, este importantă examinarea fenomenelor de răcire în interiorul matriţei.

Timpul de răcire caracteristic pentru procesul de răcire este timpul parţial cel mai lung al ciclului de injectare, reprezentând aproximativ 68% din durata totală a ciclului. Pentru a atinge, în vederea unei productivităţi ridicate, timpi scurţi de ciclu, trebuie prevăzute măsuri pentru reducerea timpului de răcire.

Temperatura matriţei este unul dintre cei mai importanţi parametri tehnologici care influenţează calitatea pieselor injectate din materiale plastice. Procesul de injectare poate să se desfăşoare în condiţii optime numai atunci când temperatura matriţei este staţionară şi controlată. Aceasta presupune existenţa în matriţă a unei reţele prin care să circule un mediu de încălzire-răcire destinat reglării temperaturii matriţei.

Fig. I.16. Variaţia temperaturii în centrul unui reper în timpul răcirii, [44], [80], [39]; Tc – temperatura camerei, TD – temperatura de demulare; Tr – temperatura de răcire

4

Deoarece în matriţele de injectat se prelucrează materiale plastice la temperaturi diferite, curgerea acestora depinde de temperatura matriţei. În unele cazuri, în funcţie de natura materialului plastic prelucrat, matriţa de injectat trebuie încălzită, folosind ca mediu de încălzire a cărui circulaţie în stare încălzită se realizează cu ajutorul unui agregat mobil, dotat cu un sistem de încălzire şi reglare a temperaturii. Încălzirea matriţelor se utilizează relativ rar, doar la injectarea anumitor tipuri de materiale plastice şi de regulă numai la începutul procesului de injectare, până la atingerea temperaturii de regim, [87]. Răcirea matriţelor de injectare trebuie asigurată în toate cazurile pentru scurtarea duratei ciclului de injectare şi pentru obţinerea unor piese injectate cu contracţii minime. Răcirea matriţei de injectat, se realizează cu ajutorul unui sistem de canale de răcire folosind ca mediu de răcire apa. Pentru reducerea consumului, apa de răcire circulă într-un sistem închis, prevăzut cu instalaţii de răcire şi de recirculare. Reglarea temperaturii de răcire a matriţei se realizează prin modificarea corespunzătoare a debitului apei de răcire, manual, prin manevrarea robineţilor la intrarea apei sau automat cu ajutorul sistemului de reglare a debitului de apă. Pentru ca procesul să se desfăşoare corect, temperatura matriţei de injectat trebuie corelată cu o serie de alţi factori, ca de exemplu: tipul sistemului de injectare, presiunea de injectare, temperatura de injectare, secţiunea reţelei de injectare etc.

Dintre factorii care influenţează procesul de injectare, temperatura matriţei este unul dintre cei mai importanţi. Temperatura matriţei trebuie să urmărească două cerinţe principale: - cicluri de injectare cu durată cât mai redusă, ca urmare a evacuării rapide a căldurii din

matriţă; - calitatea piesei injectate ca funcţie a mărimii temperaturii matriţei şi a uniformităţii

distribuţiei temperaturii. Temperatura matriţei este parametrul care influenţează decisiv viteza de răcire şi

proprietăţile reperului injectat, stabilindu-se în funcţie de schimbul de căldură care are loc între matriţă şi:

- materialul plastic injectat în matriţă şi materialul matriţei, având fluxul termic Q; - mediul de răcire, cu fluxul termic QT; - mediul înconjurător, de flux termic QE.

Dacă sunt considerate fluxurile termice care pătrund în matriţă ca fiind pozitive, iar fluxurile termice care părăsesc matriţa, negative, atunci se poate scrie ecuaţia de bilanţ termic, [25]:

𝑄 = −𝑄𝑇 − 𝑄𝐸 (1) din care rezultă:

𝑄 + 𝑄𝑇 + 𝑄𝐸 = 0 (2) Datorită temperaturii materialului termoplastic, în timpul injectării, pentru a împiedica

încălzirea excesivă a matriţelor se adaugă un sistem de răcire a acestora şi se foloseşte apă sau ulei ca agent frigorific.

Amplasarea sistemului de răcire are la bază următoarele principii:

5

- amplasarea canalelor în lungul reţelei de curgere al materialului plastic în matriţă; - răcirea uniformă a suprafeţei cuibului matriţei; - numărul schimbărilor de direcţie al circuitului de răcire să fie cât mai mic; - etanşarea circuitului de răcire.

Varianta constructivă a canalelor de răcire cu secţiune circulară sunt cele mai răspândite în practică, datorita soluţiilor tehnice simple de realizare a acestora (figura I.18), situaţie în care se recomandă: ℎ1 = (2 ÷ 3) ∙ 𝑑𝑐 și 𝑙 = 𝑚𝑎𝑥3 ∙ 𝑑𝑐.

I.1.6. Sisteme de injectare în matriţă

Sistemul de injectare reprezintă ansamblul duză-canale-diguri prin care materialul plastic

ajunge în timpul procesului de injectare. Proprietatea acestui sistem constă în alegerea sistemului de injectare, aplasarea cuiburilor, alegerea punctului de injecatare, stabilirea formei, secţiunii, amplasarea canalelor de injectare, etc. Alegerea şi dimensionarea sistemului de injectare are o influenţă determinantă asupra calităţii pieselor şi asupra productivităţii procesului de prelucrare.

Cele mai cunoscute sisteme de injectare sunt, [25], [80], [42], [41], [44]: - injectarea directă; - injectarea prin canale de distribuţie; - injectarea punctiformă; - injectarea peliculară; - injectarea de tip umbrelă; - injectarea inelară; - injectarea cu canal tunel; - injectarea cu canale izolate; - injectarea cu canale încălzite.

I.1.7. Injectarea materialelor plastice cu ranfort

Tehnologia de injectare a materialelor plastice ranforsate este asemănătoare cu injecţia

materialelor simple numai că, în buncărul maşinii de injectat mai sunt adăugate şi alte materiale auxiliare sau sunt pregatite pe maşini speciale numite extrudere, [78].

Materiale de ranforsare sunt materiale care, adăugate unui polimer, au drept scop principal îmbunătăţirea unor proprietăţi mecanice, ca:

- rezistenţa la tracţiune, - rezistenţa la forfecare, - rezistenţa la abraziune etc..

Ranforsarea polimerilor, pe lângă îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice, diminuează preţul şi rezolvă anumite probleme de prelucrare. În general, factorii care influenţează alegerea materialelor pentru ranforsare sunt: proprietăţile materialelor de ranforsare. nivelul de rezistenţă

6

mecanică dorită, aspectul economic. Materialele de ranforsare se împart în fibre, microsfere şi fulgi, [63].

Fibrele pentru ranforsare pot fi, [3]: - fibre de sticlă (filamente, fibre goale); - fibre de carbon; - fibre aramidice cu înalte performanţe; - fibre sintetice de înaltă performanţă (fibre poliamidice, imidice, fibre feno-lice, fibre

anorganice: aluminiu, beriliu, nitrură de bor, oxid de titan). Proporţia de fibre în amestec cu polimerul este în funcţie de destinaţia pieselor injectate,

putând ajunge până la 60%. Fibrele pot fi scurte sau tăiate (de carbon, sticlă, aramidice). În timpul procesului de prelucrare fibrele sunt orientate pe sensul de injectare, influenţând atât condiţiile de prelucrare, cât şi proprietăţile piesei injectate.

Fibrele Whiskers se caracterizează prin aceea că sunt monocristaline, au diametre mici până la 30 µm, au rezistenţă la tracţiune foarte mare, până la 400.000 kgf/cm2. Materialele din care se fabrică firele de tip whiskers sunt: oxid şi azotat de amoniu, oxid de beriliu, oxid de bor, oxid de magneziu, etc [3].

Microsferele pentru ranforsare au dimensiuni cu diametre mergând de la 5µm la 800µm, şi se fabrică din sticlă sau polimeri. Microsferele prezintă următoarele avantaje: măresc calitatea de curgere a polimerului şi distribuţia uniformă a tensiunilor interne.

Fulgii pentru ranforsarea polimerilor pot fi din sticlă, borură de aluminiu, carbură de siliciu, mica, etc, [80].

Materialele ce se pot arma sunt: poliamidele, policarbonatul, polibutirentereftalatul, polistirenul, polipropilena.

Materialul de armare cel mai folosit pentru armarea materialelor termoplastice este fibra de sticlă.

Poliamidele se pot arma cu fibre şi microsfere de sticlă, fibre de carbon şi fire aramidice. Poliamidă armată cu fibră de sticlă. Poliamidele 6 şi 6.6 armate cu fibră de sticlă în

proporţie până la 50% greutate, respectiv poliamidele 6.10, 6.11 şi 6.12 până la 30% greutate fibră de sticlă, reprezintă cele mai importante tipuri armate cu fibră de sticlă, [5]. Prin armare cu fibră de sticlă se modifică următoarele proprietăţi ale poliamidelor:

- creşterea modulului de elasticitate; - creşterea rezistenţei la tracţiune; - creşterea rigidităţii la încovoiere; - creşterea rezistenţei la torsiune; - creşterea durităţii; - rigidizarea creşte odată cu lungimea fibrelor; - rezistenţa la fluaj se diminuează; - coeficientul de dilatare termică liniară se reduce, depinzând în mare măsură proporţia

materialului de armare; - căldura specifică se reduce;

7

- absorbţie redusă de apă; - modulul de elasticitate mai puţin dependent de conţinutul de apă; - rezistenţă bună la agenţi chimici.

Armarea cu fibră de sticlă are şi dezavantaje care constau dintr-o anumită anizotropie a proprietăţilor şi în probleme de deformare care se manifestă prin diferenţe de contracţie cauzate de orientarea fibrelor. Alt dezavantaj al poliamidelor armate cu fibră de sticlă este uzura provocată melcului şi cilindrului maşinii de injectat.

Poliamide armate cu microsfere de sticlă. Microsferele de sticlă folosite pentru armarea poliamidelor 6.6 şi 6.12 se utilizează în proporţie de până la 50% greutate.

Poliamidele armate cu microsfere de sticlă prezintă următoarele caracteristici: - îmbunătăţirea rezistenţei la încovoiere şi tracţiune; - creşterea rezistenţei la şoc; - îmbunătăţeşte alungirea la rupere; - contracţia tridimensională uniformă a piesei injectate; - asigurarea unor toleranţe strânse la piesa injectată; - distribuţie bună a tensiunilor interne a sistemului poliamidă/microsfere de sticlă; - îmbunătăţesc proprietăţile de curgere.

Poliamidă armată cu fibre de carbon. Fibrele de carbon se utilizează în proporţie de până Ia 20% greutate la armarea poliamidei 6, până la 40% greutate în cazul poliamidei 6.6 şi în diferite proporţii la armarea poliamidei 11 şi 12, [41]. Poliamidele armate cu fibre de carbon prezintă următoarele avantaje:

- creşterea densităţii într-o măsură mai mică decât la poliamida armată cu fibră de sticlă; - creşterea modulului de elasticitate de două ori mai mult decât în cazul poliamidei armate cu

fibră de sticlă; - creşterea rezistenţei la tracţiune, a rigidităţii, rezistenţei în timp la temperatura mediului

ambiant comparabilă cu cele ale staniului şi manganului; - caracteristici de alunecare mai bune decât ale poliamidei armate cu fibră de sticlă; - îmbunătăţirea conductibilităţii termice şi electrice; - uzură mai redusă a maşinii de injectat decât la poliamida armată cu fibră de sticlă.

Poliamide armate cu fibre aramidice. Fibrele aramidice de înaltă performanţă mecanică sunt cunoscute în general sub denumirea de Kevlar (Dupont de Nemours). Aceste fibre sunt caracterizate prin rezistenţa lor specifică la rupere la tracţiune foarte mare.

Poliamida armată cu fibre aramidice prezintă o foarte bună rezistenţă la şoc şi rezistenţă mare la oboseală.

Se supun operaţiei de armare şi alte materiale termoplastice: poliolefinele (polietilena şi polipropilena), policarbonatul, polibutilentereftalatul, acrilonitrilstirenul.

Lubrifianţii au mai multe funcţii: în primul rând pentru a uşura prelucrarea diminuând frecările, de a reduce vâscozitatea topiturii şi îmbunătăţirea proprietăţilor de curgere. În raport cu funcţiile pe care le îndeplinesc lubrifianţii, lubrifierea poate fi internă sau externă.

8

I.2. Matriţe şi maşini de injecţie Utilajele destinate injectării materialelor plastice diferă între ele mai ales prin

caracteristicile funcţionale, soluţiile constructive adoptate sau gradul de automatizare a unor operaţii.

Maşinile de injectat materiale plastice se caracterizează prin existenţa a două unităţi constructive de bază: unitatea de injectare şi unitatea de închidere.

Unitatea de injectare cuprinde: dispozitivul de alimentare cu material, echipamentele de termoplastifiere şi sistemul de injectare, [25].

Acţionarea unităţii de injectare, respectiv a unităţii de închidere poate fi: pneumatică, hidraulică, hidromecanică sau mecanică. Acţionarea pneumatică se utilizează numai la maşini cu capacitate de injectare redusă.

Pentru injectarea pieselor de dimensiuni mari, cele mai adecvate sunt maşinile cu acţionare hidraulică. Presiunea necesară acţionării sistemului de închidere a matriţei şi a sistemului de injectare se realizează cu ajutorul motoarelor hidraulice liniare (figura I.40), [74].

I.2.1. Clasificarea matriţelor de injecţie

Fig. I.23. Clasificarea matriţelor

9

I.2.2. Construcţia şi funcţionarea matriţelor Matriţele pentru injectat materiale plastice sunt constituite, în principiu, din două părţi

principale: semimatriţa care vine în contact cu duza şi semimatriţa care conţine sistemul de eliminare al produsului finit. Cele două semimatriţe sunt fixate pe platourile de prindere ale maşinii de injectat, fie direct, prin şuruburi de fixare care pătrund în alezajele filetate ale plăcilor de prindere ale matriţei, fie prin intermediul unor bride de fixare. Planul în care se deschid semimatriţele se numeşte plan de separaţie, [25].

Matriţele de injectat materiale plastice pot lucra pe maşini orizontale (cazul cel mai frecvent), verticale sau pe maşini cu unitate de injectare rabatabilă la 90°. În principal, se deosebesc trei tipuri de matriţe de injectat (figura I.24, a, b şi c) şi anume: - matriţe de injectat cu orificiu de umplere a cavităţii, perpendicular pe planul de separaţie

(figura I.24 a); - matriţe de injectat cu orificiul de umplere a cavităţii în planul de separaţie (figura I.24 b); - matriţe de injectat cu injectare bicomponentă (figura I.24 c).

Fig. I.24. Tipuri de matriţe de injectat:[25], [30], [81]

Semnificaţia notaţiilor din figura I.24 este: 1 - matriţă de injectare; 2 - capul de injectare al

maşinii. Majoritatea matriţelor lucrează folosind injectarea materialului plastic topit printr-un

orificiu perpendicular pe planul de separaţie, acest tip de matriţă putând fi montată atât pe maşini de injectat orizontale cât şi pe cele verticale. Injectarea în planul de separaţie se foloseşte mai rar, de regulă numai pentru piese plane mici, aceste matriţe putând lucra numai pe maşini de injectat verticale sau pe cele cu unitatea de injectare rabatabilă, [25], [81].

În acest caz, placa portpoanson are denumirea de placă de formare. Readucerea sistemului de aruncare în poziţia iniţială poate fi de asemenea asigurată cu ajutorul unor ştifturi şi a unor arcuri elicoidale, iar centrarea poziţiei reciproce a diferitelor plăci ale matriţei de injectat se poate realiza cu ajutorul unor bucşe de centrare în loc de ştifturi de centrare, [25].

De asemenea, în cazul matriţelor mai complexe, în funcţie de sistemul de aruncare, sistemul de deschidere, sistemul de injectare etc., apar în plus o serie de alte elemente componente specifice soluţiilor constructive adoptate.

10

I.3. Factorii care influenţează procesul de injecţie Reperele realizate prin injecţie trebuie să corespundă scopului pentru care sunt construite.

Calitatea, stabilitatea dimensională a pieselor depinde de o serie de factori de influenţă din timpul procesului de injecţie.

Procesul de injectare se poate prezenta ca un sistem alcătuit din maşina şi matriţă de injectat, sistem de tip informatic. Sistemul se caracterizează prin mărimi de intrare, mărimi de ieşire, parametri şi mărimi perturbatoare. Prin analiza sistematică a dependenţelor dintre mărimile de intrare şi mărimile de ieşire este posibilă optimizarea procesului, (figura I.26).

Fig. I.26. Sistemul matriţă - maşină de injectat, [44], [80]

Semnificaţia mărimilor care intervin în figura I.26 este: I - mărimi de intrare (Tc1...Tc3 - temperaturile cilindrului de injectare; TD - temperatura duzei; pc - contrapresiunea la dozare; n - rotaţia melcului; Tm - temperatura materialului; pu - presiunea de umplere; pul - presiunea ulterioară; tu - timpul de umplere; tpui - timpul presiunii ulterioare; tr - timpul de răcire; tt - timpul total; TM1, TM2 - temperaturile matriţei, Sp - perna de material; N - forţa de închidere a matriţei); P - parametri; E - mărimi de ieşire (m - masa piesei injectate; Δm - dispersia masei piesei; 1 – dimensiunea; Δl - dispersia dimensională; F - abaterea de formă;ΔF- dispersia abaterii de formă)

I.3.1. Parametrii sistemului

Variaţia dimensională şi de greutate a piesei injectate se datorează următorilor factori:

- maşina de injectat (precizia comenzii şi reglării, uzură, reproductibilitate);

11

- comportarea materialului termoplastic (amorf sau cristalin, armare cu fibră de sticlă etc.); - concepţia piesei injectate (amplasarea punctului de injectare, dimensiunea digului, repartiţia

grosimii pereţilor etc.) - condiţii de injectare (reglarea maşinii, derularea producţiei); - execuţia şi toleranţele matriţei.

Prin parametrii, în acest context, se înţeleg factori de influenţă care vor fi menţinuţi constaţi ca mărime. Stabilirea lor calitativă se sprijină pe observaţiile din practică şi lucrările experimentale, [40].

Maşinile de injectat indicate pentru fabricarea unor piese injectate de calitate trebuie să îndeplinească, pe cât posibil, următoarele condiţii:

- acţionarea melcului prin motor hidraulic. Motoarele hidraulice permit o reglare fără trepte a turaţiei şi oferă o protecţie eficace la suprasarcină a materialului plastifiat din cilindru;

- melc dotat cu clapetă antiretur; - duză cu autoînchidere prin comandă exterioară. Cele mai potrivite sunt duzele cu închidere

hidraulică; - comanda hidraulică a timpului; - comanda electronică; - reglaj electronic al temperaturii la cilindrul de injectare ±2oC; - grad ridicat de utilizare al cursei de dozare (aproximativ 60÷70%); - posibilitatea reglării temperaturii uleiului din rezervor în scopul menţinerii oscilaţiilor de

temperatură cât mai mici posibil; - asigurarea forţei de închidere necesară.

Structura piesei este importantă în păstrarea stabilităţii şi calităţii piesei injectate. Astfel, se impun câteva reguli de bază:

- la construcţia piesei se impune o demulare uşoară, înclinaţiile de perete trebuie alese corect; - uniformitatea grosimii pereţilor împiedică aglomerarea de material. Se utilizează soluţii

constructive de rotunjire a colţurilor nervurii de rigidizare. Poziţia şi dimensiunile sistemului de injectare nu mai pot fi alese astăzi, la fabricarea

pieselor de precizie, doar din considerente economice. Tot mai mult se iau în considerare principii tehnico-economice.

Mărimile de intrare ale sistemului sunt multiple. Prin modificarea mărimilor de intrare se modifică mărimile de ieşire. Aceste modificări trebuie înţelese atât ca valori absolute cât şi ca evoluţii în timp. Cunoaşterea funcţiei de transfer este necesară pentru dirijarea procesului de injectare şi comandarea corectă.

Mărimile de ieşire sunt în număr limitat. Ele sunt mărimi calitative (greutatea, dimensiunea şi abaterea de formă a piesei injectate).

Mărimile perturbatoare sunt mărimi de intrare în sistemul maşină - matriţă de injectat care nu se pot regla. Din această categorie fac parte:

- influenţele de mediu (temperatură, curent de aer, umiditate, aer); - întreruperile de ciclu (pauze, măsurători);

12

- oscilaţiile de tensiune ale reţelei; - încălzirea inadmisibilă a uleiului hidraulic; - scăpările prin duza de injectare.

Prin observarea atentă a mărimilor de ieşire se pot cunoaşte şi înlătura influenţele mărimilor perturbatoare din timpul fabricaţiei.

Legătura dintre mărimile de intrare şi mărimile de ieşire se stabileşte în majoritatea cazurilor prin încercări.

Mărimile de intrare sunt modificate pas cu pas, iar mărimile de ieşire se stabilesc după atingerea unor valori constante.

Mărimile de intrare se pot clasifica în: - independente de maşina de injectat:

- temperatura materialului; - temperatura matriţei;

- dependente de piesa de injectat: - presiunea de umplere; - presiunea ulterioară - timpul de umplere; - timpul presiunii ulterioare; - cursa de dozare; - perna de material; - forţa de închidere a matriţei; - timpul de răcire.

Contracţia şi deformarea reperelor injectate sunt şi ele influenţate de o serie de factori prezentaţi în figura I.27, [77].

Fig. I.27. Factorii ce influenţează dimensiunile şi precizia reperelor, [77]

13

I.5. Concluzii În urma dezvoltării rapide a domeniului prelucrării materialelor plastice se observă apariţia

maşinilor de injecţie comandate de calculator şi tendinţa de eliminare a factorului uman din întreg procesul de fabricatie prin introducerea roboţilor pentru a creşte şi mai mult randamentul prelucrărilor şi a scădea erorile.

Datorită uşurinţei cu care se pot prelucra materialele polimerice şi a dezvoltării acestora, reperele injectate au aplicabilitate de la industria aeronautică, până la industria de bunuri de larg consum.

După studiile facute se poate afirma că 80% din materialele plastice produse la nivel mondial, sunt procesate prin injecţie, ceea ce demonstrează faptul că acest procedeu se bucură de un randament şi o aplicabilitate ridicată.

Comparativ cu alte metode, prin procedeul de injecţie a materialelor plastice se pot obţine repere cu geometrii complexe fără a mai fi necesare prelucrări ulterioare.

Proiectarea şi execuţia matriţelor au tendinţe de simplificare datorită dezvoltării elementelor modulate ce intră în componenţa acestora. Acest fapt ducând la o proiectare rapidă a matriţelor prin acordarea unei atenţii sporite la partea activă şi la sistemul de răcire al acestora, celelalte elemente putând fi luate din cataloage de piese specifice matriţelor de injecţie.

Avantajul major al materialelor polimerice cu ranfort este acela că se îmbunătăţesc semnificativ proprietăţile mecanice ale acestora, odată cu scăderea greutăţii. Literatura de specialitate prezintă rezultate privind obţinerea reperelor ranforsate cu fibra de sticlă. Sunt foarte puţine rezultate privind injecţia polimerilor cu alte tipuri de ranfort, cum ar fi: fibra de carbon, lemnul lichid, granule de SiC etc.

Preocupările cercetătorilor în domeniul procesului de injectare a maselor plastice sunt numeroase şi axate pe diferite tipuri de materiale. Realizarea practică a reperelor din materiale plastice este întotdeauna precedată de o modelare şi simulare utilizând pachete software de ultimă generaţie. Simulările realizate ating multe aspecte ale procesului de injectare, plecând de la umplerea matriţei până la eficienţa sistemului de răcire. Modelarea şi simularea este obligatorie, rezolvând multe probleme care pot apărea în timpul realizării efective a injecţiei reperelor.

Literatura de specialitate, din ultimii ani, prezintă cercetări experimentale axate pe variaţia presiunii, a volumului specific şi a forţei de închidere în timpul umplerii, ca factori de intrare importanţi ai procesului. Treptat cercetătorii s-au orientat către ranforsarea materialelor plastice cu fibre scurte tocmai pentru a creşte proprietăţile reperelor în funcţionare. Astfel, distribuţia fibrelor atât în zona punctului/punctelor de injectare cât şi sudura fronturilor de topitură este intens studiată pentru diferite materiale plastice. De asemenea cercetările ating şi partea de tribologie şi analiză structurală a reperelor obţinute din materiale plastice.

În urma parcurgerii stadiului actual se poate observa că cercetările existente consultate sunt puţin direcţionate către poliamida 6.6 nature, simplă sau ranforsată cu microsfere sau fibră de sticlă, material plastic cu vaste utilizări în multe domenii de activitate. Din acest punct de vedere

14

considerăm că cercetările privind determinarea proprietăţilor mecanice, în special rezistenţa la impact, şi microindentarea vor completa foarte bine rezultatele existente. De asemenea din literatura de specialitate lipseşte partea de analiză a proprietăţilor termice, (calorimetria diferenţială, analiza XRD) şi de microstructură. Cum este şi firesc, această parte experimentală este precedată de simularea curgerii, verificarea plăcii active şi simularea umplerii matriţei.

15

Capitolul II Maşini, echipamente, metode şi pachete software utilizate în

cercetarea teoretică şi experimentală

II.1. Maşini şi echipamente utilizate la execuţia/controlul matriţei şi obţinerea epruvetelor prin injecţie

Pentru realizarea reperelor din materiale plastice prin injecţie sunt utilizate o serie de maşini şi echipamente începând de la maşini cu comandă numerică utilizate la prelucrarea matriţelor, dispozitive şi echipamente de masură pentru controlul dimensional al pieselor până la maşinile de injecţie necesare obţinerii epruvetelor. II.1.1. Maşina de injecţie SZ800H

Maşina de injecţie SZ800H din cadrul laboratorului de Mecanică Fină şi Nanotehnologii, Departamentul de TCM, Universitatea Tehnică Gheorghe Asachi din Iasi, (responsabil – prof. univ. dr. ec. ing. Dumitru Nedelcu) se încadrează în categoria maşinilor orizontale cu un singur cilindru de injecţie, iar comanda acesteia este electronică, maşina dispunând de un panou de comandă şi un display LCD încorporate.

Fig. II.1. Maşina de injecţie SZ800H

16

Luând în considerare presiunea de injecţie mare la care poate funţiona, acestă maşină poate

fi utilizată şi la injectarea reperelor cu pereţi subţiri, repere care necesită regimuri de lucru speciale.

II.1.2. Sistemul de încălzire al matriţei

Sistemul de încălzire al matriţei este realizat în cadrul laboratorului datorită faptului că achiziţionarea unui astfel de sistem de pe piaţă ar implica costuri ridicate. Acest sistem foloseşte apa ca agent termic pentru temperarea matriţei.

În figura II.2a este reprezentat schematic sistemul de încălzire al matriţei, figura II.2b reprezentând sistemul de încălzire realizat. Din vasul de expansiune, pompa P introduce agentul termic în circuit, iar cu ajutorul termostatului Ts se verifică temperatura agentului termic din vasul de expansiune. În sistemul de încălzire SI intră agentul termic la temperatura T0, este ridicată la temperatua T1 după care agentul termic este introdus în sistemul de temperare al matriţei, prin vasul de expansiune închizându-se circuitul.

Reglarea temperaturii pe matriţă se face prin echilibrarea temperaturilor de pe tur cu cele de pe retur. Măsura temperaturii pe suprafaţa plăcii active a matriţei a fost efectuată cu ajutorul unui termometru fără contact de tip ST660 produs de compania Sentry Optronics Corp.

SI

T0 T1

P

Ts

a. b.

Fig. II.2. Sistemul încălzire al matriţei

II.2. Echipamente utilizate pentru determinarea proprietăţilor mecanice II.2.1. Tribometru CETR UMT-2

Tribometru Universal UMT-2, prezentat în figura II.7, permite obţinerea coeficienţilor de frecare şi vizualizarea parametrilor în timp real, atât a parametrilor introduşi cât şi a parametrilor măsuraţi. Tot cu ajutrul acestui echipament a fost realizată şi microindentarea, studiu ce oferă informaţii despre revenirea şi duritatea materialului.

17

Fig II.7. Tribometru CETR UMT-2

Acest tribometru oferă o varietate de metode de studiere a coeficientului de frecare, cum ar

fi: pin pe disc, bilă pe disc, disc pe disc, şurub piulită, etc.. Precizia de deplasare a axelor este curinsă între 50nm şi 1 micron, [71], [8], [11], [35].

II.2.2. Maşina de testare universală WDW-50

Maşina de testare universală WDW-50 prezentată în figura II.8 este utilizată pentru determinarea rezistenţei la încovoiere şi la tracţiune a epruvetelor. Datorită puterii dezvoltate, echipamentul este special conceput pentru testarea epruvetelor din materiale plastice, fire textile, materiale compozite, etc.

Fig. II.8. Maşina de testare universală WDW-50

Această maşină este echipată cu un servomotor, şi un traductor fotoelectric pentru

măsurarea deplasărilor.

18

II.2.3. Echipamentul de testare la impact CHARPY

Echipamentul utilizat pentru solicitarea la impact prezentat în figura II.9 măsoară energia de impact absorbită de probă în timpul rupturii ca diferență între înălțimea de cădere înainte de spargere și înălțimea de creștere, după ruperea probei se citește valoarea energiei consumate. Acest echipament a fost utilizat în cadrul S.C. ICEFS COM S.R.L. Savinesti, Neamţ.

Fig.II.9. CHARPY Impact Tester

II.3. Echipamente utilizate pentru analiza proprietăţilor termice şi de structură II.3.1. Microscopul electronic Quanta 200 3D SEM-FIB

Microscopul electronic Quanta 200 3D SEM-FIB prezentat în figura II.10 oferă posibilitatea unei analize amănunţite de microstructură a probelor având capacitatea de a folosi un fascicul de ioni pentru a curăţa zona de scanare.

Fig. II.10. Microscopul electronic Quanta 200 3D SEM-FIB

19

II.3.2. Difractometrul cu raze X - X'Pert PRO MRD

Difractometrul X'Pert PRO MRD, prezentat în figura II.11 este sistemul cel mai flexibil echipament pentru studii de difracție cu raze X fiind folosit pentru studii avansate a materialelor, precum şi la caracterizarea metrologică în procesul de dezvoltare a semiconductorilor.

Fig. II.11. Difractometrul X'Pert PRO MRD

Echipamentul este utilizat la o gamă largă de aplicații și este adecvat în special pentru

aplicații de analiză de film subțire, cum ar fi: - analiza curbei de cartografiere și spațiu reciproc; - reflectometrie; - analiza tensiunilor reziduale și textura, [15].

II.3.3. Calorimetrul diferenţial cu baleiaj DSC 200 F3 Maia

Calorimetrul diferenţial cu baleiaj DSC 200 F3 Maia, prezentat în figura II.12 este un echipament robust care combină avantajele tehnologiei moderne având o sensibilitate ridicată și un mod uşor de operare. Folosind azot lichid, intervalul de temperatură este foarte extins, iar principalele caracteristici ale acestui echipament ar fi folosirea unui senzor DSC monolitic de ultimă generaţie și un nou cuptor de argint cu element de încălzire de lungă durată.

Senzorul calorimetrului diferenţial cu baleiaj combină stabilitatea ridicată cu rezoluția îmbunătățită și timpul de răspuns foarte rapid.

Conceptul noului calorimetru cu scanare diferențială DSC 200 F3 Maia, este adaptat pentru aplicații în controlul calității, analiza defectelor și optimizarea proceselor, în special în prelucrarea polimerilor.

20

Fig. II.12. Calorimetrului DSC F3 Maia

II.4. Metode şi pachete software utilizate la simulare II.4.1. Metoda Taguchi

Fig. II.13. Metodologia generală după metoda Taguchi, [52]

Avantajele metodei Taguchi:

- realizarea strictă a planului funcţionării experimentelor; - reducerea numărului de încercări; - studiul efectuat poate cuprinde un număr mare de factori cu stabilirea interacţiunilor dintre

factori; - obţinerea rezultatelor cu maximă precizie şi interpretarea fără erori a rezultatelor;

21

- obţinerea unui model matematic a sistemului studiat.

II.4.2. Pachetul software SolidWorks şi SolidWorks Simulation

Programul 3D CAD SolidWorks (figura II.14) asigură proiectarea reperelor şi produselor, permiţând proiectanţilor să lucreze mai rapid şi mai eficient. Cu SolidWorks, datele de proiectare sunt 100% modificabile, iar relaţiile dintre piese, ansambluri şi desene de executie sunt mereu actualizate.

Acest pachet software are capabilitatea de a edita şi întreţine fişiere DWG în formatul lor nativ prin intermediul DWGeditor, un instrument de editare ce furnizează o interfaţa familiară utilizatorilor de AutoCAD.

SolidWorks Simulation prezentat în figura II.15, pune la dispoziţie instrumente ce extind capabilităţile SolidWorks-ului, acesta putând realiza teste virtuale pentru piese şi ansambluri în vederea optimizării şi validării proiectelor. Acest pachet software este integrat în SolidWorks şi dezvoltat special pentru fişierele de tip CAD realizate in SolidWorks. II.4.3. Pachetul software Cimco

Programul CAM Cimco prezentat în figura II.16, permite realizarea programului de comandă numerică pe baza desenului realizat într-un program CAD. Acest soft este de tip standalone şi lucrează cu fişiere DXF. Permite realizarea automată a diferitelor forme şi contururi, editarea şi vizualizarea programului, operatorul (programatorul) stabilind ordinea tehnologică a operaţiilor.

II.4.4. Pachetul software Simpoe

SimpoeWorks prezentat în figura II.17 este un pachet software cu ajutorul căruia se poate optimiza și valida reperele realizate prin procedeul de injecție.

Fig. II.17. Interfață SimpoeWorks

22

II.5. Concluzii

Maşinile, echipamentele, metodele şi pachetele software utilizate în cercetarea experimentală sunt de ultimă generaţie şi permit obţinerea unor rezultate extrem de concludente. Toate aceste echipamente, cu excepţia ciocanului CHARPY, se găsesc în cadrul laboratorului de la Universitatea Tehnică “Gheorghe Asachi” din Iaşi, ceea ce a însemnat un acces uşor şi economie de timp.

Pachetele software utilizate la proiectarea şi verificarea matriţei sunt printre cele mai noi şi performante softuri de pe piaţă. Utilizarea acestora reduce foarte mult timpul de desenare, axându-se pe parte de proiectare.

Pentru simularea procesului de injecţie şi optimizarea canalelor de distribuţie au fost folosite pachete software dedicate simulării proceselor de injecţie. Datorită performanţei acestora şi a bazelor de date de maşini de injecţie şi materiale plastice, rezultatele obţinute sunt concludente.

Pentru realizarea planului experimental se foloseşte metoda Taguchi deoarece, acesta minimalizează numărul de experimente cu o influenţă minimă asupra preciziei rezultatelor.

23

Capitolul III Contribuţii privind modelarea, simularea şi optimizarea procesului

de injecţie

III.1. Conceperea, planificarea şi realizarea planului experimental

Construirea unui plan fracţionar la nivelele de variaţie a parametrilor de intrare (tabelele III.3; III.4; III.5.) nu este o problemă simplă.

Tabel III.3. Nivelele de variaţie a parametrilor de intrare pentru Poliamida 6 Parametru

intrare Nivele

Ttop [oC] tinj

[s]

tr

[s]

Vinj

[m/min]

Pinj

[MPa]

Tmat

[oC]

Nivelul 1 220 10 4 30 70 40

Nivelul 2 250 15 10 50 90 70

Tabel III.4. Nivelele de variaţie a parametrilor de intrare pentru Poliamida 6.6 + 30% FS Parametru

intrare Nivele

Ttop [oC] tinj

[s]

tr

[s]

Vinj

[m/min]

Pinj

[MPa]

Tmat

[oC]

Nivelul 1 275 10 4 10 40 40

Nivelul 2 295 15 10 30 70 70

Tabel III.5. Nivelele de variaţie a parametrilor de intrare pentru Poliamida 6.6 + 30% MS Parametru

intrare Nivele

Ttop [oC] tinj

[s]

tr

[s]

Vinj

[m/min]

Pinj

[MPa]

Tmat

[oC]

Nivelul 1 265 10 4 10 40 40

Nivelul 2 285 15 10 30 70 70

24

Pentru realizarea fracţionării experimentelui trebuiesc verificate câteva condiţii. O condiţie indispensabilă pentru a se putea calcula efectele unui factor independent de alţi factori, este condiţia de ortogonalitate. Două acţiuni disjuncte (nu comportă factori comuni) sunt ortogonale [70], [76] dacă la fiecare nivel al uneia, toate nivelele celeilelte îi sunt asociate de acelaşi număr de ori în programul experimental. Un plan experimental este ortogonal [70], [76] în raport cu un model dacă toate acţiunile disjuncte ale modelului sunt ortogonale în programul experimental. Pentru verificarea condiţiei de ortogonalitate s-a realizat tabelul III.6, în urma analizei acestuia rezultând că cel mai mic program ortogonal care se poate realiza, este un plan care să comporte opt încercări experimentale.

O a doua condiţie este de a verifica numărul gradelor de libertate. Numărul gradelor de libertate a unui model indică numărul de valori care este necesar să fie calculate pentru a cunoaşte ansamblul coeficienţilor modelului. Este necesar să se facă cel puţin tot atâtea încercări cât numărul gradelor de libertate ale modelului. Conform celor arătate mai sus, avem 13 grade de libertate pentru model, deci în cadrul programului experimental trebuie să avem cel puţin 16 încercări.

Pentru a evita erorile de calcul a modelului experimental, am folosit pachetul software Minitab cu ajtorul căruia am obţinut un numar de 16 experimente ce trebuiesc executate conform tabelului III.7 pentru fiecare tip de material în parte.

Tabel III.7. Panul experimental Factori

Numărul

încercărilor

Ttop [oC] tinj

[s]

tr

[s]

Vinj

[m/min]

Pinj

[MPa]

Tmat

[oC]

1 1 1 1 1 1 1 2 1 1 2 2 2 2 3 2 2 1 1 2 1 4 2 2 2 2 1 2 5 1 1 2 2 1 1 6 1 1 1 1 2 2 7 2 2 2 2 2 1 8 2 2 1 1 1 2 9 2 1 1 2 1 1

10 2 1 2 1 2 2 11 1 2 1 2 2 1 12 1 2 2 1 1 2 13 2 1 2 1 1 1 14 2 1 1 2 2 1 15 1 2 2 1 1 2 16 1 2 1 2 1 2

25

III.2. Conceperea şi proiectarea matriţei de injecţie

Reperul utilizat pentru cercetarea experimentală este o epruvetă conform standardului DIN EN ISO 527-1:1993 şi este prezentat în figura III.5.

Fig.III.5. Epruvetă DIN EN ISO 527-1:1993

Masa reperului se calculează cu ajutorul ecuaţiei (3):

𝑚 = 𝑉𝑟𝑒𝑝 ∙ 𝜌 (3) unde: Vrep - este volumul piesei, iar ρ - densitatea materialului. III.2.3. Proiectarea matriţei de injecţie

Fig. III.7. Etapele proiectării unei matriţe de injecţie, [34] [92]

26

Rezultatele obţinute în urma realizării tuturor calculelor de dimensionare au condus la proiectarea unei matriţe cu două cuiburi. După ce au fost stabilite materialele pentru execuţia matriţei de injecţie s-a trecut la desenarea acesteia, un exemplu din timpul proiectării fiind prezentat în figura III.9 care reprezintă una din plăcile active sau de formare.

Fig. III.9. Reprezentare 3D a plăcii de formare

III.2.4. Verificarea plăcii active la închidere matriţei

Plăcile active ale matriţelor de injecţie sunt realizate, de obicei, din oţeluri înalt aliate.

Acestea, în timpul funcţionării, trebuie să asigure, pe lângă o stabilitate dimensională şi o etanşare completă a cuibului în care urmează să se injecteze piesa. Pe lângă solicitările mecanice la care sunt supuse, plăcile active, mai sunt solicitate şi la solicitări termice ciclice, [36].

Prin verificarea modelului 3D al matriţei se înţelege analiza cu element finit a rezistenţei plăcilor de formare, asupra cărora este exercitată forţa, la o forţa de închidere maximă, respectiv 8000kgf. Discretizarea a fost realizată automat cu elemente finite de tip triunghi, parametrii discretizării fiind prezentaţi în tabelul III.10, în figura III.10 având o reprezentare a acesteia.

Tabel III.10. Proprietăţile discretizării

Proprietăţi Tipul discretizării Solid Puncte Iacobiene 4 puncte Dimensiunea elementului 7.68244 mm Toleranţa 0.384122 mm Numărul total de noduri 80523 Numărul total de elemente 52988 Maximum Aspect Ratio 25.583

27

Percentage of elements with Aspect Ratio < 3 96.2 % Percentage of elements with Aspect Ratio > 10 0.0302 %

Fig. III.10. Reprezentarea discretizării plăcii de formare

Pentru realizarea unui studiu cât mai apropiat de realitate s-a procedat la fixarea completă a

feţei ce intra în contact cu placa de răcire şi o fixare a părţilor laterale ale plăcii de formare care permite alunecarea faţă de placa port-placă de formare.

După realizarea analizei, în figura III.11 se poate observa distribuţia solicitării la compresiune în placa de formare cu cele două cuiburi şi reţeaua de distribuţie.

Zona albastră reprezintă zona în care solicitările sunt minime iar zona roşie prezintă solicitarile maxime ce au valoarea de 11.788 106N/m2.

Fig.III.11. Distribuţia solicitării la compresiune

28

Figura III.12 prezintă deformaţiile plăcii de formare la forţa de închidere maximă, acestea avand valoarea minimă de 0mm în zona albastră şi 0,001mm în zona rosie, fiind deplasarea maximă.

Fig III.12. Distribuţia deformaţiilor în placa de formare

III.3. Simularea curgerii în matriţă în vederea optimizării reţelei de injecţie

După calcularea şi stabilirea dimensiunilor elementelor componente ale matriţei de injecţie şi a numărului de cuiburi, este necesară o optimizare a reţelei de distribuţie în matriţă. În urma studierii literaturii în acest domeniu, de preferat este să se găsească traseul cel mai scurt de la culee până la punctul de injecţie, aşa cum este prezentat în figura III.13, [7].

Fig.III.13. Placa de formare

29

Având în vedere că în cazul prezentat în figura III.13, poziţionarea punctului de injecţie influenţează atât rezistenţa la tracţiune cât şi modul de orientare a fibrelor [37], [83], prezentate în figura III.14, Soluţia prezentată, deşi are cea mai scurtă reţea de injectare, mai poate fi adoptată. În aceste condiţii se adoptă varianta în care punctul de injectare pe se află într-o zonă neutră din punct de vedere a influenţei orientării fibrelor în piesă, spre capătul epruvetelor.

Fig. III.14. Orientarea fibrelor

În figura III.15 este prezentată o variantă optimizată a traseelor canalelor de distribuţie,

variantă ce reprezintă forma finală a plăcii de formare.

Fig. III.15. Placa de formare în formă finală

După realizarea optimizării canalelor de distribuţie şi a conceperii plăcii active, s-a reluat

simularea pentru a studia aşezarea fibrelor în piesă, obţinându-se, în zona solicitărilor o distribuţie liniară, aşa cum este prezentat în figura III.16.

30

Fig. III.16 Orientarea fibrelor pentru varianta optimizată

III.4. Simularea umplerii matriţei de injecţie

Umplerea cavităţii matriţei de injecţie reprezintă etapa din procesul de injecţie prin care materialul plastic topit este introdus cu presiune, prin canalele ce distribuţie, în cuiburi, [1]. Defectele frecvente apărute la această etapă sunt umplerile incomplete datorate solidificării materialului plastic înainte de a se face umplerea completă, [75].

Analiza studiază procesul de umplere a cavităţii matriţei folosind metoda elementelor finite. Programele de simulare permit vizualizarea modului de umplere a cavităţii fiind evidenţiate punctele unde rezistenţa mecanică este scăzută, unde se găsesc incluziuni de aer etc..

Parametrii utilizaţi pentru realizarea simulării sunt prezentaţi în tabelul III.3, pentru poliamida 6 nature iar valorile acestora sunt corespunzătoare experimentului 1 din tabelul III.8.

Astfel, în urma simulării rezultatele obţinute sunt prezentate în tabelul III.12:

Tabelul III.12. Rezultatele simulării Forţa de închidere pe direcţia X 2,790 Tone Forţa de închidere pe direcţia Y 5,320 Tone Forţa de închidere pe direcţia Z 1,140 Tone Presiunea de injecţie 70 Mpa Temperatura maximă a topiturii 220,260 oC Temperatura medie a topiturii 199,630 oC Tensiunea maximă de forfecare 0,260 Mpa Rata maximă de forfecare 1737,270 1/sec Timpul de răcire 3 sec

În figura III.17, este prezentată poziţia fluxului de topitură la anumite intervale. Regiunile

albastre reprezintă începutul procesului de umplere al cavităţii iar regiunile roşii reprezintă zona de umplere completă a cavităţii într-un timp prestabilit de planul experimental.

31

Fig. III.17. Tipul de umplere

Presiunea atmosferică este definită ca fiind raportul dintre forţa normală şi unitatea de

suprafaţă. În procesul de injecţie, forţa de injectare, dată de şurubul sau pistonul din cilindrul de injecţie, este folosită pentru împingerea materialului topit în interiorul cavităţii, [44]. Forţa de injectare se propagă prin intermediul topiturii rezultând o distribuţie de presiuni în interiorul cavităţii, aşa cum se poate observa în figura III.18. Zona roşie prezintă valori mari a presiunii de injectie şi respectiv, zona albastră pesiuni scăzute. După cum se poate observa, distribuţia presiunii la sfârşitul perioadei de injectare are valori mari în zona punctului de injecţie şi valori reduse pe zonele cele mai îndepărtate deoarece trebuie să se menţină un debit constant de topitură, iar zona de contact a topiturii cu cavitatea este în creştere.

În cazul reperelor cu pereţi subţiri presiunile cresc mult mai mult deoarece in timpul procesului de umplere apare şi fenomenul de solidificare ceea ce duce la o creştere a rezistenţei la umplere.

Fig.III.18. Presiunea la sfarşitul injectării

32

În figura III.19 se prezintă distribuţia temperaturii centrale la sfârşitul perioadei de umplere a cavităţii şi se defineşte ca fiind temperatura cea mai ridicată din interiorul cavităţii, fiind situată la distanţa cea mai îndepărtată de pereţii cavităţii. Această temperatură poate avea o scădere bruscă în zonele în care peretele reperului injectat are pereţii foarte subţiri (zona de sfârşit a culeei). Zona roşie reprezintă zona cu cele mai mari temperaturi, în timp ce în zona albastră sunt cele mai joase valori ale temperaturii.

Fig.III.19. Temperatura centrală la sfârşitul umplerii

Figura III.20 prezintă o distribuţie a temperaturii medii de pe suprafaţa pereţilor cavităţii,

semnificaţia cromatică fiind identică cu cea de la distribuţia temperaturii centrale prezentată în figura III.19.

O neuniformitate accentuată a distribuţiei temperaturii medii duce la producerea unor contracţii deformaţii foarte mari a reperului injectat.

Fig. III.20 Temperatura medie a topiturii

33

Variaţia temperaturii volumului topiturii este prezentată în figura III.21 şi reprezintă temperatura medie a topiturii, în mişcare, între pereţii cavităţii pe toată suprafaţa acesteia. În cazul în care viteza de deplasare a topiturii este zero, temperatura volumului topiturii este egală cu temperatura medie. În general această temperatură este cea mai ridicată în zonele în care viteza de curgere a topiturii este mare. Acestă distribuţie poate oferi informaţii despre zonele în care polimerul se încălzeşte în exces şi poate apărea fenomenul de degradare.

Fig. III.21. Temperatura volumului topiturii

Temperatura fluxului de topitură reprezintă temperatura din zona frontală a debitului de

polimer topit în zona centrală. Variaţia temperaturii fluxului de topitură este prezentată în figura III.23, iar semnificatia cromatică este aceeaşi cu cele prezentate la graficele de variaţie a temperaturii.

Fig. III.23. Temperatura fluxului de topitură

34

În timpului procesului de injecţie, polimerul este supus unei încălziri suplimentare datorate forfecării ceea ce poate duce la o creştere a temperaturii acestuia mai mare decât temperatura de topire. Prin simulare se poate determina creşterea acestei temperaturi şi este recomandat sa nu depăşească, cel mult 30oC. În cazul prezentat în figura III.24 valoarea acestei temperaturi este de 1,09 oC în zona culeei, ceea ce nu influenţează zona piesei.

Fig. III.24. Creşterea temperaturii după umplere

Tensiunea de forfecare este definită ca fiind forţa de forfecare pe unitatea de suprafaţă. O

valoare mare a tensiunii de forfecare ce apare între peretele cavităţii şi topitură poate duce la creşterea tensiunii interne şi la suprafeţe cu rugozitate mare.

În figura III.25 este prezentată distribuţia tensiunii de forfecare la umplerea cavităţii pe un singur cuib, având în vedere simetria reperului. Valoarea maximă a tensiunii de forfecare rezultată în urma simulării este de 0,23 MPa, iar valoarea admisibilă pentru poliamidă este de 0,31 MPa şi se regăseşte în zonele marcate cu roşu.

Fig.III.25. Tensiunea de forfecare

35

Gradul de forfecare prezentat în figura III.26 se defineşte ca fiind modificarea tensiunii de

forfecare în unitarea de timp. În urma simulării, valoarea maximă ratei de forfecare este 1119,0891/sec şi este prezentă în zona inroşită.

Fig. III.26. Gradul de forfecare

Varaţia contracţiei volumice din figura III.27 are valoarea maximă de 11,8254% şi este

fenomenul care apare la răcirea reperului până la temperatura mediului ambiant după scoaterea din matriţă.

Fig. III.27. Contracţia volumică

Variaţia timpului de răcire este prezentată în figura III.28, valoarea maximă fiind de 40,51s

şi se regăseşte în zona culeei.

36

Fig. III.28. Timpul de răcire

Fenomenul de apariţie a unor depresiuni pe suprafaţa pieselor injectate în timpul procesului

de răcire, numite şi supturi, apare datorită solidificării neuniforme a materialului plastic, respectiv, după solidificarea materialului din zona de contact cu matriţa, are loc şi solidificarea materialului din interior, fenomen ce produce o contracţie a materialului în zona respectivă şi creează o deformaţie. În figura III.29 este prezentat acest fenomen, valoarea maximă a deformaţiei fiind de 0,035mm, deformaţie apărută în zona culeei şi a canalelor de distribuţie.

Fig. III.29. Distribuţia supturilor pe piesă În figura III.30, este prezentată variaţia temperaturii reperului după umplerea completă a

cavităţii matriţei. Valoarea maximă obţinută în urma simulării este de 157,08oC.

37

Fig. III.30. Temperatura sfârşitul umplerii Fig. III.31. Orientarea fibrelor

În figura III.31, se poate obseva modul de orientare a fibrelor şi distribuţia acestora. În urma simulării rezultatele obţinute sunt prezentate în tabelul III.13.

Tabelul III.13. Rezultatele simulării la compactare Temperatura maximă 217.710 oC Temperatura medie 170.140 oC Tensiunea maximă de forfecare 0.670 MPa Rata de forfecare 2.5559 1/sec Tensiunea reziduală 97.220 MPa

Rezultatele în urma simulării privind încovoierea piesei sunt prezentate în figurile III.32,

III.33, III.34 pentru fiecare axă de deplasare, figura III.35 prezentând deplasările pe toate direcţiile. Tabelul III.14, prezintă valorile maxime ale încovoierii pe fiecare axă.

Fig. III.32. Deplasarea pe axa X Fig. III.33. Deplasarea pe axa Y

38

Fig. III.34. Deplasarea pe axa Z Fig. III.35. Deplasarea totală

Tabel III.14. Încovoierea maximă în urma simulării Deplasarea pe direcţia X 0,1688 mm Deplasarea pe direcţia Y 0,5745 mm Deplasarea pe direcţia Z 0,9546 mm Deplasarea totală 1,1204 mm

Variaţia forţei de închidere a matriţei este prezentată doar pentru axa X deoarece forma şi

configuraţia piesei nu necesită o matriţă complexă cu deschideri pe mai multe direcţii. În urma procesului de optimizare şi simulate a procesului de injecţie, reperul obţinut este

prezentat în figura III.39a, modelul 3D fiind prezentat în figura III.39b, desenul de execuţie regăsindu-se în anexa II.

a.

Fig. III.39. Piesa injectată

III.5. Prelucrarea şi pregătirea epruverelor Epruvetele au fost realizate în cadrul laboratorului de Mecanica Fină şi Nanotehnologii, în

figura III.40 fiind prezentate toate probele obţinute prin injecţie pentru cele trei materiale utilizate în cercetarea de faţă.

39

Fig. III.40. Epruvete injectate

Pentru determinarea rezistenţei la încercări mecanice precum: tracţiune, încovoiere şi

impact, au fost selectate câte trei epruvete pentru fiecare experiment din planul experimental. Figurile III.41a, b, c prezentă imagini din faza de pregătire a probelor pentru încercările mecanice mai sus amintite.

a. Epruvete tracţiune b. Epruvete încovoiere

c. Epruvete impact

Fig. III.41. Pregătirea probelor pentru încercările mecanice

Pentru determinarea variaţiei coeficientului de frecare şi a variaţiei încărcare-deformaţie (microindentare) au fost prelevate probe din epruvetele la care valorile rezistenţei la traţiune, încovoiere şi împact au fost maxime, precum şi din cele la care s-a obţinut deformaţia maximă. În figurile III.42a, b, sunt prezentate probele necesare acestor tipuri de determinări.

40

a. Epruvete coeficient de frecare b. Epruvete microindentare

Fig. III.42. Pregătirea probelor pentru determinarea coeficientului de frecare şi a microindentării

III.6. Concluzii Stabilirea factorilor ce pot fi modificaţi pentru a realiza planul experimental au rezultat în

urma unei analize sistemice a procesului de injecţie. Nivelele de variaţie a factorilor stabiliţi au fost aleşi în aşa fel încât să nu fie influenţate proprietăţile materialelor plastice, repectiv să fie evitată degradarea materialului plastic în timul prelucrării.

Planul experimental s-a realizat folosind metodologia Taguchi. Utilizând această metodologie am redus numărul experimentelor la 16, prin folosirea unui plan fracţionat de tip L16, comparativ cu un plan factorial complet în care rezultau un număr de 64 de exprimente.

Utilizarea pachetelor software de analiză cu elemente finite la simularea procesului de injectare a oferit posibilitatea de a vizualiza şi analiza fenomenele ce apar în cavitatea matriţei. Această posibilitate de simulare are un avantaj major rezultat din faptul că procesul de injecţie a materialelor plastice se desfăşoară în cavitatea matriţei şi nu oferă posibilitatea de a studia în fenomenele apărute în timpul procesului. Un alt avantaj major a simulării curgerii materialelor plastice în matriţă este acela că oferă posibilitatea optimizării canalelor de distribuţie şi a punctelor de injectare, reducând semnificativ numărul de prototipuri fizice ce trebuie realizate şi timpii de concepere şi proiectare a unei matriţe.

Prin optimizarea punctului/punctelor de injecţie, cu ajutorul simulării, se poate analiza, pe lângă linia de sudură a fronturilor de topitură, şi orientarea fibrelor (pentru materialele ranforsate cu fibre) sau a liniilor de curgere în matriţă.

41

Capitolul IV Contribuţii experimentale privind determinarea proprietăţilor

mecanice

IV.1. Determinarea rezistenţei la tracţiune

Încercările la tracţiune uniaxială au fost realizate pe maşina de încercat universală WDW 50E, din cadrul Laboratorului de Rezistenţa Materialelor, Facultatea de Mecanică din Universitatea Tehnică “Gheorghe Asachi” din Iaşi, utilizând o viteza de testare pentru poliamida 6.6 nature de 50mm/min, iar pentru poliamidele 6.6 armate cu 30% fibră de sticlă respectiv 30% microsfere de sticlă cu 2mm/min, distanţa între bacuri fiind de 115 mm conform standardului STAS ISO 527. Pentru fiecare linie din planul de experiment (tabelul III.7) au fost încercate la tracţiune uniaxială un număr de trei epruvete pentru calcularea mediei rezultatelor experimentale obţinute, testarea realizându-se până la ruperea completă a probei. În figurile IV.1a, b sunt prezentate imagini din timpul încercării la tracţiune pe maşina de incercat universală WDW-50E.

a. Solicitarea la întindere b. Reprezentare după ruperea epruvetei

Fig. IV.1. Imagini din timpul încercării la tracţiune IV.1.1 Determinarea rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature

În tabelul IV.1 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma solicitărilor la tracţiune a

epruvetelor prelucrate prin injecţie din poliamida 6.6 nature. Figura IV.2 şi figura IV.3 prezintă curbele de variaţie pentru rezultatele obţinute.

42

Fig. IV.2. Variaţia tensiunii la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature

Fig. IV.3. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 nature

Se poate observa că pentru experimentele de la 1 la 8 variaţia tensiunii la tracţiune şi

deformaţia au valori proporţionale, respectiv, odată cu creşterea tensiunii creşte şi deformaţia. În cazul experimentelor de la 9 la 16 această regulă nu mai este valabilă, observându-se o scădere a deformaţiei chiar dacă tensiunea creşte, o excepţie fiind remarcată în cadrul experimentului 16.

Pentru poliamida 6.6 nature, în figura IV.4 este prezentată variaţia tensiunii în funcţie de deformaţie pentru experimentul 9, unde tensiunea are valoarea cea mai mare. Conform planului experimental prezentat în tabelul III.7, pentru acest experiment temperatura materialului şi viteza de injecţie au avut valorile maxime (valorile de pe nivelul 2 de variaţie conform tabelului III.3). La o analiza a profilului obţinut în urma solicitării la tracţiune se poate observa că după atingerea tensiunii maxime apare un fenomen de curgere în care deformaţia creşte în timp ce tensiunea scade până la un punct după care aceasta se stabilizează sau are o creştere foarte uşoară până la rupere. Profilul trasat în urma solicitării la tracţiune pentru acest experiment, descrie o curbă de variaţie asemănătoare curbelor obţinute pentru materialele ductile.

43

Fig. IV.4. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 nature în

cadrul experimentului 9 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature, este prezentată grafic în figurile IV.5a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

44

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.5. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că timpul de răcire are o influenţă foarte mică asupra rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 nature în timp ce temperatura matriţei are cea mai mare influenţă. Totodată se poate observa o scădere a rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature în cazul în care presiunea de injecţie, timpul de răcire şi temperatura matriţei au valori situate pe nivelul doi de variatie. Acest fapt nu este valabil în cazul temperaturii topituriim timpului de injecţie şi vitezei de injecţie, situaţie în care se înregistrează o creştere a rezistenţei la tracţiune odată cu trecerea acestor parametri la nivelul doi de variaţie.

Deformaţia este maximă, având o valoare de 69,24% în cadrul experimentului 1 din planul experimental, valorile tuturor parametrilor fiind minime, situate pe nivelul 1 (tabelul III.3). Curbele de variaţie între tensiunea la tracţiune şi deformaţie sunt prezentate în figura IV.6, unde se poate observa faptul că şi în cadrul acestui experiment, profilul acestora, descrie o curbă asemănătoare materialelor ductile, asemănătoare experimentului 9 în care tensiunea la tracţiune era la valoarea maximă.

Fig. IV.6. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 nature în

cadrul experimentului 1 din planul experimental Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

deformaţiei obţinute la solicitarea la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature, este prezentată grafic în figurile IV.7a, b, c, d, e, f.

45

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.7. Influenţa parametrilor de intrare asupra deformaţiei obţinute la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

Din analiza graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental,

rezultă că timpul de injecţie are influenţa cea mai mare asupra deformaţiei la solicitarea la tracţiune a epruvetelor din poliamidă 6.6 nature iar timpul de răcire are influenţa cea mai mică. Se poate observa o creştere a deformaţiei la solicitarea la tracţiune pentru poliamida 6.6 nature pentru cazurile în care viteza de injecţie, timpul de răcire, temperatura topiturii şi timpul de

46

injecţie, au valori situate pe nivelul doi de variatie. Scăderea deformaţiei apare în cazurile în care valorile parametrilor: temperatura matriţei şi presiunea de injecţie, au valori de pe primul nivel de variaţie.

IV.1.2 Determinarea rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Comparativ cu poliamida 6.6 nature, la poliamida ranforsată se observă o creştere a

tensiunii la tracţiune şi o scădere semnificativă a deformaţiei. În urma analizei tuturor experimentelor se observă faptul că valoarea deformaţiei nu este dependentă de tensiunea de întindere, asa cum s-a putut observa la primele experimente de la poliamida 6.6 nature.

Fig. IV.8. Variaţia tensiunii la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Fig. IV.9. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, în figura IV.10 este prezentată

variaţia tensiunii în funcţie de deformaţie pentru experimentul 4, unde tensiunea la tractiune are valoarea cea mai mare. La o analiză a profilului obţinut în urma solicitării la tracţiune se poate afirma că solicitarea la tracţiune pentru acest material descrie o curbă de variaţie asemănătoare curbelor obţinute pentru materiale elastice.

Valoarea maximă a tensiunii la tracţiune obţinută pe probele de la experimentul 4 (figura IV.10) care au fost realizate, conform planului experimental, utilizând cinci parametri de injecţie

47

de pe nivelul 2 de variaţie, cel de al şaselea, respectiv, presiunea de injecţie fiind de pe nivelul 1 de variaţie.

Fig. IV.10. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă la experimentul 4 din cadrul planului experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.11a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire d. Influenţa vitezei de injecţie

48

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.11. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la treacţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că viteza de injecţie are o influenţă foarte mică asupra rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă în timp ce influenţa cea mai mare o are temperatura matriţei. Scăderea rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă se observă în cazul în care presiunea de injecţie, viteza de injecţie şi temperatura topiturii au valori situate pe nivelul doi de variatie.

Deformatia maximă de 4,541%, aparută în timpul solicitării la tracţiune corespunde experimentului 1, valorile tuturor parametrilor utilizaţi la prelucrarea probelor fiind situate pe nivelul 1. Curba de variaţie pentru acest experiment este prezentată în figura IV.12. Ca şi în cazul de mai sus profilul curbei de variaţie este asemănător cu cel al materialelor elastice. Se poate observa că odată cu creşterea deformaţiei, tensiunea maximă are uşoare tendinţe de scădere.

Fig. IV.12. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă la experimentul 1 din cadrul planului experimental Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

deformaţiei obţinute la solicitarea la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă este prezentată grafic în figurile IV.13a, b, c, d, e, f.

49

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.13. Influenţa parametrilor de intrare asupra deformaţiei obţinute la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că influenţa cea mai mare asupra deformaţiei epruvetelor din poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă la solicitarea la tracţiune o are temperatura topiturii, în timp ce timpul de injecţie are influenţa cea mai mică. Se poate observa o creştere a deformaţiei la solicitarea la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă în cazurile în care timpul de injecţie şi temperatura matriţei, au valori situate pe nivelul doi de variaţie. Scăderea deformaţiei apare în cazurile în care valorile parametrilor: temperatura

50

topiturii, timpul de răcire, viteza de injecţie şi presiunea de injecţie, au valori situate pe nivelul doi de variaţie. IV.1.3 Determinarea rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

În tabelul IV.3 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma solicitărilor la tracţiune a

epruvetelor obţinute prin injecţie din poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, figura IV.14 şi figura IV.15 prezentând curbele de variaţie pentru rezultatele obţinute pentru toate experimentele.

Fig. IV.14. Variaţia tensiunii la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de

sticlă

Fig. IV.15. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

La poliamida ranforsată cu 30% microsfere de sticlă se observă, în urma analizei tuturor

experimentelor, faptul că valoarea deformaţiei variază invers proporţional cu valoarea tensiunii la tracţiune.

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, în figura IV.16 este prezenată variaţia tensiunii în funcţie de deformaţie pentru experimentul 10, unde tensiunea la tracţiune are valoarea cea mai mare, iar din punct de vedere al parametrilor de prelucrare timpul şi viteza de

51

injectare au valori minime, ceilalţi parametri fiind situaţi pe nivelul maxim. La o analiza a profilului obţinut în urma solicitării la tracţiune se poate afirma că este descrisă o curbă de variaţie asemănătoare curbelor obţinute pentru materiale elastice.

Neregularităţile care apar pe curbele de variaţie din figurile IV.16 şi IV.18 sunt datorate apariţiei fisurilor în material în timpul solicitării.

Fig. IV.16. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6

ranforsată cu 30% microsfere de sticlă la experimentul 10 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.17a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

52

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.17. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că timpul de injecţie are influenţa cea mai mare asupra rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă în timp ce influenţa cea mai mică o are timpul de răcire. Tendinţa de scădere a rezistenţei la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă se observă în cazurile în care valorile parametrilor: timpul de injecţie, viteza de injecţie şi temperatura matriţei, au valori situate pe nivelul doi de variatie.

Deformaţia cea mai mare aparută în timpul solicitării la tracţiune apare la experimentul 6 unde presiunea de injecţie şi temperatura matriţei au valorile maxime, restul parametrilor având valorile minime. Curba de variaţie pentru acest experiment este prezentată în figura IV.18, aceasta având, o variaţie asemănătoare materialelor fragile, la care, după o anumită limită a tensiunii apare şi o deformaţie specifică materialelor elastice. Se observă că odată cu creşterea deformaţiei apare o scădere a tensiunii maxime la tracţiune. Diferenţele apărute între valoarea minimă a deformaţiei şi valoarea maximă pot fi datorate neomogenităţii materialului.

Fig. IV.18. Variaţia tensiunii la tracţiune în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6

ranforsată cu 30% microsfere de sticlă în cadrul experimentului 6 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra deformaţiei obţinute la solicitarea la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.19a, b, c, d, e, f.

53

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.19. Influenţa parametrilor de intrare asupra deformaţiei obţinute la tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă) În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că temperatura topiturii influenţează semnificativ deformaţia epruvetelor din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă la solicitarea la tracţiune în timp ce timpul de injecţie are influenţa cea mai mică. Creşterea deformaţiei la solicitarea la

54

tracţiune pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, apare în cazurile în care viteza de injecţie şi temperatura matriţei au valori situate pe nivelul doi de variaţie. Deformaţia scade în cazurile în care valorile parametrilor: temperatura topiturii, timpul de răcire şi presiunea de injecţie, au valori situate pe nivelul doi de variaţie.

În anexele III.1÷III.12 sunt prezentate integral toate graficele de variaţie a tensiunilor în funcţie de deformaţie pentru cele trei materiale utilizate în cadrul cercetării experimentale.

IV.2. Determinarea rezistenţei la încovoiere

Încercarea la încovoiere este una dintre cele mai complexe solicitări mecanice, deoarece sunt produse simultan atat deplasări liniare cât şi rotiri în jurul axei de îndoire, aceasta devenind o solicitare compusă.

Încercările la încovoiere au fost realizate pe o maşină de încercat universală WDW 50E, din cadrul Laboratorului de Rezistenţa Materialelor, Facultatea de Mecanică din Universitatea Tehnică “Gheorghe Asachi” din Iaşi, utilizând o viteză de testare pentru poliamida 6.6 natur şi pentru poliamidele 6.6 armate cu 30% fibră de sticlă respectiv 30% microsfere de sticlă de 20mm/min, distanţa între role fiind de 70mm iar diametrul rolelor de 25mm. Forţa a fost aplicată la jumătatea distanţei dintre rolele de sprijin, epruvetele fiind aşezate pe latura de 10mm. Pentru fiecare linie din planul de experimente (tabelul III.7) au fost încercate la încovoiere un număr de trei epruvete pentru calcularea mediei valorilor rezultatelor experimentale obţinute. În figurile IV.20a, b sunt prezentate imagini din timpul încercării la tracţiune pe maşina de încercat universală WDW-50E.

a. Solicitarea la încovoiere b. Trasarea graficului în timpul încercării

Fig. IV.20. Imagini din timpul solicitării la încovoiere IV.2.1 Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 nature

În tabelul IV.4 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma solicitărilor la încovoiere a

epruvetelor obţinute prin injecţie din poliamida 6.6 nature, figura IV.21 şi figura IV.22 prezentând curbele de variaţie.

La poliamida 6.6 nature, deformaţia are o valoare de aproximativ 30% pentru toate experimentele deoarece la solicitarea la încovoiere, nu s-au obţinut fisuri sau ruperi ale probelor.

55

Fig. IV.21. Variaţia tensiunii de încovoiere pentru poliamida 6.6 nature

Fig. IV.22. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 nature

Pentru poliamida 6.6 nature, în figura IV.23 este prezentată variaţia tensiunii la încovoiere

în funcţie de deformaţie în cadrul experimentului 5 din planul experimental, unde timpul de răcire şi viteza de injecţie au valori maxime, ceilalţi parametri având valori din nivelul 1 de variaţie. În urma solicitării tensiunea la încovoiere pentru acest experiment are valoarea cea mai mare.

Fig. IV.23. Variaţia tensiunii la încovoiere în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 natur

în cadrul experimentului 5 din planul experimental

56

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 nature, este prezentată grafic în figurile IV.24a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.24. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la încovoiere pentru poliamida 6.6 nature ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că temperatura matriţei are influenţa cea mai mare asupra

57

rezistenţei la încovoiere a poliamidei 6.6 nature în timp ce influenţa cea mai mică se regăseşte pentru presiunea de injecţie. Tendinţa de scădere a rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 nature se observă în cazul în care timpul de injecţie, timpul de răcire şi temperatura matriţei au valori ridicate, situate pe nivelul doi de variatie.

Analiza influenţei asupra deformaţiei a parametrilor din planul experimental nu a fost posibilă pentru poliamida 6.6 nature, deoarece testele au fost oprite la o deformaţie maximă de 30mm, pentru a evita coliziunea între reazeme. IV.2.2 Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

În tabelul IV.5 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma solicitărilor la încovoiere a

epruvetelor prelucrate prin injectie din poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibra de sticlă, figura IV.25 şi figura IV.26 prezentând curbele de variaţie pentru aceste rezultate.

Fig. IV.25. Variaţia tensiunii de încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de

sticlă

Fig. IV.26. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, în figura IV.27 este prezentată

variaţia tensiunii în funcţie de deformaţie pentru experimentul 8 în cadrul căruia, conform planului experimental, temperatura matriţei, a topiturii şi timpul de injecţie au valori de pe

58

nivelul 2 de variaţie, ceilalţi parametri rămânând cu valori de pe nivelul 1. Tensiunea la încovoiere are valoarea cea mai mare pentru acest experiment. La o analiză a profilului obţinut în urma solicitării la încovoiere se poate observa apariţia unor fisuri (la proba P2) şi ruperea completă la o deformatie medie de 26,635 mm.

Fig. IV.27. Variaţia tensiunii la încovoiere în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6

ranforsată cu 30% fibră de sticlă în cadrul experimentului 8 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.28a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

59

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.28. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că temperatura matriţei are influenţa cea mai mare asupra rezistenţei la tracţiune a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă în timp ce, influenţa cea mai mică o are timpul de răcire. La creşterea valorii de la primul nivel de variaţie la nivelul doi pentru viteza de injecţie, apare o tendinţă de scădere a rezistenţei la încovoiere pentru epruvetele din poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă. În cazul celorlalti parametri, creşterea valorilor la nivelul doi duce la o creştere a rezistenţei la încovoiere.

Deformaţia cea mai mare aparută în timpul solicitării la încovoiere apare la experimentul 14, curba de variaţie pentru acest experiment fiind prezentată în figura IV.29, aceasta având, o variaţie asemănătoare cu cea din experimentul 8. Se obsevă că odată cu creşterea deformaţiei apare o tendinţă uşoară de scădere a tensiunii maxime de încovoiere. În cazul probei P2 la care ruptura apare mult mai devreme decât la celelate două probe se datorează unei neomogenităţi a materialului în zona solicitării.

Fig. IV.29. Variaţia tensiunii la încovoiere în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6

ranforsată cu 30% fibră de sticlă pentru experimentul 14 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra deformaţiei obţinute la solicitarea la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.30a, b, c, d, e, f.

60

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.30. Influenţa parametrilor de intrare asupra deformaţiei obţinute la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

Temperatura materialului are influenţa cea mai mare asupra deformaţiei la solicitarea la

încovoiere a epruvetelor din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă iar timpul de răcire are influenţa cea mai mică. Se poate observa o creştere a deformaţiei la solicitarea la întindere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă în cazul în care viteza de injecţie are valori

61

situate pe nivelul doi de variatie. Scăderea deformaţiei odată cu creşterea valorilor parametrilor apare în cazurile celorlalţi cinci parametri.. IV.2.3. Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

În tabelul IV.6 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma solicitărilor la încovoiere a

epruvetelor prelucrate prin injecţie din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, figura IV.31 şi figura IV.32 prezentând curbele de variaţie pentru aceste rezultate.

Fig. IV.31. Variaţia tensiunii de încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere

de sticlă

Fig. IV.32. Variaţia deformaţiei pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, în figura IV.33 este prezentată

variaţia tensiunii în funcţie de deformaţie pentru experimentul 10, în cadrul căruia timpul de injecţie şi viteza de injecţie au valori din primul nivel de variaţie. În urma solicitării la încovoiere a epruvetelor a rezultat că pentru acest experiment valoarea tensiunii la încovoiere este cea mai mare. La o analiză a profilului obţinut în urma solicitării la încovoiere se observă apariţia unor fisuri şi ruperea completă, curbele rezultate a celor trei probe având un profil ce defineşte un material fragil.

62

Fig. IV.33. Variaţia tensiunii la încovoiere în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă pentru experimentul 10 din planul experimental

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.34a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

63

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.34. Influenţa parametrilor de intrare asupra tensiunii la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În urma analizei graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul

experimental, se poate observa că viteza de injecţie are o influenţă foarte mică asupra rezistenţei la încovoiere a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă în timp ce influenţa cea mai mare o are temperatura topiturii. Scăderea rezistenţei la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă se observă în cazul în care timpul de injecţie şi temperatura matriţei au valori situate pe nivelul doi de variatie.

Deformaţia cea mai mare aparută în timpul solicitării la încovoiere apare la experimentul 15, curba de variaţie pentru acest experiment fiind prezentată în figura IV.35. Totodată, se observă ca odată cu creşterea deformaţiei apare o scădere semnificativă a tensiunii maxime de încovoiere şi o neuniformitate, mult mai evidenţa pentru proba P1, datorită apariţiei fisurilor.

Fig. IV.35. Variaţia tensiunii la încovoiere în funcţie de deformaţie pentru poliamida 6.6

ranforsată cu 30% fibră de sticlă pentru experimentul 15 din planul experimental Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

deformaţiei obţinute la solicitarea la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.36a, b, c, d, e, f.

64

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.36. Influenţa parametrilor de intrare asupra deformaţiei obţinute la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă) O influenţă majoră asupra deformaţiei la solicitarea la încovoiere a epruvetelor din

poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă o are temperatura topiturii, iar timpul de răcire are o influenţă nesemnificativă. Creşterea deformaţiei la solicitarea la încovoiere pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă apare în cazul în care temperatura matriţei creşte. În cazul celorlaţi parametri se observă faptul că odată cu creşterea valorii de la nivelul unu de variaţie la nivelul doi, deformaţia scade.

65

În anexele IV.1-IV.12 sunt prezentate integral toate graficele de variaţie a tensiunilor în funcţie de deformaţie pentru cele trei materiale utilizate în cadrul cercetării.

IV.3. Determinarea rezistenţei la impact

Determinarea rezistenţei la şoc pentru materialele polimerice a fost făcută conform standardului SR EN ISO 179, fiind urmărit comportamentul la impact a celor trei materiale studiate: poliamida 6.6 nature, poliamida ranforsată cu 3% fibră de sticlă şi poliamida ranforsată cu 30% microsfere de sticlă.

Epruvetele au fost executate conform standardului pentru determinarea rezistenţei la şoc a materialelor polimerice, având dimensiunile de 80x10x4 (Lxlxh) şi ulterior fiind prelucrată şi o crestătură conform standardului de încercare la impact. IV.3.1 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 nature

În tabelul IV.7 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma testelor de rezistenţă la şoc

pentru poliamida 6.6 nature, în figura IV.37 fiind reprezentate grafic rezultatele obţinute la cele 16 experimente. Valoarea maximă a rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature este de 25,57 KJ/m2 obţinută pentru experimentul 2 unde temperatura materialului şi timpul de injecţie au valori minime, ceilalţi parametri având valori din nivelul 2 de variaţie (tabelul III.7).

Fig. IV.37. Curba de variaţie a rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 nature

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra

rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature, este prezentată grafic în figurile IV.38a, b, c, d, e, f.

66

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.38. Influenţa parametrilor de intrare asupra rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

Din analiza graficelor de influenţă a parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental,

se poate observa că viteza de injecţie are influenţa cea mai mare asupra rezistenţei la şoc a poliamidei 6.6 nature în timp ce presiunea de injecţie are influenţa cea mai mică. Se poate observa şi o creştere a rezistenţei la şoc odată cu creşterea valorilor pentru parametrii: temperatura matriţei, timpul de răcire şi viteza de injecţie.

67

IV.3.2 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

În tabelul IV.8 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma testelor de rezistenţă la şoc

pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, iar în figura IV.39 sunt reprezentate grafic rezultatele obţinute la cele 16 experimente. Valoarea maximă a rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature este de 8,56 KJ/m2 obţinută pentru experimentul 11 unde temperatura materialului, timpul de răcire şi temperatura matriţei au valori minime, ceilalţi parametri având valori din nivelul 2 de variaţie.

Fig. IV.39. Curba de variaţie a rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30%

fibră de sticlă

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.40a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

68

c. Influenţa timpului de răcire

d. Influenţa vitezei de injecţie

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.40. Influenţa parametrilor de intrare asupra rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

O influenţă majoră asupra rezistenţei la şoc a poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de

sticlă o are temperatura matriţei, în timp ce influenţa cea mai mică o are presiunea de injecţie. Totodată, se observă că pentru epruvetele din poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, rezistenţa la şoc scade odată cu cresterea valorilor pentru toţi cei şase factori luaţi în considerare în cadrul experimentului.

IV.3.3 Determinarea rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

În tabelul IV.9 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma testelor de rezistenţă la şoc

pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă. Figura IV.41 prezintă reprezentarea grafică a rezultatelor obţinute la cele 16 experimente. Valoarea maximă a rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature este de 2,84 KJ/m2 obţinută pentru experimentul 12 unde temperatura materialului, viteza de injecţie şi presiunea de injecţie valori minime, ceilalţi parametri având valori din nivelul 2 de variaţie.

69

Fig. IV.41. Curba de variaţie a rezistenţei la impact pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30%

microsfere de sticlă

Influenţa parametrilor de intrare stabiliţi în planul experimental din tabelul III.7 asupra rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, este prezentată grafic în figurile IV.42a, b, c, d, e, f.

a. Influenţa temperaturii topiturii

b. Influenţa timpului de injecţie

c. Influenţa timpului de răcire d. Influenţa vitezei de injecţie

70

e. Influenţa presiunii de injecţie f. Influenţa temperaturii matriţei

Fig. IV.42. Influenţa parametrilor de intrare asupra retistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă ( - - - -: medie; ----------: influenţă)

În acest caz o influenţă majoră asupra rezistenţei la şoc pentru epruvetele din poliamidă 6.6

ranforsată cu 30% microsfere de sticlă o are temperatura topiturii, influenţa cea mai mică fiind dată de presiunea de injecţie. Ca şi în cazul poliamidei 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, rezistenţa la şoc scade odată cu creşterea valorilor tuturor parametrilor luaţi în considerare pentru acest experiment.

IV.4. Determinarea variaţiei încărcare-revenire (microindentarea)

Indentarea este o metodă de testare care se bazează pe principiile utilizate la determinarea durităţii materialelor metalice. În funcţie de domeniul analizat, testele de amprentare permit obţinerea proprietăţilor vâsco-elasto-plastice la scara macro-micro- sau nano-metrică, [85], [18]. În figurile IV.43a, b sunt prezentate imagini din timpul încercărilor pentru determinarea curbelor de variaţie încărcare-revenire.

a. Procesul de microindentare b. Epruvete pentru microindentare Fig. IV.43. Procesul de determinare a curbelor de variaţie încărcare-revenire

71

Din punct de vedere practic, în domeniul materialelor polimerice, caracterizarea prin microindentare prezintă un avantaj major faţă de metodele clasice de testare pe epruvete standardizate, testarea se poate face direct pe piesele finite. Acest avantaj este cu atât mai important cu cât metodele de prelucrare alterează semnificativ comportarea originală a materialelor polimerice.

Încercările s-au realizat pe Tribometru Universal UMT-2 (CETR®, SUA), folosindu-se un cap indentor de tip Vickers având un unghi de 120o şi o rază de 200µm, încărcarea reglată pe tribometru fiind de 15N. Timpii de încărcare, menţinere şi descărcare sunt prezentaţi în figura IV.44, aceştia fiind de 30s pentru încărcare, 15s pentru menţinere şi 30 secunde pentru descărcare. Forţa aplicată pe indentor creşte constant în timpul fazei de încărcare şi este menţinută la valoarea maximă, această faza numindu-se fluaj, după care are loc o descreştere până la zero în faza de descărcare. Datorită deformaţiilor plastice apărute după descărcarea completă, se obţine o adâncime reziduală, permanentă.

În tabelul IV.10 sunt prezentate rezultatele obţinute în urma microindentarii, a epruvetelor prelucrate prin injecţie din poliamidă 6.6 nature, poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă şi poliamidă ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, pentru experimentele în care valorile tensiunilor la tracţiune, la încovoiere şi rezistenţă la impact au fost maxime.

Tabelul IV.10. Rezultate obţinute la microindentare

Parametri

Material

Deplasarea materialului

(µm)

Adâncime reziduală

(µm)

MicroDuritate (GPa)

Modul de indentare (GPa) Incarcare

(N) Redus Young's

PA6.6 Exp.9 113.621 64.370 0.10565 0.832 0.809 13.346 Exp.5 115.024 66.715 0.094229 0.663 0.644 11.575 Exp.2 109.086 62.816 0.103981 1.002 0.974 13.271

PA6.6+ 30%FS

Exp.4 108.629 55.483 0.09585 1.308 1.271 13.456 Exp.8 103.722 56.355 0.111029 1.169 1.136 13.488 Exp.11 110.924 56.021 0.122179 1.097 1.066 13.491

PA6.6+ 30%MS

Exp.10 74.406 33.201 0.175557 2.067 2.011 13.498 Exp.10 87.785 35.075 0.126326 2.138 2.08 13.481 Exp.12 107.249 40.591 0.109947 1.966 1.931 13.445

Figurile IV.45a,b,c. reprezintă curbele forţă-deplasare din timpul testelor de

microindentare pentru experimentele în care s-au obţinut valori maxime ale tensiunilor pentru solicitările la tracţiune, încovoiere şi şoc la epruvetele din poliamida 6.6 nature.

72

a. Epruvetă tracţiune experimentul 9 b. Epruvetă încovoiere experimentul 5

c. Epruvetă impact experimentul 2

Fig. IV.45. Variaţia încărcare-deformaţie la microindentare pentru poliamida 6.6 nature Figurile IV.46a,b,c. reprezintă curbele forţă-deplasare din timpul testelor de

microindentare pentru experimentele în care s-au obţinut valori maxime ale tensiunilor pentru solicitările la tracţiune, încovoiere şi şoc la epruvetele din poliamida 6.6 ranforsate cu 30% fibră de sticlă.

a. Epruvetă tracţiune experimentul 4 b. Epruvetă încovoiere experimentul 8

c. Epruvetă impact experimentul 11

Fig. IV.46. Variaţia încărcare-deformaţie la microindentare pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

73

Figurile IV.47a,b,c reprezintă curbele forţă-deplasare din timpul testelor de microindentare pentru experimentele în care s-au obţinut valori maxime ale tensiunilor pentru solicitările la tracţiune, încovoiere şi şoc la epruvetele din poliamida 6.6 ranforsate cu 30% microsfere de sticlă.

a. Epruvetă tracţiune experimentul 10 b. Epruvetă încovoiere experimentul 10

c. Epruvetă impact experimentul 12

Fig. IV.47. Variaţia încărcare-deformaţie la microindentare pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

Pe baza curbelor obţinute se pot determina o serie de mărimi ca: duritatea, modulul de

indentare, revenirea materialului, mărimi ce se regăsesc în tabelul IV.10 şi permit caracterizarea vîscoelasto-plastică a unui material polimeric.

IV.5. Determinarea variaţiei coeficientului de frecare

Coeficientul de frecare a fost determinat în condiții de alunecare uscată de tip pin pe disc, prin rotaţia discului din C60 având o rugozitate de Ra = 0.6μm. Condițiile de testare au fost: forța de apăsare Fz = 15N, rotaţia discului n = 60rot/min, distanța axul de rotație până la axa pinului r = 15mm, timpul de testare t = 300s. Forma epruvetelor este cilindrică, având diametrul de 6mm și înălţimea de 4mm. Pentru a face posibilă determinarea coeficientului de frecare, a fost necesară lipirea probelor, cu ajutorul unui adeziv, pe pini.

A fost determinată o viteză de alunecare de 94,2m/min și o lungime de frecare de 471m. În figura IV.48 sunt prezentate curbele de variaţie obţinute la determinarea coeficientului

de frecare pentru probele din experimentele 9 (tracţiune), 5 (încovoiere) şi 2 (impact) la care s-a obţinut valoarea maximă a tensiunii la întindere, tensiunii la incovoiere şi rezistenţei la şoc pentru poliamida 6.6 nature.

74

Fig. IV.48. Variaţia coeficientului de frecare pentru poliamida 6.6 nature

Coeficientul de frecare pentru cele trei probe scade în primele 30 de secunde după care îşi menţine o scădere uşoară pentru experimentele 5 (încovoiere) şi 2 (impact), pentru experimentul 9 (tracţiune) observându-se o stabilitate. Valorile coeficienţilor de frecare medii pentru poliamida 6.6 nature sunt: pentru experimentul 9 (tracţiune) este de 0,1973; pentru experimentul 5 (încovoiere) este de 0,2199; pentru experimentul 2 (impact) este de 0,1792.

În figura IV.49 sunt prezentate curbele de variaţie obţinute la determinarea coeficientului de frecare pentru probele din experimentele 4 (tracţiune), 8 (încovoiere) şi 11 (impact) la care s-a obţinut valoarea maximă a tensiunii la întindere, tensiunii la încovoiere şi rezitenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă.

Fig. IV.49. Variaţia coeficientului de frecare pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră

de sticlă Coeficientul de frecare pentru cele trei probe scade în primele 30 de secunde după care

apare o creştere uşoară pentru toate experimentele, la experimentul 11 (impact) observându-se

75

unele vârfuri datorate acumulărilor de material rezultat în urma uzurii şi desprinderii acestuia. Valorile coeficienţilor de frecare medii pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă sunt: pentru experimentul 4 (tracţiune) este de 0,1816; pentru experimentul 8 (încovoiere) este de 0,1843; pentru experimentul 11 (impact) este de 0,1856.

În figura IV.50 sunt prezentate curbele de variaţie obţinute la determinarea coeficientului de frecare pentru probele din experimentele 10 (tracţiune), 10 (încovoiere) şi 12 (impact) la care s-a obţinut valoarea maximă a tensiunii la întindere, tensiunii la încovoiere şi rezitenţei la şoc pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă.

Fig. IV.50. Variaţia coeficientului de frecare pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere

de sticlă Pentru experimentele 10 (tracţiune) şi 12 (impact) scade în primele 10s în timp ce pentru

experimentul 10 (încovoiere) creşte în primele 10s. În continuare, până la aproximativ 30s se înregistrează o creştere uşoară la experimentele 10 (tracţiune) şi 12 (impact) în timp ce la experimentul 10 (încovoierea) se înregistrează o variaţie aproximativ constantă.

După timpul de 30s apare o creştere uşoară, la experimentul 10 (tracţiune), dar şi a experimentului 12 (impact). Se observă o apariţia unor vârfuri datorite acumulărilor de material rezultat în urma uzurii şi desprinderea acestuia. În aceeaşi perioadă la experimentul 10 (încovoiere) se observă o creştere a coeficientului de frecare până la 100s, după care o uşoară scădere a valorii acestuia până la aproximativ 250s. Neregularităţile apărute pe curba de variaţie sunt datorate, în principal, uzurii excesive a probei în timpul testării. Valorile coeficienţilor de frecare medii pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă sunt: pentru experimentul 10 (tracţiune) de 0,198; pentru experimentul 10 (încovoiere) de 0,2837; pentru experimentul 12 (impact) de 0,202.

76

IV.6. Concluzii

Determinarea proprietăţilor mecanice oferă informaţii despre rezistenţa epruvetelor, executate cu parametri diferiţi de injectare, la diferite solicitări cum ar fi: solicitatea la tracţiune, încovoiere, impact, şi a studiilor asupra microindentării şi a coeficientului de frecare.

La solicitarea la tractiune pentru poliamida 6.6 nature, se observă o creştere a tensiunii la rupere odată cu creşterea temperaturii topiturii şi a vitezei de injectare, acest fapt poate fi datorat creşterii fluidităţii materialului topit. Totodată, deformaţia maximă atinge în unele cazuri valori foarte mari, iar graficele obţinute pentru aceasta solicitare au un profil ce clasează materialul in zona materialelor ductile. La poliamidele ranforsate, curbele obţinute la tracţiune işi schimbă forma ducând mai mult spre zona materialelor elastice şi fragile, deformaţiile fiind mult mai mici în comparaţie cu cele de la poliamida neranforsată.

Solicitarea la încovoiere este tratată diferit pentru cele trei materiale, cazul în care s-au făcut abateri fiind pentru poliamida simplă, prin faptul că pentru acest material testele de încovoiere au fost oprite intenţionat la o săgeata maximă de 30mm, deoarece tensiunea la încovoiere era în scădere iar pe suprafaţa epruvetei nu apareau fisuri sau alte indicii care să anunţe o posibilă rupere a epruvetei. Tensiunea la încovoiere atinge valoarea maximă în experimentul 5 unde observăm că viteza de injecţie a materialului plastic în matriţă este la nivelul superior din planul experimental, factor ce îl găsim comun şi în cazul tracţiunii. La materialele ranforsate se observă că tensiunea la încovoiere atinge valoarea maximă în cadrul unor experimente în care temperatura materialului şi temperatura matriţei au valori din nivelul superior din planul experimental.

La încercarea pentru determinarea rezistenţei la şoc se poate observa că poliamida 6.6 are o rezistenţă mai mare atunci cand presiunea de injectie este mai mare, poliamida ranforsată cu fibră de sticlă comportându-se asemănător.

Microindentarea şi coeficientul de frecare au fost realizate doar pentru epruvetele care au avut cele mai mai bune rezultate alte tensiunilor la tracţiune şi încovoiere şi a rezistenţei la şoc.

Microindentarea oferă informaţii despre caracterizarea materialelor polimerice din punct de vedere al durităţii acestora, a modului de indentare şi a revenirii materialului după eliminarea forţei de apăsare. Datorită noutăţii metodei de determinare a durităţii materialelor plastice, în literatură se găsesc foarte puţine rezultate, acestea fiind rare şi în fişele tehnice ale materialelor.

Coeficientul de frecare a fost realizat pentru determinarea comportării tribologice a materialului la alunecarea uscată a unui pin, ce are montată pe el o epruvetă din material plastic, pe un disc de oţel. Se observă o comportare diferită a epruvetelor, aceasta datorată regimurilor diferite de injectare.

77

Capitolul V Contribuţii privind analiza proprietăţilor termice şi de structură

V.1. Determinarea curbelor de variaţie DSC-timp (analiza calorimetrică diferenţială cu baleiaj)

Analiza calorimetrică a fost realizată pentru evidenţierea transformărilor în stare solidă ce au loc în timpul încălzirii probelor. Aceasă analiză este extrem de importantă a fi cunoscută având în vedere numeroasele aplicaţii industriale atât ale poliamidei 6.6 nature cât şi cea ranforsată cu fibră de sticlă şi microsfere de sticlă.

În figura V.1. este prezentată curba de variaţie DSC-timp pentru poliamida 6.6 nature, în care se poate observa creşterea liniară şi descreşterea temperaturii din timpul analizei şi modul în care variază temperatura în interiorul materialului cu specificaţia faptului că în apropierea valorii de 20 minute de pe axa timpului apare un vârf care marchează prima transformare aparută în material după care mai apare un vârf în jurul valorii de 38 minute, moment în care apare fenomenul de cristalizare.

Fig. V.1. Curba DSC-timp pentru poliamida 6.6 nature

78

În figura V.2 este prezentată curba de variaţie DSC-timp pentru poliamida 6.6 ranforsată

cu 30% fibră de sticlă, în care se poate observa creşterea liniară şi descreşterea temperaturii din timpul analizei şi modul în care variază temperatura în interiorul materialului cu specificaţia faptului că în apropierea valorii de 20 minute, de pe axa timpului, apare un vârf care marchează prima transformare aparută în material după care mai apare un vârf în zona valorii de 38 de minute unde apare fenomenul de cristalizare.

Fig. V.2. Curba DSC-timp pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Curba de variaţie DSC-timp pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă,

este prezentată în figura V.3. Conform acestei figuri se observă creşterea liniară şi descreşterea temperaturii din timpul analizei şi modul în care variază temperatura în interiorul materialului cu specificaţia faptului că în apropierea intervalului de 20-23 de minute, pe axa timpului, apar două vârfuri care marchează primele transformări apărute în material după care mai apar două vârfuri în zona intervalul (34-40) minute unde apare fenomenul de cristalizare.

Fig. V.3. Curba DSC-timp pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

79

V.2. Determinarea curbelor de variaţie DSC-temperatură În figura V.4 este prezentată curba de variaţie DSC-temperatura pentru poliamida 6.6

nature, în care se pot observa cele două vârfuri, primul începand la temperatura de 494,4K (221,25oC) şi terminându-se la 503,7K (230,55oC), reprezentând faza de topire a materialului, iar cel de al doilea reprezentând faza de cristalizare care începe la temperatura de 470,9K (197,75oC) şi se termină la 463,3K (190,15oC).

Fig. V.4. Curba DSC-temperatură pentru poliamida 6.6 nature

Fig. V.5. Curba DSC-temperatură pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Figura V.5 prezintă curba de variaţie DSC-temperatura pentru poliamida 6.6 ranforsată cu

30% fibră de sticlă. Cele două vârfuri, corespund următoarelor temperaturi astfel: primul începand la temperatura de 491,7K (218,55oC) şi terminându-se la 508,0K (234,85), reprezentând faza de topire a materialului, cel de al doilea reprezentând faza de cristalizare care începe la temperatura de 471,5 K (198,55oC) şi se termină la 462.7K (189,55oC).

80

În cazul poliamidei ranforsate cu 30% microsfere de sticlă curba de variaţie DSC-temperatura este prezentată în figura V.6. Celor patru vârfuri, corespund temperaturile: primul începând la temperatura de 480,7K (207,55oC) şi terminându-se la 502,3K (229,15oC) şi al doilea începând la temperatura de 514,1K (240,95) şi terminându-se la 528.1K (254,95oC), reprezentând fazele de topire ale materialului, al treilea vârf apare la temperatura de 498,2K (225,05oC) şi se termină la 488,0K (214,85), iar ultimul începe la temperatura de 473,1K (199,95oC) şi se termina la 463,3K (190,15oC), vârfurile trei şi patru reprezentând faza de cristalizare a materialului.

Fig. V.6. Curba DSC-temperatură pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de

sticlă În timpul încălzirii toate problele au prezentat câte o transformare endotermă cu absorbţie

de căldură care a fost atribuită topirii. În timpul răcirii toate probele au prezentat câte o transformare exotermă cu degajarea unei cantităţi de căldură care a fost atribuită cristalizării. Pentru aceste transformări, temperatura de început de transformare este cea mai mare iar temperatura de sfârşit de transformare este cea cu valoarea cea mai mică.

V.3. Analiza microscopică electronică (SEM) şi analiza cu raze X (EDAX)

Pentru analiza SEM (Scanning Electron Microscopy) a fost folosit microscopul electronic QUANTA 200 3D. Imaginile au fost obtinuţe luând în considerare următorii parametri: tensiunea de accelerare a electronilor secundari de 15Kv; puterea de mărire 5000X şi 10000X; distanţa de lucru de 15,1mm; detector LFD (Large Field Detector) utilizat pentru analiza probelor neconductoare (polimeri, fibre textile, pulberi etc.); unghiul de înclinare (tilt) de 0o; presiunea din interiorul camerei microscopului de 60Pa.

Pentru poliamida 6.6 nature, analiza SEM prezentată în figurile V.7a,b, arată o structură uniformă fără ramuri dentritice.

81

a. 5000X b. 10000X

Fig. V.7. Imagini SEM pentru poliamida 6.6 nature

Analiza SEM pentru poliamida 6.6 cu 30% fibră de sticlă, prezentată în figurile V.8a,b, arată o structură uniformă cu ramuri dentritice unidirecţionale şi dendrite secundare de mici dimensiuni.

a. 5000X b. 10000X

Fig. V.8. Imagini SEM pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Poliamida ranforsată cu 30% microsfere de sticlă având structura asemănătoare cu cea a poliamidei ranforsată cu fibra, diferenţa facăndu-se prin faptul că se mai observă şi o distributie uniformă a microsferelor prezentate în figurile V.9 a,b.

82

a. 500X b. 10000X

Fig. V.9. Imagini SEM pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

Analiza spectroscopică (EDAX) s-a realizat pe microscopul electronic QUANTA 200 3D pentru a obţine o caracterizare din punct de vedere chimic a materialelor.

Pentru poliamida 6.6 nature spectrul elementelor chimice este reprezentat în figura V.10b la un timp de achiziţie a spectrului de 40s. Sunt evidenţiate principalele elemente chimice în funcţie de vârfurile energiilor corespunzătoare. Astfel procentele de masă reprezentative sunt 71,54 pentru C (carbon) şi 28,46 pentru O (oxigen) iar procentele atomice 77,00 pentru C (carbon) şi 23,00 pentru O (oxigen).

a. Imaginea SEM b. Spectrul elementelor chimice

Fig. V.10. Analiza spectroscopică EDAX pentru poliamida 6.6 nature

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă spectrul elementelor chimice este reprezentat în figura V.11b la un timp de achiziţie a spectrului de 54s. Sunt evidenţiate principalele elemente chimice în functie de vârfurile energiilor corespunzătoare. Astfel procentele de masă reprezentative sunt 68,55 pentru C (carbon) şi 31,45 pentru O (oxigen) iar procentele atomice 74,38 pentru C(carbon) şi 25,62 pentru O (oxigen).

83

a. Imaginea SEM b. Spectrul elementelor chimice

Fig. V.11. Analiza spectroscopică EDAX pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă spectrul elementelor chimice este reprezentat în figura V.12b la un timp de achiziţie a spectrului de 54s. Sunt evidenţiate principalele elemente chimice în functie de vârfurile energiilor corespunzatoare. Astfel procentele de masă reprezentative sunt 63,71 pentru C (carbon), 23,91 pentru O (oxigen), 4,69 pentru Na (natriu/sodiu) şi 7,70 pentru Si (siliciu), iar procentele atomice 72,89 pentru C (carbon), 20,54 pentru O (oxigen), 2,8 pentru Na (natriu/sodiu) şi 3,77 pentru Si (siliciu).

a. Imaginea SEM b. Spectrul elementelor chimice

Fig. V.12. Analiza spectroscopică EDAX pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

V.3. Analiza difractografică cu raze X (XRD)

Pentru analiza XRD scanarea a fost efectuată pe o porţiune de 5mm la un interval 2theta între (95,0036-59,9932) grade.

Analiza XRD pentru poliamida 6.6 nature este prezentată în figura V.13.

84

Fig. V.13. Analiza XRD pentru poliamida 6.6 nature

Pe tot palierul între (0-50) s-au evidenţiat vârfuri specifice anumitor faze. Se observă că nu este o structură amorfă după numărul ridicat de vârfuri ce a rezultat în urma difracţiei. S-au putut determina parametrii reţelei: a=4,41; b=10,42; c=10,24; alpha=84,5852; beta=70,825; gamma=114,533. De asemenea, au fost determinaţi şi indicii Miller, reprezentaţi pe grafic. Din acest punct de vedere analiza XRD ne arată o structură cristalină a materialului.

Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, graficul obţinut în urma scanării este prezentat în figura V.14. Pe palierul (5-20) nu s-au identificat vârfuri de difracţie în timp ce între (20-60) s-au evidenţiat vârfuri specifice anumitor faze. Se observă că nu este o structură amorfă după numărul ridicat de peak-uri ce a rezultat în urma difracţiei. S-au putut determina parametrii reţelei: a=5,06; b=5,16; c=9,47; alpha=81,0343; beta=71,01; gamma=118,32. Analizând cu ajutorul softului din dotare, s-a constatat o prezenţă semnificativă a fazei CCaO3 în proporţie ridicată cu amplitudini diferite şi 2 peak-uri de n-Paraffin: CCaO3- sistem cristalizat romboedric; CH2 – sistem cristalizat ortorombic. În acest caz structura este de tip amorf-cristalină.

În cazul poliamidei 6.6 nature ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, figura V.15, prezintă o structură amorfă, având difracţia caracteristică pentru acest tip de structură. În literatura se mai numeste şi "cocoaşă de camilă". Softul a depistat urmatoarele faze: C29H60 – structură cristalină necunoscută; C16H16N10NiO10 - structură cristalină necunosută; C20H20Cl2CoN4 - structură monoclinică.

85

Fig. V.14. Analiza XRD pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă

Fig. V.15. Analiza XRD pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă

86

V.4. Concluzii

Analiza proprităţilor termice şi de structură a materialelor utilizate sunt: calorimetria diferenţială cu baleiaj, microscopia electronică, analiza cu raze X EDAX şi analiza XRD.

Analiza calorimetrică diferenţială cu baleiaj oferă o caracterizare a fenomenelor ce apar în timpul încălzirii şi răcirii materialului. Din rezultatele obţinute în urma analizei se observă o influenţă a prezenţei ranfortului în compoziţia materialului prin faptul că temperaturile la care au loc fazele de topire şi cristalizare diferă, inclusiv curbele de variaţie a transformărilor endoterme şi exoterme.

Analiza SEM pune în evidenţă diferenţele de structură de suprafaţă apărute între cele trei materiale. Pentru poliamida 6.6 nature se pot observa doar liniile de curgere, la poliamidele ranforsate fiind vizibile fibrele şi microsferele.

Pentru a studia structura materialelor plastice a fost realizată o analiză spectografică EDAX caracterizează materialele din punct de vedere a compoziţiei chimice punând în vedere spectrul elementelor chimice în funcţie de vârfurile energiilor corespunzătoare şi o analiză XRD care oferă informaţii desprea starea materialului: amorfă, semicristalină sau cristalină.

87

Capitolul VI Concluzii finale şi contribuţii personale

VI.1. Concluzii finale

Dezvoltarea rapidă a domeniului prelucrării materialelor plastice prin injecţie atrage după sine o tendinţă de dezvoltare continuă în ceea ce priveşte apariţia noilor materiale şi creşterea performanţelor maşinilor de injecţie. De asemenea, se remarcă o preocupare deosebită în dezvoltarea pachetelor software dedicate domeniului şi în modalitatea de proiectare respectiv execuţie a matriţelor de injecţie. Toate acestea sunt materializate prin tendinţa de eliminare a factorului uman din întregul proces de fabricaţie şi prin introducerea roboţilor în vederea creţterii randamentului prelucrărilor şi a scăderii erorilor de prelucrare.

Datorită uşurinţei cu care se pot prelucra materialele polimerice, reperele injectate au aplicabilitate în toate domeniile de activitate, aceasta şi datorită faptului că prin procesul de injecţie pot fi obţinute repere cu geometrii complexe fără a mai fi necesare prelucrări ulterioare.

Unele studii afirmă că un procent de aproximativ 80% din materialele plastice sunt prelucrate prin injecţie ceea ce demonstrează, încă odată ca acest procedeu de prelucrare este unul foarte important, bucurându-se de un randament şi o aplicabilitate ridicată.

În urma dezvoltării materialelor plastice, a apărut necesitatea de îmbunătăţire a proprietăţilor mecanice şi chimice ale acestora pentru o mai bună performanţă în exploatare. Una din îmbunătăţirile aduse materialelor plastice este aceea de introducere a materialelor auxiliare, numite ranforturi, ceea ce a condus la creşterea semnificativă a proprietăţilor mecanice şi a rezistenţei la acţiunea factorilor externi.

Alegerea materialelor plastice reprezintă o etapă foarte importantă deoarece trebuie să răspundă unor cerinţe privind condiţiile de prelucrare şi, bineînţeles, să respecte condiţiile de precizie dimensională şi de formă impuse produsului finit. Pentru cercetarea de faţă s-au ales trei materiale, şi anume: poliamida 6.6 nature, poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă şi aditivată cu 1% negru de fum şi poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă şi aditivată cu 1% negru de fum.

88

Necesitatea aditivării cu negru de fum conferă poliamidei performanţe superioare la expunerea la radiaţii ultraviolete, la creşterea performaţelor tribologice şi la evitarea conglomeratelor de ranfort pentru poliamidele ranforsate.

Proiectarea şi execuţia matriţelor de injecţie are tendinţe de simplificare datorită dezvoltării elementelor modulate ce intră în componenţa acestora. Utilizarea reperelor modulate, standardizate în proiectarea şi execuţia matriţelor de injecţie duce la o simplificare a activităţii de proiectare, aceasta devenind mult mai rapidă şi mai performantă.

Factorii care influenţează procesul de injecţie reprezintă, în general, principalele surse care stau la bază cercetărilor. O parte a studiilor şi cercetărilor, din ultima perioadă, făcute în acest domeniu au ca temă comună compararea rezultatelor obţinute experimental cu cele rezultate din simulări şi modelări, obţinându-se rezultate comparabile cu fenomenele care apar în timpul procesului de injectare.

Literatura de specialitate prezintă unele rezultate privind obţinerea reperelor ranforsate cu fibră de sticlă şi microsfere, dar nu acoperă în întregime cerinţele de caracterizare a unor astfel de materiale şi tehnologii.

Utilizarea pachetelor software dedicate domeniului (SolidWorks Plastics) şi a celor cu caracter general (SolidWorks, Cimco, etc.), pe de o parte, reduc considerabil apariţia erorilor, iar pe de altă parte oferă posibilitatea optimizării procesului de injectare fiind posibile simulări de proces în care se pot observa o serie de fenomene, cum ar fi: curgerea materialului în cavitatea matriţei, variatia temperaturilor, orientarea fibrelor, etc. Toate acestea sunt considerate avantaje majore prin faptul că duc la o reducere semnificativă a costului şi a timpului de proiectare.

Planul experimental s-a realizat folosind metodologia Taguchi, aceasta metodă reuşind să minimalizeze numărului de încercări fără o influenţă majoră asupra rezultatelor obţinute.

Utilizarea analizei cu elemente finite la simularea procesului de injectare a oferit posibilitatea analizei amănunţite asupra fenomenelor ce apar în cavitatea matriţei, fapt foarte important având în vedere că procesul de injecţie se desfăşoară în mediu închis, repectiv, nu oferă posibilitatea de vizualizare a procesului. Totodată, pa baza analizei cu elemente finite s-a mai realizat şi optimizarea curgerii în matriţă prin reorientarea fibrelor şi verificarea placii active la solicitările apărute la acţiunea forţei de închidere a matriţei din timpul procesului.

Încercarea la tracţiune a fost realizată pentru determinarea tensiunii maxime până la ruperea epruvetelor. Din rezultatele obţinute se observă faptul ca poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă are rezultatele cele mai bune ajungând până la o tensiune maximă de 76,25MPa şi o deformaţie maximă de 4,541%, în timp ce poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă nu a depăşit valoarea de 47,667MPa, având o deformaţie maximă de 8,166%. Rezultatele obţinute pentru poliamida 6.6 nature la solicitarea la tracţiune fiind de 63,5MPa, în schimb deformaţia maximă apărută în timpul testarii fiind foarte mare, şi anume 69,24%.

Influenţa factorilor de intrare stabiliţi prin planul experimental asupra rezistenţei la tracţiune arată faptul că temperatura matriţei are o influentă majoră în cazul epruvetelor injectate

89

din poliamidă 6.6 nature şi poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, iar timpul de injectare asupra epruvetelor din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă.

În cazul deformaţiei apărute la solicitarea la tracţiune, pentru poliamida 6.6 nature, influenţa maximă este dată de timpul de injectare. Pentru epruvetele din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă şi poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, temperatura topiturii este factorul cu cea mai mare influenţă.

Încercarea la încovoiere a fost realizată pentru determinarea tensiunii maxime până la ruperea epruvetelor, excepţie făcând poliamida 6,6 nature care, datorită faptului că este un material ductil nu au apărut fisuri în timpul încercării la încovoiere, testul fiind oprit la o săgeată maximă de 30mm. Din rezultatele obţinute se observă faptul ca poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă are rezultatele cele mai bune ajungând până la o tensiune maximă la încovoiere de 29,008MPa şi o deformaţie maximă de 28,952mm, în timp ce pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă s-a obţinut valoarea de 19,796MPa, având o deformaţie maximă de 30,423mm. Poliamida 6.6 nature are o valoare a tensiunii de 14,638MPa.

Influenţa factorilor de intrare stabiliţi prin planul experimental asupra rezistenţei la încovoiere arată faptul că, ca şi în cazul solicitării la tracţiune, temperatura matriţei are o influentă majoră pentru epruvetele injectate din poliamidă 6.6 nature şi poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă. Temperatura topiturii având o influenţă majoră doar asupra epruvetelor din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă.

În cazul deformaţiei apărute la solicitarea la încovoiere, pentru poliamida 6.6 nature nu se poate discuta despre o influenţă datorită faptului că la aceasta nu s-a produs ruperea epruvetei. Pentru epruvetele din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă şi poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, temperatura topiturii este factorul cu cea mai mare influenţă.

Încercarea la impact a fost realizată pentru determinarea rezistenţei la şoc Charpy. Din rezultatele obţinute se observă faptul ca poliamida 6.6 nature are rezultatele cele mai bune ajungând până la o valoare a rezistenţei de 25,57KJ/M2, în timp ce pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă s-a obţinut valoarea de 2,84KJ/M2, iar pentru poliamida ranforsată cu 30% fibră de sticlă o valoare la şoc de 8,56KJ/M2.

Influenţa factorilor de intrare stabiliţi prin planul experimental asupra rezistenţei la şoc arată faptul că temperatura matriţei are o influentă majoră în cazul epruvetelor injectate din poliamidă 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă. Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă influenţa cea mai mare o are temperatura matriţei, iar pentru poliamida 6.6 nature, viteza de injectare.

La o analiză amănunţită asupra influenţei parametrilor stabiliţi prin planul experimental pentru cele trei materiale supuse celor trei încercări mecanice, se observă că temperatura matriţei are influenţa cea mai mare asupra rezistenţei la tracţiune, încovoiere şi şoc, pentru epruvetele din poliamidă ranforsată cu 30% fibră de sticlă. În cazul deformaţiei, pentru epruvetele din poliamidă ranforsată cu 30% fibră de sticlă şi poliamidă ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, temperatura topiturii are cea mai mare influenţă pentru solicitările la tracţiune ţi încovoiere.

90

Totodată, se observă că la creşterea temperaturii topiturii de la nivelul unu la nivelul doi de variaţie, scade rezistenţa la încovoiere şi tracţiune pentru materialele ranforsate.

Microindentarea şi coeficientul de frecare au fost realizate doar pentru epruvetele care au avut cele mai mai bune rezultate ale tensiunilor la tracţiune şi încovoiere respectiv rezistenţei la şoc.

Microindentarea oferă informaţii despre caracterizarea materialelor polimerice din punct de vedere al durităţii acestora, a modului de indentare şi a revenirii materialului după eliminarea forţei de apasare. Datorită noutăţii metodei de determinare a durităţii materialelor plastice, în literatură se găsesc foarte puţine rezultate, acestea fiind foarte rare şi în fişele tehnice ale materialelor.

Coeficientul de frecare a fost realizat pentru determinarea comportării tribologice a materialului la alunecarea uscată a unui pin, ce are montată pe el o epruvetă din material plastic, pe un disc de oţel. Se observă o comportare diferită a epruvetelor, aceasta datorată regimurilor diferite de injectare. Pentru poliamida 6.6 nature, valorile coeficienţilor de frecare medii sunt: pentru experimentul 9 este de 0,1973; pentru experimentul 5 este de 0,2199; pentru experimentul 2 este de 0,1792. Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă valorile coeficienţilor de frecare medii sunt: pentru experimentul 4 este de 0,1816; pentru experimentul 8 este de 0,1843; pentru experimentul 11 este de 0,1856. Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă valorile coeficienţilor de frecare medii sunt: pentru experimentul 10 (tracţiune) de 0,198; pentru experimentul 10 (încovoiere) de 0,2837; pentru experimentul 12 de 0,202.

Analiza calorimetrică diferenţială cu baleiaj oferă o caracterizare a fenomenelor ce apar în timpul încălzirii şi răcirii materialului. Din rezultatele obţinute în urma analizei se observă o influenţă a prezenţei ranfortului în compoziţia materialului prin faptul că temperaturile la care au loc fazele de topire şi cristalizare diferă, inclusiv curbele de variaţie a transformărilor endoterme şi exoterme. O analiză comparativă între cele trei materiale utilizate scoate în evidenţă faptul că plaja de temperatură a fazelor de topire şi cristalizare creşte la adăugarea unui ranfort depinzând şi de tipul acestuia. Tot în urma acestei analize se mai poate observa o scădere a nivelului temperaturii la începutul fazei de topire şi o creştere a nivelului temperaturii la inceputul fazei de cristalizare. Pentru poliamida 6.6 nature, punctul de începul al fazei de topire este la 221,25oC, având o un interval de 9,3oC, faza de cristalizare are ca temperatura de început 197,75oC, cu un interval de desfăşurare al acesteia de 7,6oC. Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% fibră de sticlă, punctul de începul al fazei de topire este la 218,55oC, având o un interval de 16,3oC, faza de cristalizare are ca temperatura de început 198,55oC, cu un interval de desfăşurare al acesteia de 9oC. Pentru poliamida 6.6 ranforsată cu 30% microsfere de sticlă, punctul de începul al fazei de topire este la 207,55oC, având o un interval de 22,4oC, pentru prima fază şi 240,95 oC cu un interval de 14,01 oC pentru cea de a doua fază, cristalizarea având tot două faze, prima are temperatura de început 225,05 oC cu un interval de desfăşurare al acesteia de 10,2oC, cea de a doua având temperatura de început de 199,95 oC cu un interval de 9,8 oC.

91

Analiza SEM pune în evidenţă diferenţele de structură apărute între cele trei materiale. Pentru poliamida 6.6 nature se pot observa doar liniile de curgere, la poliamidele ranforsate fiind vizibile fibrele şi microsferele.

Pentru a studia structura materialelor plastice a fost realizată o analiză spectografică EDAX care caracterizează materialele din punct de vedere a compoziţiei chimice punând în evidenţă spectrul elementelor chimice în funcţie de vârfurile energiilor corespunzătoare. Pentru toate materialele studiate predomină C şi O cu energii diferite, mai puţin în cazul poliamidei 6.6 ranforsată cu microsfere unde mai apare, în procente semnificative, Si şi Na. Analiza XRD oferă informaţii asupra stării materialului: amorfă, semicristalină sau cristalină. Materialele studiate au o variaţie a stării materialului de la cristalină pentru poliamida 6.6 nature, apoi o structură amorf cristalină pentru poliamida 6.6 ranforsată cu fibră de sticlă şi in final o structură complet amorfă pentru poliamida ranforsată cu microsfere de sticlă.

VI.2. Contribuţii personale

În cadrul tezei de doctorat, în urma cercetărilor teoretice şi experimentale efectuate, contribuţiile personale sunt, după cum urmează:

- Realizarea unui studiu bibliografic amplu în ceea ce priveşte stadiul actual al cercetărilor în domeniul injectării materialelor plastice;

- Proiectarea şi optimizarea pieselor injectate, utilizând pachete sofware de ultimă generaţie (SolidWorks);

- Simularea curgerii în matriţă în vederea optimizării poziţiei punctului de injectare şi a canalelor de distribuţie, utilizând pachetele software Moldflow şi SolidWorks Plastics;

- Simularea umplerii matriţei de injecţie utilizând softurile Moldflow şi SolidWorks Simulation;

- Verificarea modelului 3D al placii active la diferite solicitări în timpul procesului de injectare, prin simulare cu elemente finită, utilizând SolidWorks Simulation;

- Realizarea placilor active ale matriţei folosind programe CAM (Cimco) şi utilizând centre de prelucrare cu comandă numerică;

- Conceperea şi realizarea sistemului de încălzire al matriţei; - Determinarea rezistenţei la tracţiune pentru cele trei materiale studiate şi stabilirea influenţei

parametrilor de intrare asupra mediei la tracţiune şi la deformaţie; - Determinarea rezistenţei la încovoiere pentru cele trei materiale studiate şi stabilirea influenţei

parametrilor de intrare asupra mediei la încovoiere şi la deformaţie; - Determinarea valorilor rezistenţei la şoc Charpy pentru cele trei materiale studiate şi a

influenţei parametrilor tehnologici asupra valorii medii; - Determinarea coeficientul de frecare prin rotăţie de tip pin pe disc; - Determinarea graficelor de variaţie încărcare-revenire (microindentarea);

92

- Determinarea diagramelor DSC-timp pentru cele trei materiale studiate (calorimetrie diferenţială cu baleiaj);

- Determinarea diagramelor DSC-temperatură pentru cele trei materiale studiate; - Analiza difractografică cu raze X (XRD); - Analiza structurală (SEM); - Analiza chimică cu raze X (EDAX).

VI.3. Direcţii viitoare de cercetare

Unele materialele plastice vor avea şi în viitorul apropiat o utilizare largă în multe domenii de activitate, ceea ce impune continuarea cercetărilor în domeniu, în special pentru materialele plastice ranforsate. Ca direcţii viitoare de cercetare se pot menţiona următoarele:

Influenţa direcţiei de aşezare a fibrelor (la 0o, 45o, 90o), pentru materialele ranforsate, asupra proprietăţilor mecanice;

Eficientizarea sistemului de temperare a matriţelor de injecţie prin înlocuirea canalelor clasice cu diferite soluţii constructive inovatoare;

Determinarea proprietăţilor mecanice şi de structură a materialelor biodegradabile; Ranforsări ale materialelor plastice cu elemente biodegradabile; Cercetări privind înlocuirea reperelor din material plastice cu materiale biodegradabile.

93

Bibliografie (selectivă)

1. Advani, S.G., Flow and rheology in polymer composites manufacturing, Ed. Elsevier, ISBN 978-044489-347-5, New-York, 1994.

2. Agassant, J.F., Avenas, P., Sergent, J.-Ph., and Carreau, P.J., Polymer Processing - Principles and Modeling, Hanser Publishers, Munich, 1991.

3. Andrei G., s.a., Effect of ferrite particles on mechanical behaviour of glass fibers reinforced polymer composite, Plastic Material Journal, pag. 284-288, Vol. 46, nr. 3, 2009, ISSN 0025/5289.

4. Annie, P. S., Effect of fiber loading and chemical treatments on thermophysical properties of banana fiber/polypropylene commingled composite materials, Composites: Part. A 39, pag. 1582–1588, 2008.

5. Barbouchi S., Bellenger V., Tcharkhtchi A., Castaing Ph., Jollivet T., Effect of water on the fatigue behaviour of a pa66/glass fibers composite material, Journal of Materials Science 42, No. 6, March, pp. 2181–2188, 2007.

6. Beaumont J. P., Nagel R., Sherman R. Succesful Injection Molding. Process, Design and Simulation, Hanser Publisher, Munich, 2002, ISBN: 1569-90291-7;.

7. Bharti, P.K. și Khan, M. I. Recent methods for optimization of plastic injection molding process –a retrospective and literature review. s.l. : International Journal of Engineering Science and Technology, 2010. Vol. 2, Nr. 9, p. 4540-4554. e-ISSN: 0975–5462.

8. Briscoe B.J., Chateauminois A., Measurements of friction-induced surface strains in a steel/polymer contact, Tribology International, 35, pp. 245-254, 2002.

9. Broszeit, J., Finite-Element Simulation of Circulating Steady Flow for Fluids of the Memory-Integral Type: Flow in a Single-Screw Extruder, J. Non-Newtonian Fluid Mech., Vol. 70, pag. 35-58, 1997.

10. Chen X., Lam YC., Li DQ., Analysis of termal residual stress in plastic injection molding, Journal Mater Process Technologies, 101(1), 2000, ISSN: 275-280.

11. Chen, Y.K., Modi, O.P., Mhay A.S., Chrysanthou A., O’Sullivan J.M., The effect of different metallic counterface materials and different surface treatments on the wear and friction of polyamide 66 and its composite in rolling–sliding contact, Wear, 255, pp. 714–721, 2003.

94

12. Chiang Yuh-Chyun, Hsin-Chung Cheng, Chiung-Fang Huang, Jeou-Long Lee, Yi Lin, Yung-Kang Shen, Warpage phenomenon of thin-wall injection molding, International Journal of Advanced Manufacturing Technology, China, 2010.

13. Cho, Seung Ho și Helduser, Siegfried. Robust motion control of a clamp-cylinder for energy-saving injection moulding machines. s.l. Journal of Mechanical Science and Technologz, 2008. Vol. 22, p. 2445-2453.

14. Dărângă, Mihai, și alții. Fizica polimerilor: Introducere în ştiinţa materialelor polimerice. Brăila : Ex Libris, 2000. ISBN: 973-99744-0-6.

15. Deleanu L., Gheorghie� C., Bratcu O., Andrei G., X-Ray Diffractometriy on polymeric Tribolayers, 2nd International Conference „Advanced Composite Materials Engineering” COMAT 2008, 9-11 october 2008, Brasov, Romania, 2008.

16. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: manufacturing process fundamentals, Editura SME (Society of Manufacturing Enginners), Dearborn, Michigan, 1996, ISBN: 1-800-733-4763.

17. Dumitreascu, Andrei și Opran, Constantin. Materiale polimerice, Caracterizare, Proprietati, Prelucrare. Bucureşti : Oficiul de informare documentară pentru industrie, cercetare,management, 2002.

18. Engel P.A., General Microhardness Indentation Theory for Multilayer Contacts, Journal of Tribology, vol. 119, January, pp. 1-7, 1997.

19. Enikeev A. V., Yu. V. Kazankov and V.A. Mironov, Mechanism of weld line formation in injection molding of plastics, Chemical and Petroleum Engineering, Vol. 35, No. 1-2, pag. 40-43, 1999, ISSN: 1573-8329.

20. Șereș, Ion. Materiale termoplaste pentru injectare. Tehnologie. Încercări. Oradea : Editura Imprimeriei de Vest, 2001.

21. Feldman, D., Rusu, M., Tehnologii de prelucrare a polimerilor. Prelucrarea materialelor plastice, I.P. Iaşi, Rotaprint, 1977.

22. Ferec, J., Heuzey, M.C., Ausias, G., Carreau, P.J., Rheological behavior of fiber-filled polymers underlarge amplitude oscillatory shear flow, Journal Non-Newtonian Fluid Mechanics, No. 151, pag. 89–100, 2008.

23. Fetecău Cătălin, Felicia Stan, Analysis and Simulation of the Three-Dimensional Injection Moulding Process of Ultra-High Molecular Weight, Revista Materiale Plastice, Vol. 44, Nr. 4, pag. 263-268, Bucureşti, România, 2007, ISSN 0025 – 5289.

24. Fetecău Cătălin, Felicia Stan, Computational Prediction of Defects During Injection Molding in a Complex Part, Revista Materiale Plastice, Vol. 44, Nr. 3, pag.180-184, Bucureşti, România, 2007, ISSN 0025 – 5289.

25. Fetecău Cătălin, Injectarea materialelor plastice, Ediţia a doua, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, România, 2007, ISBN: 978-973-30-1971-8.

26. Fetecău Cătălin, Laurenţiu Cosma, Felicia Stan, Study of the Cooling Time for the Injection of the Plastic Materials, Revista Materiale Plastice, Vol. 44, Nr. 2, pag.163-166, Bucureşti, România, 2007, ISSN 0025 – 5289.

95

Lista lucrărilor ştiinţifice

1. Ciprian Ciofu, Daniel Teodor Mindru, Injection and Micro Injection of Polymeric Plastics Materials: A Review, International Journal of Modern Manufacturing Technologies, Vol. V, No. 1 / 2013.

2. Claudiu Burian, Teodor Daniel Mindru, Compared analysis of the non-destructive inspection methods and the imperfections that can be highlighted, Wybrane Problemy Inzynierskie, Nr. 3, pp. 35-40, Gliwice, Polonia, 25-26 Oct. 2012.

3. Teodor Daniel Mîndru, Dumitru Nedelcu, The Influence of Input Parameters on The Flexural Strength for Parts Obtained by Injection, Wybrane Problemy Inzynierskie, Nr. 3, pp. 147-150, Gliwice, Polonia, 25-26 Oct. 2012.

4. Teodor Daniel Mîndru, Dumitru Ciprian Ciofu, Comparision Between the Mechanical and Tribological Properties of Parts Manufactured by Injection Out of Polyamide Reinforced with Glass Fibers and Glass Microspheres, Materiale Plastice, Vol. 49, Nr. 4/2012, pp. 279-284

5. Teodor Daniel Mîndru, Ştefan Andrei, Claudiu Burian, Finite Element Analysis of Samples Injected by Polyamide 6.6 Nature, International Journal of Modern Manufacturing Technologies, Vol. IV, Nr. 2/2012, pp. 47-54.

6. Irina-Adriana Vieriu, Ciprian Ciofu, Daniel Mîndru, Failure mode and effect analysis for automatic milling process, Proceedings of the 16th International Conference Modern Technologies, Quality and Innovation, ModTech 2012, Vol. 2, pp. 1045-1048, Sinaia, România, 24-26 Mai 2012.

7. Iulian Filip, Radu Gaiginschi, Daniel Teodor Mîndru, Car to car communication, Proceedings of the 16th International Conference Modern Technologies, Quality and Innovation, ModTech 2012, Vol. 1, pp. 373-376, Sinaia, România, 24-26 Mai 2012.

8. Teodor Daniel Mîndru, Ciprian Dumitru Ciofu & Dumitru Nedelcu, The simulation of mono-component injection process to obtain parts with one or more gate location, Proceedings of the 15th International Conference Modern Technologies, Quality and Innovation, ModTech 2011, Volmul 2, pp. 685-688, Valul lui Vodă, Chişinău, Republica Moldova, 25-27 Mai 2011.

96

9. Teodor Daniel Mîndru, Ciprian Ciofu, Dumitru Nedelcu, Flow simulation of the two-component plastic injection process with reinforced parts, Wybrane Problemy Inzynierskie, Nr. 2, pp. 261-266, Gliwice, Polonia, 24-26 Mai 2011.

10. Teodor Daniel Mîndru, Ciprian Dumitru Ciofu & Dumitru Nedelcu, Optimization of the plastic injection process through the modification of the process functional parameters, TEHNOMUS New technologies and products in machine manufacturing and technology, Tehnomus XVI, pp. 87-92, Suceava, România, 13-14 Mai 2011.

11. Teodor Daniel Mindru, Ciprian Dumitru Ciofu & Dumitru Nedelcu The Simulation Of Mono-Component Injection Process To Obtain Parts Bushing Type, Proceedings of ModTech2010 International Conference, 25-27 may 2011, Vadul lui Voda, Chişinău, Republica Moldova.

12. Iulian Filip, Teodor Daniel Mindu & Gavril Musca, Research issues on forces in planetary differential mechanism, Proceedings of ModTech2010 International Conference, 20-22 mai 2010, Slănic Moldova, Romania, pp. 279-282.

13. Teodor Daniel Mindru, Iulian Filip & Dumitru Nedelcu, CAE System importance in cutting tools, Proceedings of ModTech2010 International Conference, 20-22 may 2010, Slănic Moldova, Romania, pp. 295-298.

14. Dumitru Nedelcu, Teodor Daniel Mindru, Catalin Fetecau, Viorel Cohal, Gheorghe Cretu, Some aspects regarding the simulation of two-component injection process, Materiale Plastice, vol. 47, nr. 2/2010, pp. 225-230.

15. Nedelcu Dumitru, Fetecau Catalin, Ciofu Ciprian, Mindru Teodor Daniel, Aspects regarding the use of FEM for calculus performing at the injection moulding of a high accuracy part, Materiale Plastice, vol. 46, nr. 3/2009, pp. 269-273.

16. Ciprian Dumitru Ciofu & Teodor Daniel Mindru, Researchs concerning shafts and gears milling process, International Journal of Modern Manufacturing Technologies, vol. 1/2009, pp. 25-30.

17. Dumitru Nedelcu, Teodor Daniel Mindru, Lucian Tabacaru and Gheorghe Cretu, Some aspects regarding the simulation of two component injection process, Proceedings of PPE International Conference, 22-23 october 2009, Galati, Romania, pp. 269-275.

18. Dumitru Nedelcu, Thomas Stöhr, Ciprian Ciofu & Teodor Daniel Mindru, Some aspects concerning the physical models obtained using high performance composite material, Proceedings of ModTech2009 International Conference, pp. 455-459

19. Dumitru Nedelcu, Teodor Daniel Mindru, Some aspects of Manufacturing using JET JSG96 machine, Annals of the Oradea University, vol. IV(XIV), pp. 548-551, 2005.

20. Dumitru Nedelcu, Daniel Teodor Mindru & Cristian Plugaru, Some aspects concerning the processing and design technology of pieces on contouring contrul machine fadal 4525, Annals of the Oradea University, vol. III(XIII), pp. 136, 2004.