Virtuelle Prozessauslegung beim Expansionsspritzgießen

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204 © Carl Hanser Verlag, München Kunststoffe10/2010 RAJGANESH JEGADEESAN

WALTER FRIESENBICHLER GEORG STEINBICHLER U. A.

F

ür das Spritzgießen von Formteilen mit sehr niedrigen Wanddicken (kleiner 1 mm und Fließweg/

Wanddicken-Verhältnissen bis 400:1) hat die Engel Austria GmbH, Schwert- berg/Österreich, das Expansionsspritz- gießen entwickelt [1]. Hauptcharakte- ristikum dieses Verfahrens ist die Tren- nung von Schmelzekompression und Einspritzphase. Als erstes wird die Schmelze im Schneckenvorraum bei ge- schlossener Nadelverschlussdüse bis zu einem maximalen Vorkompressions- druck von 1800 bis 2500 bar kompri- miert. Nach dem Öffnen des Nadelver- schlusses expandiert die Schmelze und füllt in Sekundenbruchteilen mit hohem

Volumenstrom die Werkzeugkavität. So- mit kann der Prozess nach der Plastifi- zierung und Schmelzedosierung in der Spritzeinheit in eine Kompressions- und Expansionsphase aufgeteilt werden (Bild 1).

Der Prozessablauf des Expansions- spritzgießens lässt sich gut im pvT-Dia- gramm darstellen: Bei geschlossenem Werkzeug und abgesperrter Verschluss- düse – damit ist entweder die Spritzein- heit oder das Heißkanalsystem im Werk- zeug ausgerüstet – wird die Schmelze durch eine Vorwärtsbewegung des Schneckenkolbens bis zum maximalen Kompressionsdruck vorgespannt. Durch die Kompression erwärmt sich die Schmelze, und das spezifische Volumen steigt aufgrund der höheren Temperatur geringfügig an. Mit Öffnung der Ver- schlussdüse fällt der Druck im Speicher- vorraum vom Kompressionsdruck auf einen Enddruck als Funktion der Expan- sionszeit ab. Diese Druckdifferenz be-

wirkt den Volumenstrom für die Kavitä- tenfüllung (Bild 2).

Physikalisches Modell für das Expansionsspritzgießen

Die Schmelzekompressions- und Schmel- zeexpansionsphase lassen sich durch das thermodynamische Materialverhalten und durch die Prozessparameter End- druck (pE), Kompressionsdruck (pK) und komprimierte Schmelzemenge (m_K) be- schreiben. Der Zusammenhang zwischen Schussgewicht (m_F), komprimierter Schmelzemenge (m_K) und dem End- druck (p_E) ergibt sich bei Kenntnis des spezifischen Volumens v(p,T_M) der Kunststoffschmelze als Funktion von Druck und Massetemperatur (TM) aus Gleichung 1:

=

Simulation. Das Expansionsspritzgießen erlaubt die Herstellung sehr dünnwan- diger Teile durch die explosionsartige Entspannung komprimierter Schmelze. Eine Forschergruppe hat nun auf Basis eines physikalischen Modells eine Software entwickelt, die diesen Prozess simuliert. Als Beleg für die Praxistauglichkeit des Programms dient ein Abgleich zwischen virtuellem und realem Verlauf bei der Produktion von Scheckkarten.

ARTIKEL ALS PDFunter www.kunststoffe.de Dokumenten-Nummer KU110507

Bild 1. Prozessschritte des Expansionsspritzgießens: Der Ablauf nach der Plastifizierung und Schmelzedosierung in der Spritzeinheit lässt sich in eine Kompressions- und eine Expansionsphase aufteilen (Bilder: Engel)

Virtuelle Prozessauslegung beim Expansionsspritzgießen

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Die isotherme Kompressibilität (␬) der thermoplastischen Schmelze wird mit Gleichung 2 berechnet:

Die für die Werkzeugfüllung benötigte Schmelzemenge bzw. das Schussgewicht (m_F) ergibt sich durch die Schmelzeexpan- sion und den damit verbundenen Druck- abfall vom Kompressionsdruck (p_K) auf den Enddruck (p_E) nach Gleichung 3:

Im Gegensatz zum Kompressionsdruck (pK) wird der Enddruck (pE) durch die Geometrie bzw. den Fließwiderstand der Werkzeugkavität und die Viskosität der

[ ]

⋅

=

∂

= ∂ κ

Kunststoffschmelze bestimmt. Der sich nach der Schmelzeexpansion einstellen- de Enddruck (pE) muss eine vollständige Kavitätenfüllung sicherstellen und auch die Nachdruckfunktion übernehmen. Die nachfolgend vorgestellte Berechnungs- methode dient dazu, den minimalen Kompressionsdruck für eine vollständi- ge Kavitätenfüllung zu ermitteln.

Berechnungsprogramm für eine vollständige Kavitätenfüllung

Das Flussdiagramm des Rechenpro- gramms beginnt mit der Berechnung der approximierten Füllzeit für ein dünnwan- diges Formteil (Bild 3). Methodisch wird der minimale Fülldruck berechnet, indem der längste Fließweg in mehrere seriell geschaltete Einzelsegmente segmentiert wird. Bei Serienschaltung bleibt der

Volumenstrom überall konstant – der Druckabfall kann jedoch in jedem Einzel- segment unterschiedlich sein. Der be- nötigte Gesamtfülldruck setzt sich somit aus der Summe aller Druckabfälle in den Einzelsegmenten zusammen.

Um die Berechnungsgenauigkeit zu er- höhen, werden die Einflüsse der eingefrorenen Randschicht nach einer Methode von Dietz et al. [2] mit berücksichtigt. Aus der berechneten Verteilung der Rand- schichtdicken erhält man in jedem Seg- ment die Restkanalhöhe. Diese wird zur Berechnung des Druckgradienten im je- weiligen Segment eingesetzt und die Än- derung der Schmelzetemperatur infolge Dissipation und Abkühlung berücksich- tigt.

Der berechnete erforderliche Minimal- druck zur Füllung der Kavität wird als Enddruck (pE) gewählt. Als Basis für die Berechnung des maximalen Kompressi- onsdrucks (pK) zur Füllung der Kavität während der Expansionsphase dienen die Input-Werte Enddruck (pE), Schussge- wicht (mF), komprimierte Schmelzemen- ge (mK), Schmelzetemperatur sowie die Schmelzekompressibilität und das spezifische Volumen aus dem pvT-Diagramm.

Auf Grundlage des obigen Berechnungs- ansatzes wurde das Simulationspro- gramm „Xmeltsoft V.1.0“ mithilfe von VBA als Excel Add-In entwickelt.

Simulation mit einer Scheckkarte

Als Praxisbeispiel und experimentelle Überprüfung der Simulationsqualität wurde ein Scheckkarten-Formteil mit einer konstanten Wanddicke von 0,5 mm Temperatur

1350 cm³/g 1250 1200 1150 1100 1050 1000 0

spezifisches Volumen

50 100 150 200 °C 250

1 bar 200 bar 400 bar 600 bar 800 bar 1000 bar 1200 bar 1400 bar

Kompression

Expansion

Entformung Enddruck PE

Kühlphase

Bild 2. pvT-Diagramm für das Expansionsspritzgießen von PP: Bei abgesperrter Verschlussdüse wird die Schmelze bis zum maximalen Kompressionsdruck vorgespannt. Mit Öffnung der Düse fällt der Druck im Speichervorraum als Funktion der Expansionszeit ab

>

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und den Abmessungen 84⫻54 mm aus- gewählt. Die Schmelze-Volumenfließrate (MVR) des verwendeten Polystyrols (Typ: PS 495F; Hersteller: BASF SE, Lud- wigshafen) liegt bei 9,5 g/10 min (200 °C/5 kg). In die Simulation sind fol- gende Prozessparameter eingeflossen:

Massetemperatur: 230°C, Werkzeugwandtemperatur: 40 °C, No-flow-Temperatur: 140 °C, komprimiertes Schmelzevolumen:

120,56 cm³,

Formteilvolumen: 2,295 cm³, Formteilgewicht: 2,38 g.

Die Gesamtlänge des Fließkanals, der in sieben Segmente unterteilt wurde, be- trägt 73 mm. Die maximale Dicke der berechneten eingefrorenen Randschicht entlang des Fließwegs beträgt 0,057 mm (Bild 4, links). Der Vergleich der Druckver- luste entlang der Fließlänge zeigt: Mit Berücksichtigung der Randschicht ist der berechnete Fülldruck deutlich höher als der berechnete Druckwert bei Ver-

nachlässigung der eingefrorenen Rand- schicht (Bild 4, rechts). Mit dem berechneten Fülldruck als Enddruck wird der erforderliche Kompressionsdruck für den Schmelzespeicher berechnet. In drei Zeilen –

approximierte Füllzeit: 0,044 s, berechneter Enddruck: 1120 bar, berechneter Vorkompressionsdruck:

1590 bar

– ist das Ergebnis der Simulation zusam- mengefasst.

Fließweglänge 0,25

mm 0,15 0,10 0,05 0 -0,05 -0,10 -0,15 -0,20 -0,25 0

eingefrorene Randschichtdicke J

10 + H/2 – H/2

20 30 40 50 60 mm 70

Rest-Fließweglänge 1200

1000

800

600

400

200

0 bar

0

Druckabfall

73

58 mm

44 29

15

berechnet mit eingefrorener Randschicht berechnet ohne eingefrorene Randschicht

Bild 4. Berechnete Dickenverteilung der eingefrorenen Randschicht für PS 495F (links) und die berechneten Druckverluste entlang des Fließwegs (rechts). Wird die Randschicht berücksichtigt, ist der berechnete Fülldruck höher

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Bild 5. Die Fotos der bei unterschiedlichen Kompressionsdrücken gespritzten Scheckkarten-Formteile zeigen, dass die Kavität bei 1600 bar vollständig gefüllt ist. Bei niedrigeren Drücken war dies nicht der Fall

Berechnung der approximierten Füllzeit (t_F)

• Formteilgeometrie

• Schmelzetemperatur

• Werkzeugtemperatur

• thermische und rheologische Materialdaten

• Exponent des Potenzgesetzes (n), c_p (T), λ (T), ρ (T, p)

• Schussgewicht (m_F)

• Schmelzemenge (m_K)

• pvT-Diagramm

• thermische Materialdaten

Berechnung der eingefrorenen Randschicht δ (Dietz- und White-Modell)

Berechnung des minimal erforderlichen Formfülldrucks (p_E)

Berechnung der mittleren Schmelzetemperatur im Segment

Berechnung des Kompressionsdrucks (p_K) bei gegebener Schmelzemenge (mK)

• Anpassung der Viskosität Bild 3. Flussdia-

gramm des Berech- nungsprogramms: Die Methode dient dazu, den minimalen Kom- pressionsdruck für eine vollständige Ka- vitätenfüllung zu ermitteln

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>

Experimentelle Überprüfung

Um die Simulationsergebnisse zu über- prüfen, wurden Versuche auf einer Spritz- gießmaschine mit hybrider Antriebstech- nik (Typ: e-Victory 940/130 mit elektro- mechanischem Spritzaggregat und hy- draulischer Schließeinheit; Hersteller:

Engel) durchgeführt; das Scheckkarten- werkzeug war dabei mit zwei Werkzeug- innendrucksensoren (Typ: 6157B, max.

2000 bar, Abstand 52 mm; Hersteller:

Kistler Instrumente AG) bestückt. Der Schmelzedruck im Schneckenvorraum wurde mit einem Drucksensor über einen Messflansch gemessen.

Die Experimente wurden mit mehreren Kompressionsdrücken (1300, 1450 und 1600 bar) durchgeführt [3]. Nach der Kompressionsphase wurde die Verschluss- düse zum Druckausgleich und für das anschließende Aufbringen des Nachdrucks noch für 0,5 s offen gehalten. Die Fotos der Formteile ^{(Bild 5)}zeigen, dass die Kavität

bei einem vorgegebenen Kompressions- druck von 1600 bar vollständig gefüllt war.

Der Prozessablauf lässt sich anhand der Messgrößen Schneckenweg, Schmelze- druck im Schneckenvorraum und der angussnah sowie angussfern gemessenen Werkzeuginnendruckverläufe grafisch darstellen ^{(Bild 6)}. Nach dem Öffnen der Verschlussdüse erreicht der Werkzeug- innendruck ein Maximum von 896 bar angussnah bzw. 316 bar angussfern.

Analyse des Molmassenabbaus

Die für die Füllung dünnwandiger Form- teile erforderlichen hohen Einspritz- bzw. Schergeschwindigkeiten (Füllzeiten

< 0,05 s) führen zu einer hohen thermo- mechanischen Belastung der Kunststoff- schmelze. Bei thermisch empfindlichen Materialien kann dies einen Molmassen- abbau auslösen. In dieser Arbeit wurde der Einfluss der Scherrate, des Kompres- sionsdrucks und der Verweilzeit auf den Molmassenabbau systematisch untersucht, wobei die Molmassenbestimmung mittels Gelpermeationschromatographie (Size Exclusion Chromatography, SEC) durchgeführt wurde. Hierfür wurden an verschiedenen Stellen des Formteils Mi- krotomschnitte entnommen.

Zeit 1800

bar 1400 1200 1000 800 600 400 200 0

45 mm 35 30 25 20 15 10 5 0 0

Druck Schneckenposition

0,2 PS 495 F, 230°C

Verdichtung

Expansion

Dosieren

0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 s 2,0

PAN

Scheckkarte (85 × 54 × 0,5 mm)

PAF X-MELT

Schneckenposition Schmelzedruck Werkzeuginnendruck-AN Werkzeuginnendruck-AF

Restkühlung

Bild 6. Gemessene Druckprofile und Schneckenweg für PS 495F bei einem Kompressionsdruck von 1600 bar. Nach dem Öffnen der Verschlussdüse erreicht der Werkzeuginnendruck ein Maximum von 896 bar angussnah (AN) bzw. 316 bar angussfern (AF)

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Mit dem Mikrotom wurden drei Schich- ten mit Dicken von jeweils 10 µm herausgeschnitten (Bild 7).Die erste Probe (Außen- schicht) entspricht der eingefrorenen Randschicht. Die zweite Probe (Ober- schicht) stammt aus der Zone mit hoher Scherbelastung unterhalb der Randschicht.

Die dritte Probe (Mittelschicht) kommt aus der Mitte des Formteils. Die Schnittdicke

der Außenschicht entspricht der berechneten mittleren Randschichtdicke.

Als Ergebnisse der SEC-Analyse erhält man die Verteilungskurve der Molmasse (MMD), das Zahlenmittel (Mn), das Ge- wichtsmittel (M_w), das z-Mittel der Mol- masse (M_z) und die Polydispersität (PD

= M_w/M_n). Die Werte von M_wund M_zre- präsentieren Fraktionen höherer Mol- massen. Wird das Polymer abgebaut, ver- schiebt sich die Verteilungskurve in Rich- tung niedrigerer Molmassen. Das Ge- wichtsmittel, das Zentrifugalmittel und die Polydispersität nehmen ab, während das Zahlenmittel zunimmt. Aufgrund schwieriger Probenvorbereitung und einer begrenzten Materialmenge sind die Ergebnisse mit einem Messfehler von ca.

5 % behaftet.

Für die Untersuchung des Materialab- baus wurden Formteile aus PP mit Kom- pressionsdrücken von 950 und 1150 bar gespritzt. Die Ergebnisse der Molmassen- Analyse zeigen, dass die MMD-Kurven der angussnah entnommenen Proben aus dem Formteil im Vergleich zum Granu- lat in Richtung niedrigerer Molmassen verschoben sind (Bild 8). Weiterhin zeigt die MMD-Kurve der Oberschicht (Re- gion hoher Scherung) einen stärkeren Einbruch im Bereich hoher Molmassen, verglichen mit den Kurven der Außen- und Mittelschicht. Der Anstieg des Mn- Werts und der Abfall der Mw- und Mz- Werte der Proben aus dem Formteil belegen den Abbau (Tabelle 1).

Die Untersuchungen haben außerdem gezeigt, dass die Abbaueffekte bei PS deut-

lich geringer als bei PP sind. Ob der fest- gestellte Molmassenabbau nennenswerte Auswirkungen auf die mechanischen Eigenschaften des Formteils hat (Zugfes- tigkeit, Impactverhalten), soll in weiteren Messreihen untersucht werden.

DANK

Diese Arbeit wurde am Institut für Kunststoffverar- beitung an der Montanuniversität Leoben in Koope- ration mit der Engel Austria GmbH im Zuge eines von der Österreichischen Forschungsförderungsge- sellschaft (FFG) geförderten Projekts durchgeführt.

LITERATUR

Die Liste ist auf Anfrage bei den Autoren erhältlich.

DIE AUTOREN

B.TECH. DIPL.-ING. RAJGANESH JEGADEESAN, geb. 1980, ist seit 2006 wissenschaftlicher Mitarbei- ter in der Arbeitsgruppe Spritzgießen am Institut für Kunststoffverarbeitung der Montanuniversität Leoben (IKV-MUL); rajganesh.jegadeesan@unileoben.ac.at

PROF. DIPL.-ING. DR. WALTER FRIESENBICHLER, geb. 1957, ist Leiter des kürzlich gegründeten Lehr- stuhls für das Spritzgießen von Kunststoffen und Stellvertreter des Vorstands des IKV-MUL;

walter.friesenbichler@unileoben.ac.at

PROF. DIPL.-ING. DR. GEORG STEINBICHLER, geb.

1955, ist Leiter der Forschung und Entwicklung der Engel Austria GmbH und Vorstand des „Institute of Polymer Injection Moulding and Process Automation“

an der Johannes Kepler Universität Linz;

georg.steinbichler@engel.at

DIPL.-ING. JOSEF GIESSAUF, geb. 1968, leitet die Abteilung Entwicklung Prozesstechnologie der Engel Austria GmbH, Schwertberg/Österreich;

josef.giessauf@engel.at SUMMARY

VIRTUAL PROCESS DESIGN IN EXPANSION INJECTION MOLDING

Simulation. Expansion injection molding facilitates the production of very thin-walled parts by the explosive re- laxation of compressed melt. A research group has now developed software that simulates the process based on a physical model. The program’s practical capability is demonstrated by a comparison between the virtual and actual process in the production of check cards.

Read the complete article in our magazine Kunststoffe international and on www.kunststoffe-international.com Rohmaterial Außenschicht Oberschicht Mittelschicht

Mn(g/mol) 76 600 77 300 92 600 78 600

Mw(g/mol) 336 500 270 900 208 600 220 600

Mz(g/mol) 1 026 600 760 500 375 900 450 900

PD (–) 4,39 3,51 2,25 2,81

Tabelle 1. Ergebnisse der SEC-Analyse angussnaher Proben aus dem Formteil. Die Werte belegen den Molmassenabbau im Vergleich zum Rohmaterial

log (M) 1,2

1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0 10³

dW/dlogM

10⁴ 10⁵ 10⁶ 10⁷

Granulat PP

angussnah, Außenschicht angussnah, Oberschicht angussnah, Mittelschicht

Bild 8. Die MMD-Kurven der angussnah entnommenen Proben der Außen-, Ober-, und Mittelschicht für einen Kompressionsdruck von 1150 bar werden mit der MMD-Kurve des Granulats verglichen

30 µm

30 µm 30 µm 150 µm angussfern

H/2 L

Außenschicht (30 µm) Oberschicht mit 3 ×10 µm Mittelschicht mit 3 ×10 µm

Bild 7. Mit dem Mikrotom wurden drei Schichten mit Dicken von jeweils 10 µm herausgeschnitten