Discussão sobre a avaliação dimensional das peças de parede espessa

As maiores contrações do comprimento (SL1) e da espessura (ST1, ST2, ST3) nos moldados em epóxi em relação aos moldados em aço eram esperadas. JAYANTHI et al. (1997), POLOSKY et al. (1998), DAMLE et al. (1998), LI et al. (2000) e HARRIS E DICKENS (2003) mostraram que as baixas taxas de resfriamento proporcionadas pelos moldes RRT aumentam o grau de cristalinidade dos polímeros e, com isso, elevam a contração. Contudo, as diferenças de contração verificadas entre os dois tipos de peça foram relativamente pequenas, especialmente em L1 e T2. A observação visual dos gráficos comparativos da contração em função das condições experimentais é suficiente para se concluir que o material do molde realmente afeta a contração. Mas também se percebe que esse efeito é quantitativamente superado pelo efeito da pressão de recalque.

É notório que a contração é resultante da organização das moléculas durante o processo de cristalização, da relaxação de moléculas orientadas pelo fluxo e, em menor grau, da redução no volume livre entre as moléculas amorfas. Porém, parte da variação dimensional final pode ser referente à deformação do molde. A pressão do material fundido pode provocar uma deformação elástica da cavidade (LEO E CUVELLIEZ, 1996; PANTANI et al., 2001) e/ou a abertura do molde, com a conseqüente formação de rebarbas. Em ambos os casos, as peças podem resultar superdimensionadas (JENSEN et al., 1998; HARRIS E DICKENS, 2003). Por outro lado, a força de fechamento tende a diminuir a espessura da cavidade, pela compressão das superfícies de fechamento do inserto. E, especialmente no caso dos moldes em resina também deve-se considerar a contribuição da dilatação térmica do molde na mudança das dimensões da cavidade durante o processo.

Como este trabalho não se propôs a mensurar a deformação dos moldes, não se pode afirmar quanto esses fatores possam ter contribuído para compensar a contração decorrente do ambiente termomecânico do processamento em si. Contudo, parece que a deformação do molde é o motivo da inesperada menor contração na largura (SW1, SW2, SW3) para os moldados em epóxi, descontados possíveis erros de medição.

Outra nota importante foi a constatação de que a variabilidade dimensional foi muito semelhante nos dois tipos de moldado. Para L1, a variabilidade média para as 90 peças injetadas em epóxi (10 peças x 9 condições experimentais) ficou em torno de 0,15 % , bem abaixo dos 0,4 % referidos por LI et al. (2000) como tolerância típica para moldagens em insertos produzidos por estereolitografia. A variabilidade de L1 para as peças de aço foi praticamente idêntica. Para as demais dimensões, a variabilidade ficou entre 0,7 e 1,2 %. Contudo, larguras e espessuras estão mais sujeitas a instabilidades do processo, especialmente em relação à formação de rebarbas. De todo modo, mais investigação é necessária sobre esse ponto.

Quanto aos parâmetros de injeção, a tabela 7.18 resume os efeitos de cada fator sobre o comprimento do corpo de prova (L1) e sobre a largura e a espessura da seção estreita (W2 e T2). Os valores apresentados são a diferença entre as médias das observações nos níveis máximo e mínimo do fator. Um efeito negativo representa uma resposta inversamente proporcional ao nível do fator. Os efeitos indicados pela ANAVA como sendo estatisticamente significativos, para um nível de 95% de confiança, são salientados em negrito. Para facilitar a comparação da magnitude dos efeitos em relação a dimensões diferentes, os valores dos efeitos foram divididos pela média das 10 x 24-1 observações.

tabela 7.18. Efeitos dos fatores sobre as dimensões absolutas das peças de parede espessa: percentual de variação em torno da média das observações. Os efeitos estatisticamente

significativos (com 95% de confiança) são salientados em negrito.

aço aço aço epóxi epóxi epóxi

L1 W2 T2 L1 W2 T2 A: Phold 0,46% 1,65% 2,35% 0,40% 8,05% 2,57% B: tfill -0,07% -0,06% -0,23% -0,09% -1,89% 0,11% C: Tmold 0,04% 0,13% -1,43% -0,01% -0,14% -0,72% D: Tmelt 0,06% 0,11% 0,27% 0,02% 0,33% 0,04% AxB + CxD 0,05% 0,08% -0,14% 0,06% 1,27% 0,15% AxC + BxD -0,03% -0,18% -0,38% -0,05% -0,92% -0,23% AxD + BxC 0,01% -0,14% 0,14% 0,00% 0,06% -0,07%

Em concordância com a extensa revisão de JANSEN et al. (1998) sobre contração de diversos termoplásticos injetados em moldes de aço, os valores expressos na tabela 7.18 revelam a ampla predominância do efeito de Phold sobre a diminuição da contração. A influência muito destacada da Phold em relação aos demais fatores poderia ser apontada como conseqüência da escolha de um nível mínimo muito próximo do zero, muito abaixo de uma condição industrialmente usada. Contudo, proporções semelhantes foram encontradas por POSTAWA e KOSZKUL (2005) e por GIPSON et al (1999), no qual os níveis de pressão de recalque, estabelecidos via simulação, foram o mínimo e o máximo valor que produzissem peças comercialmente aceitáveis, para 8 diferentes grades de PP. Outra concordância com a literatura é o maior efeito percentual de Phold sobre contração da espessura em relação às demais dimensões.

A partir da comparação dos resultados de contração com os de densidade (apresentados na seção 7.3.1), presume-se que os níveis altos de Phold tenham produzido peças maiores porque a adição de massa compensou volumetricamente a contração decorrente da cristalização e não por uma suposta redução do volume livre da fase amorfa. Esse raciocínio é corroborado pela completa falta de relação verificada entre os resultados de contração e os índices termomecânicos, sobre os quais não incide a pressão de recalque.

Contudo, o efeito da pressão de recalque sobre a densidade geral da peça pode ser melhor discutido somente com base na análise de outras regiões do corpo de prova, especialmente as extremidades.

Ainda segundo JANSEN et al. (1998), é praticamente consensual que o aumento da temperatura de injeção diminui a contração, embora em segundo plano na comparação com a pressão de recalque. Trabalhos posteriores confirmam essa tedência (GIPSON et al, 1999; ZUIDEMA, 2000; CHANG E FAISON III 2000; POSTAWA e KOSZKUL, 2005). A temperatura do material mais alta tenderia, em tese, a aumentar o grau de cristalinidade e, assim, aumentar a contração. Porém, os autores explicam que a temperatura alta permite melhores condições para que a etapa de recalque compense a contração pela adição de massa à cavidade, facilitada pela diminuição da viscosidade e pelo retardo na solidificação da entrada.

A maior contração percentual da largura em relação ao comprimento era esperada para o XM6150K, conforme os valores de contração paralela e transversal ao fluxo (S׀׀ e S⊥) indicados

pelo fornecedor (ver tabela 6.2). Por outro lado, SL1 superou o máximo de 1,16 % esperado para a contração ao longo do fluxo sob todas as condições de processo, ao passo que SW1, SW2 e SW3 ficaram abaixo do limite de 1,86 % esperados para a contração transversal sempre que o nível de Phold foi alto ou intermediário.

A tabela 7.4 mostra que a Tmelt diminuiu a contração em todos os casos analisados, mas sempre com pequena influência nas peças moldadas em aço e sem significado estatístico no caso dos moldados em epóxi.

Em relação aos efeitos da temperatura do molde, JANSEN et al. (1998) relatam discordância na literatura. LIU e MANZIONE (1996), BAIN et al. (1992) e CHANG E FAISON III (2000) verificaram menores dimensões nas peças injetadas em moldes mais quentes (sempre em aço), mesmo na direção do fluxo. Resultados contrários foram obtidos por MAMAT et al. (1995) e DELBARRE et al. (1991) apud CHANG E FAISON III (2000). Para POSTAWA e KOSZKUL (2005), a pequena contribuição desse fator foi positiva para a dimensão transversal ao fluxo e negativa para a dimensão longitudinal. O modelo de BUSHKO E STOKES (1996), para o resfriamento de termoplásticos amorfos entre duas placas paralelas estacionárias, indica que o aumento da temperatura do molde aumenta a contração da espessura, mas não influi na contração na direção do fluxo.

Mas, independentemente do sentido do efeito, a literatura geralmente mostra que a contribuição da temperatura do molde é pequena, ou mesmo nula (ZUIDEMA, 2000), com o que concordam os resultados mostrados na tabela 7.4. A Tmold provocou variação superior a 0,1% apenas para a espessura T2, para as peças processadas em ambos os moldes. Por ser pequeno e

ter sinal contrário, o efeito da Tmold sobre o comprimento das peças injetadas em aço parece estar mais relacionado a erro experimental do que verdadeiramente ao processo.

Finalmente, tfill teve pouca influência na contração das peças injetadas em aço e em epóxi. Os resultados qualitativos são condizentes com as conclusões de POSTAWA e KOSZKUL (2005) e LEO e CUVELLIEZ (1996), que verificaram uma pequena redução da contração para baixas velocidades de injeção. Isso ocorre porque a espessura da camada solidificada torna-se maior, especialmente quando a espessura da entrada é restrita, pois nesse caso o recalque não atua por tempo suficiente para compensação da contração (LEO e CUVELLIEZ, 1996). Em contrário senso, ZUIDEMA (2000) encontrou menor contração com o aumento da velocidade de injeção. Já os experimentos de GIPSON et al. (1999) e MACFARLANE E DUBAY (2000) não mostraram qualquer influência significativa do tempo de preenchimento. Explicações e conclusões mais precisas exigiriam um experimento específico para a investigação da influência da velocidade de injeção na contração de peças injetadas em moldes RRT.

7.5.5 Considerações finais sobre a avaliação dimensional das peças de parede espessa