Verbundfestigkeit von Thermoplasten bei. der Zwei-Komponenten-MID-Technik für. miniaturisierte Mikrosystemgehäuse

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1 Hahn-Schickard-Gesellschaft Institut für Feinwerk- und Zeitmeßtechnik Abschlussbericht FV-Nr N Thema: Verbundfestigkeit von Thermoplasten bei der Zwei-Komponenten-MID-Technik für miniaturisierte Mikrosystemgehäuse Kurzbezeichnung: Verbundfestigkeit Auftraggeber: AiF Projekt-Nr.: Projektleiter: Bearbeiter: Dr. W. Eberhardt M. Münch Bearbeitungszeitraum: Datum: HSG-IFZ Hahn-Schickard-Gesellschaft Institut für Feinwerk- und Zeitmeßtechnik Breitscheidstr. 2b Stuttgart Telefon: Telefax: Institutsleiter: Prof. Dr. H. Kück

2 - 2 - Inhaltsverzeichnis 1 Zusammenfassung Problemstellung Modellteil Materialauswahl Füllsimulation Untersuchte Thermoplaste Angussauslegung Simulationsergebnisse Beispiel LCP Beispiel PPS Beispiel PPE+PS Spritzgießwerkzeug Untersuchungsmethoden Zugprüfung Dünnschnitte und Mikroskopie ATR-FT-IR - Spektroskopie Thermische Analyse (DSC) Schältest Planung und Durchführung der Spritzgießversuche Ergebnisse K-Spritzgießen und Charakterisierung der Verbunde Polyamid PA6 und SMA PA6 und sps SMA Blend PA6 und PP MSA Blend PA6 und PA PA6.6 und PA PA6 und TPU PA6 sps Blend und sps ABS+PA-Blend ABS+PA und ABS ABS+PA und sps ABS+PA und SMA ABS+PA und PA ABS+PA und TPE Weitere PA-Blends PPE+PA Blend PPS+PA und PPS PP+PA und PP ABS und ABS-Blends ABS+PC und PC ABS+PC und TPE ABS+PBT und PBT ABS+PSU und PSU ABS+PSU mit TPE ABS mit PPE+PS LCP Thermoplastische Elastomere... 48

3 TPU und SMA TPE und PC Einfluss der Verbundfläche auf die Zugfestigkeit Selektive Metallisierung Metallisierungsprozesse Metallisierung der Polyamide und Polyamidblends Metallisierung von ABS und ABS-Blends Galvanische Verstärkung der Metallschichten Selektivität der Metallisierungen PA PA ABS+PA PPS+PA PP+PA ABS+PC ABS+PSU Weitere Materialien Haftfestigkeit der außenstromlos abgeschiedenen Metallschichten PA PA ABS+PA PPS+PA ABS+PC ABS+PSU Zugfestigkeit nach der Metallisierung Temperaturwechselbelastung Zugfestigkeit nach Temperaturwechselbelastung Haftfestigkeit der Metallschichten nach Temperaturwechselbelastung Literatur Danksagung

4 - 4-1 Zusammenfassung Im Forschungsvorhaben Verbundfestigkeit von Thermoplasten bei der Zwei-Komponenten- MID-Technik für miniaturisierte Mikrosystemgehäuse (AiF-Vorhaben-Nr ) sollten für die 2K-MID-Technik kommerziell erhältliche Materialkombinationen ermittelt werden, welche im 2K-Spritzgießverfahren stoffschlüssige Verbunde erzielen lassen und weiterhin in einem chemischen außenstromlosen Metallisierungsprozess selektiv metallisierbar sind. Bei der Materialauswahl wurden weniger HT-Thermoplaste in Betracht gezogen, sondern eher kostengünstigere technische Thermoplaste, die nicht unbedingt lötbeständig sein müssen, sondern eher dann zum Einsatz kommen, wenn die Aufbau- und Verbindungstechnik mit elektrisch leitfähigem Kleben erfolgen kann. In einem Screening wurde eine Reihe von kommerziell erhältlichen Thermoplasten untersucht. Bei der Auswahl der Materialien wurden verschiedene Ansätze verfolgt, um im 2K-Spritzgießverfahren verbundfeste und selektiv metallisierbare Materialkombinationen zu erhalten. Zum einen wurde auf Polymere mit reaktiven Gruppen zurückgegriffen, um an der Grenzfläche beider Komponenten eine chemische Reaktion zu ermöglichen. Zum anderen wurden Kombinationen mit verschiedenen Polymerblends untersucht. Weiterhin wurden auch Hart-Weich-Verbunde untersucht. Für die Untersuchungen wurde ein 2K-Modellteil in Form eines speziellen miniaturisierten 2K-Zugstabs entworfen, welches die geometrischen Verhältnisse von einer Leiterbahn in einem Kunststoffträger wie in einem 2K-MID näherungsweise widerspiegelt. Hierzu wurde ein 2K-Spritzgießwerkzeug mit integrierter Sensorik hergestellt, mit dem verschiedene Querschnittsflächen im Bereich der Verbundstelle realiserbar sind. Hiermit wurden entsprechende 2K-Probekörper hergestellt, die Verbundfestigkeit in Abhängigkeit von den Spritzparametern bestimmt und die Materialverbunde mit mikroskopischen Methoden charakterisiert. Mit verbundfesten Materialkombinationen wurden erste Arbeiten zur selektiven außenstromlosen chemischen Metallisierung durchgeführt, hierzu wurde der Metallisierungsprozess an die entsprechende Materialkombination angepasst. Die Haftfestigkeiten der Metallisierungen wurden mittels eines Schältests bestimmt. Dabei wurde ferner der Einfluss der Oberflächenrauhigkeit der Kunststoffe auf die Haftfestigkeit der Metallisierung untersucht. Eine Zusammenfassung der erhaltenen Ergebnisse zeigt Tabelle 1. An ausgewählten Materialpaarungen wurde der Einfluss einer Temperaturwechselbelastung auf die Zugfestigkeit untersucht. Hierbei wurde eine Abnahme der Zugfestigkeit von maximal 30% beobachtet. Weiterhin wurde an ausgewählten Thermoplasten die Haftfestigkeit der Metallschichten nach Temperaturwechselbelastung untersucht. Insgesamt sind durch die Ergebnisse des Vorhabens weitere Materialkombinationen verfügbar, welche die Anforderung Verbundfestigkeit und selektive Metallisierbarkeit erfüllen. Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.

5 - 5 - Zu metallisierende Komponente PA und PA-Blends PA6 Durethan BKV 115 PA6 sps Blend Durethan BKV 115 Edgetek QT30GF PA6.6 Creamid A3H2G5 mit 4,5% Strahlenvernetzer PPE+PA Noryl GTX 918W Nicht metallisierbare Komponente Zugfestigkeit Kunststoff verbund Selektivität der Metallisierung SMA Dylark 378 P % selektiv sps SMA Blend Edgetek QT-30GF 0% - Dylark 378 P 15 PP MSA Blend Hostacom G2U % bedingt selektiv Qestron KA 802 A PA12 Grilamid LV3H 12-20% selektiv TPU Elastollan R % selektiv sps Edgetek QT30GF 0% - PA12 Grilamid LV3H mit 4,5% Strahlenvernetzer 0% - PPE+PS Vestoran 1900GF20 0% - PA12 Grilamid LV3H 0% - SMA Dylark 378 P 15 0% - PPS+PA Xtel XK2240 PPS Fortron 1140L4 3-6% bedingt selektiv ABS+PA Triax 1408GF ABS Terluran 958 I 20-30% selektiv sps Edgetek QT30GF 10-15% selektiv SMA Dylark 378 P 15 8% selektiv PA12 Grilamid LV3H 27-38% nicht selektiv TPE Uniflex E72D/M 800 0% - PP+PA Schulablend B12 G8 PP Hostacom G2U % nicht metallisierbar ABS und ABS-Blends ABS+PC Bayblend T45 PC Lexan 121 LS 51-60% selektiv TPE Uniflex E72D/M % nicht selektiv ABS+PBT Pocan KU PBT Celanex B2300 GV1/20 3-6% nicht metallisierbar ABS+PSU Mindel A670 PSU Ultrason S2010 G % selektiv TPE Uniflex E72D/M % nicht selektiv ABS Terluran 958 I PPE+PS Vestoran 1900 GF20 0% - LCP LCP Vectra E820iPd LCP+PC Vectra LKX % - LCP+PPS Vectra V140 0% - TPU Elastollan R3000 0% - TPE Uniflex E72D/M 800 0% - Thermoplastische Elastomere TPU Elastollan R3000 SMA Dylark 378 P 15 0% - TPE Uniflex E72D/M 800 PC Lexan 121 LS 13-15% nicht metallisierbar Tabelle 1: Übersicht über die erreichten Zugfestigkeiten zwischen den Kunststoffkomponenten und über die Selektivität der außenstromlosen Metallisierung. Die angegebene Zugfestigkeit des Verbunds ist auf die Zugfestigkeit der zuerst gespritzten Komponente bezogen. Wurde kein Verbund erreicht, wurden auch keine Metallisierungsversuche durchgeführt.

6 - 6-2 Problemstellung Das Zwei-Komponenten-Spritzgießverfahren bietet für die MID-Technik (MID = Molded Interconnect Device) eine große Gestaltungsfreiheit bei der Konstruktion von dreidimensionalen Schaltungsträgern aus Kunststoff. Dadurch lassen sich neben der elektrischen Verdrahtungsfunktion weitere Funktionen wie beispielsweise Strukturen für mechanische oder fluidische Funktionen in einem Bauelement integrieren. Mit dem großen Potential der Spritzgießtechnik, feinste Strukturen abformen und herstellen zu können, bietet sich diese Technologie geradezu für miniaturisierte Gehäuse für Mikrosysteme an. Hier steht neben der elektrischen Verdrahtung und mechanischen Funktionen die Integration mehrerer verschiedener Systemfunktionen wie beispielsweise fluidische Kanäle und Anschlüsse, Fenster für chemische und biologische Sensoren, Membranen für Druckaufnehmer usw. im Vordergrund. Dem stoffschlüssigen Verbund zwischen der metallisierten und nicht metallisierten Kunststoffkomponente muss im Hinblick auf Miniaturisierung und fluidische Systemfunktion eine besondere Beachtung geschenkt werden. Bei vielen der bisherigen 2K-MID- Bauelemente wird die Verbundfestigkeit durch eine zusätzliche mechanische Verankerung in Form von Durchkontaktierungen oder Hinterschneidungen erreicht bzw. sichergestellt. Die Durchkontaktierungen und Hinterschneidungen können dabei die Designmöglichkeiten der elektrischen Verdrahtung stark beeinträchtigen. Die Hinterschneidungen stehen unmittelbar der Miniaturisierung entgegen. Darüber hinaus erhöhen Durchkontaktierungen und Hinterschneidungen die Komplexität des Werkzeugs und damit die Kosten und den Zeitbedarf für dessen Herstellung. Die wissenschaftlich-technische Aufgabenstellung des Vorhabens ist daher, Kunststoffmaterialpaarungen mit einer metallisierbaren und nicht metallisierbaren Kunststoffkomponente zu identifizieren, die im 2-K-Spritzgießverfahren eine stoffschlüssige Verbindung eingehen. Hierbei wurde auf kommerziell erhältliche Materialien zurückgegriffen, um möglichst anwendungsnahe Ergebnisse zu erzielen. Über die Verbundfestigkeit von Kunststoffpaarungen beim 2K-Spritzgießen liegen zwar sowohl theoretische Untersuchungen vor, bei denen der Einfluss der Stoffdaten der Kunststoffe betrachtet wurde, als auch praktische Messungen an ausgewählten Materialpaarungen. In der verfügbaren Literatur werden jedoch zu den Kompatibilitätsmatrizen beim 2-K-Spritzgießen meist keine Verarbeitungsbedingungen angegeben, so dass diese Angaben nur als Richtlinien aufzufassen sind, bei denen die Einflüsse der Verarbeitungsbedingungen, des Angusses und der Geometrie des Bauteils eine nur untergeordnete Bedeutung haben. Ferner beruht die Hauptaussage der in der Literatur vorzufindenden Untersuchungen rein auf der Kompatibilität der Materialien, ohne die Miniaturisierung der spritzgegossenen Bauteile

7 - 7 - zu berücksichtigen. Da bei miniaturisierten Bauteilen, die im 2-K-Spritzgießverfahren hergestellt werden andere Verhältnisse bezüglich der Ausbildung der Spritzhaut und Bauteilgröße und -volumen bzw. zwischen Wärmeeintrag des Fertigspritzlings in den Vorspritzling und Bauteilgröße und volumen vorliegen als bei Formteilen mittlerer Größe, kann aus den verfügbaren Kompatibilitätsmatrizen nicht immer auf die Verhältnisse bei miniaturisierten Teilen geschlossen werden. Ferner liegen wenig Untersuchungen vor, die die Besonderheiten der 2-K-MID-Technik berücksichtigen. Hier muss besonderers Augenmerk auf die Verbundfestigkeit von Materialpaarungen gelegt werden, die anschließend selektiv außenstromlos metallisierbar sind. Die in der MID-Technik verwendeten Kunststoffe wurden bisher oft im Hinblick auf ihre Lötbarkeit ausgewählt. Falls für die Aufbau- und Verbindungstechnik jedoch auch Verfahren wie das leitfähige Kleben zum Einsatz kommen, erweitert sich die in der MID-Technik einsetzbare Substratpalette. Bei 2-K-MID-Teilen besteht weiterhin die Notwendigkeit, die Verarbeitungsparameter beim Spritzgießen im Hinblick auf die Verbundfestigkeit zwischen den Kunststoffkomponenten und gleichzeitig auf die selektive Metallisierbarkeit hin zu optimieren. So wirken sich beispielsweise hohe Werkzeugtemperaturen bei PA und PA-Blends in der Regel günstig auf die Verbundfestigkeit zwischen den Kunststoffen aus, führen aber andererseits dazu, dass Polyamide einen höheren Kristallinitätsgrad aufweisen, was sich nachteilig auf die Metallisierbarkeit auswirkt. Mittlerweile sind einige selektiv außenstromlos metallisierbare Materialpaarungen für die 2-K- MID-Technik bekannt. Beispielsweise wird in der Literatur die Kombination PA6 / PA12 mit selektiv metallisiertem PA6 für eine Reihe von Anwendungen erwähnt. Als nicht metallisierbare Komponente sind hierbei beispielsweise auch einige teilaromatische Polyamide möglich. Eine Vielzahl von 2-K-MIDs sind aus einer Kombination mit einem selektiv metallisierbaren LCP bekannt. LCP hat jedoch den Nachteil, dass es beim 2-K- Spritzgießverfahren keine stoffschlüssige Verbindung beider Komponenten gibt. Über den Einsatz von Polymerblends bei der 2-K-MID-Technik ist bisher wenig bekannt. Insbesondere ist über die außenstromlose Metallisierung von Polymerblends in der Literatur sehr wenig beschrieben. 3 Modellteil Zur Bestimmung der im 2-K-Spritzgießverfahren erzielbaren Verbundfestigkeit verschiedener Materialpaarungen wurde ein miniaturisiertes Modellteil entworfen. Das Modellteil musste geeignet sein, um die selektive Metallisierung in einen außenstromlosen Metallisierungsprozess zu untersuchen.

8 - 8 - Hierbei wurde in Anlehnung an DIN EN auf einen 2-K-Zugprüfstab zurückgegriffen, der in seinen Abmessungen kleiner ist als der DIN-Normzugprüfstab und so den miniaturisierten Verhältnissen Rechnung trägt (Abbildung 1). R a = 0,8 µm R a = 4,5 µm R a = 2,24 µm R a = 6,3 µm Abbildung 1: Miniaturisierter 2-Komponenten-Zugstab Um den Einfluss der Oberflächenrauhigkeit des Kunststoffsubstrats auf die chemische Metallisierung bzw. auf die Haftfestigkeit der abgeschiedenen Schichten zu untersuchen, weisen die vier äußeren Bereiche der Zugstabkavität unterschiedliche Oberflächenrauhigkeiten auf (R a = 0,8 µm / 2,24 µm / 4,5 µm / 6,3 µm, Abbildung 1). Der Bereich der Verbundstelle zwischen den beiden Kunststoffkomponenten wurde so ausgeführt, dass er wie in einem 2-K-MID den Verhältnissen einer Leiterbahn in ihrem Bett entspricht. Daher werden die Kunststoffe nicht stumpf aufeinander gespritzt, sondern die eine Komponente umklammert die andere mit einer Tiefe von 0,4 mm. Die Breite des Zugstabes im Bereich des Verbundes entspricht dabei der Länge einer Leiterbahn. Da die Leiterbahnbreite je nach Anwendung und eingesetzten Kunststoffen bei einem Funktionsbauteil variieren kann, ist am Zugprüfstab eine veränderliche Leiterbahnbreite" vorgesehen. Realisiert wurden Leiterbahnbreiten von 0,3 mm, 0,4 mm, 0,6 mm und 0,8 mm.

9 - 9-4 Materialauswahl Um zwischen beiden Komponenten eine verbesserte Verbundfestigkeit zu erreichen, wurde auf Polymerblends sowie auf Copolymere mit reaktiven Gruppen zurückgegriffen, welche kommerziell verfügbar sind. Dabei wurden die Materialkombinationen im Hinblick auf eine selektive außenstromlose Metallisierung nach entsprechender Vorbehandlung ausgewählt (Tabelle 2). Zum einen wurde eine Reihe von PA Blends untersucht, welche nach einem für PA modifizierten Verfahren metallisiert wurden. Weiterhin wurden eine Reihe von ABS Blends untersucht, die nach einem modifizierten ABS Verfahren metallisiert wurden. Als zweite Komponente wurde dabei neben dem Polymerblend ein Thermoplast ausgewählt, welcher ein Teilbestand des jeweiligen Polymerblends ist und mit entsprechenden Metallisierungsverfahren nicht metallisierbar ist, z.b. PPS neben einem PPS / PA Blend. Mit solchen Materialkombinationen sollte aufgrund gleicher Bestandteile in beiden Komponenten eine chemische Kompatibilität vorhanden sein und somit eine Interdiffusion über die Grenzfläche hinweg möglich sein, was zu einer verbesserten stoffschlüssigen Verbindung beitragen sollte. Die selektive Metallisierung sollte über die andere Phase des Polymerblends erfolgen. Mit diesem Ansatz sollte im Vorhaben auch untersucht werden, ob sich auch beim Einsatz von LCP eine Verbundfestigkeit beim 2-K-Spritzgießen erzielen lässt. Kommerziell erhältliche LCP Blends wurden in Kombination mit einem metallisierbaren LCP Typ untersucht. Da LCP insbesondere aufgrund der hervorragenden Fließfähigkeit für spritzgegossene miniaturisierte Systeme prädestiniert ist, wurden hiermit auch Untersuchungen in Kombination mit thermoplastischen Elastomeren durchgeführt. Ein weiteres Konzept zur verbesserten Verbundfestigkeit im 2-K-Spritzgießverfahren ist der Einsatz von Copolymeren mit reaktiven Gruppen (z.b. SMA). Hierbei sollte bei einer geeigneten zweiten Komponente eine chemische Reaktion über die Grenzfläche hinweg möglich sein, wodurch eine verbesserte Haftung beider Komponenten resultieren sollte. Weitere interessante Materialkombinationen stellen Verbunde aus Thermoplasten und thermoplastischen Elastomeren dar, welche selektiv metallisierbar sind, beispielsweise PA6 und TPU. Ferner sollte untersucht werden, ob bei geeigneter Materialkombinationen mittels Blockcopolymeren als Verträglichkeitsvermittler ein stoffschlüssiger Verbund erreicht werden kann. Trotz umfangreicher Recherche nach kommerziell verfügbaren Produkten konnten jedoch keine derartigen Systeme ausfindig gemacht werden. Nach Diskussion mit dem projektbegleitenden Ausschuss und nach den erfolgversprechenden Ergebnissen bei den

10 anderen untersuchten Systemen wurde dieser Ansatz nicht weiter verfolgt. Alternativ wurde daher die Materialpalette der untersuchten kommerziell erhältlichen Polymerblends erweitert. zu metallisierende Komponente nicht metallisierbare Komponente PA und PA-Blends PA6 Durethan BKV 115 SMA Dylark 378 P 15 sps SMA - Blend Edgetek QT-30GF Dylark 378 P 15 PP MSA - Blend Hostacom G2U02 Qestron KA 802 A PA12 Grilamid LV3H TPU Elastollan R3000 PA6 sps Blend Durethan BKV 115 sps Edgetek QT-30GF Edgetek QT30GF PA6.6 Creamid A3H2G5 PA12 Grilamid LV3H strahlenvernetzbar PPE+PA Noryl GTX 918W PPE+PS Vestoran 1900GF20 PA12 Grilamid LV3H SMA Dylark 378 P 15 PPS+PA Xtel XK2240 PPS Fortron 1140L4 PP+PA Schulablend B12 G8 PP Hostacom G2U02 ABS+PA Triax 1408GF ABS Terluran 958 I sps Edgetek QT-30GF SMA Dylark 378 P 15 PA12 Grilamid LV3H TPE Uniflex E72D/M 800 ABS und ABS-Blends ABS+PC Bayblend T45 PC Lexan 121 LS TPE Uniflex E72D/M 800 ABS+PBT Pocan KU PBT Celanex B2300 GV1/20 ABS+PSU Mindel A670 PSU Ultrason S2010 G6 TPE Uniflex E72D/M 800 ABS Terluran 958 I PPE+PS Vestoran 1900 GF20 LCP LCP Vectra E820iPd LCP+PC Vectra LKX 1088 LCP+PPS Vectra V140 TPU Elastollan R3000 TPE Uniflex E72D/M 800 Thermoplastische Elastomere TPU Elastollan R3000 SMA Dylark 378 P 15 TPE Uniflex E72D/M 800 PC Lexan 121 R Tabelle 2: Im 2-K- Spritzgießverfahren untersuchte Materialkombinationen.

11 Füllsimulation 5.1 Untersuchte Thermoplaste Da im Rahmen des Projekts Kunststoffe mit sehr unterschiedlichen Eigenschaften untersucht wurden, muss der Anguss so dimensioniert sein, damit sowohl hoch- als auch niederviskose Kunststoffe verarbeitet werden können. Dazu wurden die in Tabelle 3 aufgeführten Thermoplaste exemplarisch mit dem Programmpaket Moldflow untersucht. Materialtyp LCP niederviskos PPS mittlere Viskosität, geringe Änderung aufgrund Scherung PPE + PS hohe Viskosität, starke Abhängigkeit zwischen η und γ Name Vectra E820l Fortron 1140 L4 Vestoran 1900 GF20 mittlere Verarbeitungstemperatur 340 C 320 C 300 C T M Viskosität η bei T M, γ =100 1/s 76,8 Pa s 254 Pa s 1920 Pa s γ =1000 1/s 40,7 Pa s 200 Pa s 572 Pa s γ = /s 14,9 Pa s 139 Pa s 145 Pa s Tabelle 3: Mittels Simulation untersuchte Thermoplaste. 5.2 Angussauslegung Bei der Simulation kann zwar grundsätzlich auf den Anguss verzichtet werden, jedoch wird dann besonders der Druckabfall zwischen der Düsenspitze und dem Fließwegende in der Kavität nur ungenau wiedergegeben. Zu klein ausgelegte Angüsse können dazu führen, dass das Spritzgießteil nicht oder nicht vollständig gefüllt werden kann. Daher ist es wichtig, dass das Angusssystem in der Simulation berücksichtigt wird. Abbildung 2 zeigt schematisch das optimierte Angusssystem im 2-K-Werkzeug. Der Querschnitt des Angusses orientiert sich an der Fertigungstechnik und wurde auf ein Trapez mit abgerundetem Grund festgelegt. Solche Querschnitte haben sich bei der Entformung bewährt. Als Maße wurde ein Durchmesser von 3 mm, ein Öffnungswinkel von 20 und eine Gesamthöhe von 3 mm gewählt (Abbildung 3). Dadurch ergibt sich unter Berücksichtigung der Auswerfer die in Abbildung 4 dargestellte Geometrie. Der kegelförmige Teil in Abbildung 4 unterhalb der zweiten Komponente des Zugstabes ist dabei der Teil des Angusses, der durch die Aufspannplatte und Formteilplatte der festen Werkzeughälfte läuft. Seine Geometrie in Bezug auf den Durchmesser entspricht

12 dabei einer vorgefertigten, kommerziell erhältlichen Normalie, während die Länge auf die Stärke der Aufspann- und Formteilplatte abgestimmt ist. Zugstab Werkzeug Symmetrieachsen des Werkzeuges Angüsse Abbildung 2: Schematische Lage des Zugstabes und der Angüsse bezüglich der Symmetrieachsen im Werkzeug mm R = 1,5 mm Abbildung 3: Querschnittsgeometrie des Angusses. Abbildung 4: Komponente 2 des Zugstabes. Der zylindrische Teil im Anschluss an den Angusskegel dient zum Auffangen von Kunststoffschmelze, die im Freistrahl Teile des Angusskegels gefüllt hat. Hier und an den beiden anderen zylinderförmigen Teilen befinden sich Auswerfer. Durch die Zylinderform wird die Klemmung zwischen Spritzteil und Werkzeug verbessert. Indem der Anguss im Bereich zwischen dem dritten Auswerfer und der Anbindung ans Bauteil auf der düsenseitigen Formplatte geführt wird, wird die Kunststoffschmelze beim Eintreten in die Anbindung nochmals geschert. Die Anbindung des Zugstabes erfolgt mit einem Filmanguss.

13 Simulationsergebnisse Beispiel LCP Bei der Simulation des Füllvorgangs mit LCP (Vectra E820i) wurden folgende Parameter zugrunde gelegt: Einspritzgeschwindigkeit 10 cm³/s, Schmelzetemperatur 310 C, Werkzeugtemperatur 140 C. Ausgehend von diesen Parametern ergeben sich folgende Ergebnisse der Simulation (Abbildung 5 bis Abbildung 10). Abbildung 5: Viskosität in Zugstabmitte. Abbildung 6: Fließgeschwindigkeit der Schmelze in Fließrichtung in Zugstabmitte. Abbildung 7: Schergeschwindigkeit in Zugstabmitte. Abbildung 8: Temperatur in Zugstabmitte. Abbildung 5 zeigt, dass im Kernbereich des Angusses, im Anschnitt und im breiteren Bereich des Zugstabes die Viskosität im Bereich von 10 Pa s liegt, das heißt, dass die Schmelze dünnflüssig und fließfähig ist. Im weiteren Verlauf des Zugstabes nimmt die Viskosität ab, da sich der Fließquerschnitt von 6,5 mm² im Anguss auf 15 mm² vergrößert, und somit die Schergeschwindigkeit der Schmelze geringer wird (Abbildung 7). Damit einher geht auch die in diesem Bereich kleinere Fließgeschwindigkeit der Schmelze (Abbildung 6). Die weißen Bereiche rechts unten am Zugstab in Abbildung 6 und Abbildung 7 sind auf numerische Fehler in Zusammenhang mit dem finite Elemente-Gitter zurückzuführen.

14 Abbildung 9: Füllzeit von Anguss und Zugstab. Abbildung 10: Druckverteilung im Anguss und Zugstab Beispiel PPS Weiterhin wurde das Füllverhalten von PPS (Fortron 1140L4) untersucht, dessen Viskosität bei höheren Schergeschwindigkeiten immer noch relativ hoch ist. Folgende Parameter wurden bei der Simulation zugrundegelegt: Einspritzgeschwindigkeit 8 cm³/s, Schmelzetemperatur 330 C, Werkzeugtemperatur 120 C. Es ergaben sich folgende Ergebnisse (Abbildung 11 bis Abbildung 16). Der in Abbildung 11 dargestellte Viskositätsverlauf am Ende des Füllvorgangs zeigt, dass die Viskosität sowohl im Anguss als auch im Zugstab gleichmäßig und gering ist. Die im unteren Bereich des Zugstabes auftretenden hohen Viskositätswerte sind auf die dort bereits erfolgte Abkühlung der Schmelze zurückzuführen (Abbildung 14). Gründe für die Asymmetrie bezüglich der x-achse sind im wesentlichen in der Geometrie des finiten Elemente Gitters zu sehen. Abbildung 11: Viskosität in Zugstabmitte. Abbildung 12: Fließgeschwindigkeit in Fließrichtung in Zugstabmitte.

15 Abbildung 13: Schergeschwindigkeit in Zugstabmitte. Abbildung 14: Temperatur in Zugstabmitte. Abbildung 15: Füllzeit von Anguss und Zugstab. Abbildung 16: Druckverteilung im Anguss und Zugstab. Abbildung 12 zeigt, dass die Fließgeschwindigkeit ebenfalls gleichmäßig ist und im Bereich engerer Querschnitte größer wird. Aufgrund der bereits erfolgten Abkühlung der Schmelze im unteren Bereich des Zugstabs verringert sich hier die Fließgeschwindigkeit stärker als im oberen Bereich. Abbildung 13 zeigt, dass auch die Schergeschwindigkeit im Anguss und im Zugstab gleichmäßig ist. Die Werte für die Schergeschwindigkeit korrelieren sehr gut mit denen der Fließgeschwindigkeit. Im Bereich jenseits der Schulter (also dem Bereich des Zugstabs, an dem dessen Breite von 10 auf 6mm abnimmt) nimmt die Fließgeschwindigkeit aufgrund der Wandhaftung der Schmelze in Wandnähe nicht zu, während sie infolge des kleineren Querschnitts im Kern größer wird. Die Schergeschwindigkeit nimmt dabei nicht im Kern besonders zu, sondern an Wandnähe, da hier der Geschwindigkeitsgradient in y-richtung besonders hoch ist.

16 Die in Abbildung 14 dargestellte Temperaturverteilung in der Mitte des Zugstabs lässt erkennen, dass entlang des Fließweges keine erhöhte Scherung oder ein Schmelzestillstand auftritt, der die Temperatur beeinflusst. Lediglich im Randbereich des Zugstabs sind aufgrund der Kühlung die Temperaturen nahe der Werkzeugwandtemperatur von 120 C, während wegen der stärkeren Schmelzescherung an der Wand jenseits der Schulter die Temperatur nochmals steigt. Die maximale Temperatur von 352,8 C stellt sich gegenüber der gewählten Schmelzetemperatur von 330 C aufgrund der hohen Einspritzgeschwindigkeit höher ein. Abbildung 15 zeigt die Füllzeit des Bauteils. Aufgrund der bisherigen Simulationsergebnisse wird das Bauteil erwartungsgemäß gleichmäßig gefüllt. Die Füllzeit ist wie beim Füllvorgang von LCP aufgrund von Verzögerungsvorgängen am Ende der Füllphase geringfügig größer als der Quotient zwischen Bauteilvolumen und Einspritzgeschwindigkeit. Der sich beim PPS einstellende Fülldruck ist im Vergleich zu LCP aufgrund der erheblich größeren Viskosität des PPS deutlich größer, wie man in Abbildung 16 erkennen kann. Es ergibt sich ein Druckgefälle von 1268 bar. Auch hier ergibt sich wegen numerischen Ungenauigkeiten ein negativer minimaler Druck. Der Druckabfall im Zugstab ist mit ca. 300 bar nur geringfügig höher als bei LCP. Insgesamt kann daher ausgesagt werden, dass der Anguss auch geeignet ist, um PPS zu verarbeiten. Es ist jedoch davon auszugehen, dass das Prozessfenster von PPS bezüglich Werkzeug- und Schmelzetemperaturen kleiner ist als das von LCP Beispiel PPE+PS Für die Simulation von PPE+PS (Vestoran 1900 GF20) wurden folgende Parameter gewählt: Werkzeugtemperatur 120 C, Schmelzetemparatur 330 C, Einspritzgeschwindigkeit 5 cm³/s. Die Simulationsergebnisse sind in Abbildung 17 bis Abbildung 22 dargestellt. Abbildung 17: Viskosität in Zugstabmitte. Abbildung 18: Fließgeschwindigkeit in Fließrichtung in Zugstabmitte.

17 Abbildung 19: Schergeschwindigkeit in Zugstabmitte. Abbildung 20: Temperatur in Zugstabmitte. Abbildung 21: Füllzeit von Anguss und Zugstab. Abbildung 22: Druckverteilung im Anguss und Zugstab. Die in Abbildung 17 dargestellte Viskosität der PPE+PS-Schmelze am Ende des Füllvorgangs ist auf den Maximalwert von 2000 Pa s begrenzt, um eine erkennbare Auflösung zu erreichen. Höhere Werte sind hier nicht dargestellt. Man erkennt, dass die Viskosität entlang der Kavitätswand sowohl im Anguss als auch im Zugstab sehr groß wird, da die Schmelze hier bereits abgekühlt ist (Abbildung 20). Dadurch nimmt auch die Fließ- und Schergeschwindigkeit im Bereich der Kavitätswand ab. Im Kern des Angusses und des Zugstabs wird durch die hohe Einspritzgeschwindigkeit eine noch relativ geringe Viskosität erreicht. Dadurch wird die Fließfähigkeit erhalten, die sich kurz vor der Schulter des Zugstabes aufgrund der bis dahin eingetretenen Abkühlung deutlich erhöht. In der Schulter selber nimmt die Viskosität wieder leicht ab, da aufgrund des kleineren Fließquerschnitts die Scherung geringfügig zunimmt, siehe auch Abbildung 19. Die Fließgeschwindigkeit ist an der Kavitätswand erwartungsgemäß klein (Abbildung 18), bleibt aber auch im Kern des Angusses wegen der hohen Viskosität von PPE+PS klein. Sie

18 korreliert zusammen mit den hohen Werten für die Viskosität mit der in Abbildung 19 dargestellten Schergeschwindigkeit, die hoch ist und dadurch keine hohe Fließgeschwindigkeit ermöglicht. Die Temperatur nimmt, wie aus Abbildung 20 ersichtlich, im Bereich kurz vor der Schulter aufgrund der Kühlung durch das Werkzeug ab, während sie aufgrund der Trägheit von thermischen Vorgängen im Bereich der Schulter durch die stärkere Scherung nur noch wenig steigt. Die maximale Temperatur von 346,9 C wird durch Erwärmung aufgrund von starker Scherung erreicht und zeigt, dass die Einspritzgeschwindigkeit für das Material hoch ist, insbesondere deshalb, weil diese Temperatur in großen Teilen des Angusses und des Zugstabs erhalten bleibt. Die in Abbildung 21 und Abbildung 22 dargestellten Verläufe für Füllzeit und Druckverteilung lassen auf einen gleichmäßigen Füllvorgang schließen und zeigen, dass zum Füllen des Bauteils ein hoher Druck von 1673 bar nötig ist und dass die Füllzeit mit 0,5457 s lang ist. Insgesamt kann bei einem maximalen maschinenseitigen Spritzdruck von 2500 bar das Bauteil gefüllt werden, wobei von einem kleinen Prozessfenster für die Verarbeitung des Materials auszugehen ist. 6 Spritzgießwerkzeug Bei der Herstellung des 2-K-Spritzgießwerkzeugs wurde auf die Kernzugtechnik zurückgegriffen. Der Bereich der Leiterbahn, also der Bereich des Verbundes zwischen den beiden Komponenten, wurde in die Mitte des Zugstabes gelegt, um genügend Platz zwischen dem im Werkzeug nötigen Kernzug und den Auswerfern zu schaffen, die möglichst symmetrisch jenseits des Kernzugs angeordnet sein sollen, um ein Verkanten des Spritzlings beim Auswerfen zu vermeiden. Außerdem sind diese geometrischen Bedingungen, bei denen Angusssysteme mit zum Teil erheblicher Länge entstehen für den Verbund eher schwierig, wodurch die gewonnenen Ergebnisse sehr belastbar sind und somit am wahrscheinlichsten auf reale Bauteile übertragen werden können. Ferner bleibt ein Zwei-Komponenten-Werkzeug mit Kernzugtechnik während der Einspritzvorgänge geschlossen, wodurch eine Wärmeabgabe des Vorspritzlings während des Drehens bei geöffnetem Werkzeug nicht möglich ist und dadurch Störgrößen wie die Umgebungslufttemperatur oder Umgebungsluftströmung nur in sehr geringem Umfang Auswirkungen auf den Spritzprozess haben. Auf der Düsenseite sind in der Kavität Sensoren für die Spritzprozessüberwachung vorhanden. Die erste Komponente wurde angussnah mit einem Drucksensor und angussfern mit einem kombinierten Druck- und Temperatursensor ausgerüstet. Bei der zweiten Komponente ist angussnah ein Temperaturfühler und angussfern ein Drucksensor

19 vorhanden. Durch entsprechende Steuerung der Spritzgießmaschine ist es möglich, werkzeuginnendruckabhängig vom Einspritz- auf den Nachdruck umzuschalten und die Spritzparameter schnell zu optimieren. In Abbildung 23 bis Abbildung 25 ist der Aufbau des Werkzeuges dargestellt.,~1'/l --! Ii"'" - Q - ~ ~ ~ I j_ I Llll_j I I I I I L-,-~TJ I I I. I I I I I I I ~ I r-n! I ~_d-==5==~ ~-n I -+ - JJ~==~ III III I I I III III =t=t4==j itt-1 i=ri===i I I r D w N <[ N w Abbildung 23: Ansicht des Werkzeuges auswerferseitig.

20 Abbildung 24: Schnitt durch das Werkzeug. Abbildung 25: Detailansicht des düsenseitigen Einsatzes.

21 Untersuchungsmethoden 7.1 Zugprüfung In Anlehnung an DIN EN ISO 527 (DIN 43455) wurden an den Probekörpern Zugversuche durchgeführt (Zuggeschwindigkeit 0,55 mm/s). Da eine rechnerische Trennung der Grenzflächen (U-Form, siehe Kapitel 3), von denen zwei beim Zugversuch einer Scherbeanspruchung und eine einer Zugbeanspruchung unterliegen nicht möglich ist, wurde die Kraft der gesamten Fläche zugeordnet. Es wurden jeweils 10 Messungen durchgeführt und der Mittelwert bestimmt. Zur Durchführung der Zugprüfungen wurde für die 2-K-Zugstäbe eine geeignete Aufnahme für eine Zugprüfmaschine konstruiert (Abbildung 26 und Abbildung 27). Messumformer Antriebsmotor Auswerte PC Spannvorrichtungen Spindel Kraftmessung beweglicher Tisch Aufnahme mit Wegmesssystem Abbildung 26: Gesamtaufbau der Zugprüfvorrichtung. Bewegungsrichtung beim Klemmen Exzenter eingelegter Zugstab Spannvorrichtung Anschlag Exzenterwelle Haltedraht, der eine begrenzte axiale Bewegung zulässt beweglicher Tisch Abbildung 27: Spannvorrichtungen mit eingelegtem Zugstab. 7.2 Dünnschnitte und Mikroskopie Zur Untersuchung der Grenzfläche zwischen den beiden Kunststoffen wurden mit Hilfe eines vollautomatischen Mikrotoms (Microm HM355S) Dünnschnitte hergestellt und mittels

22 Lichtmikroskopie (Nikon SMZ 1000) bzw. Rasterelektronenmikroskopie (EOL Tescan 5130) untersucht. Dabei wurden sowohl die Struktur als auch die Verbundstelle der Kunststoffe charakterisiert. 7.3 ATR-FT-IR - Spektroskopie Ausgewählte Materialien wurden mit Hilfe von ATR-FT-IR - Spektroskopie (Bruker Vector 22 mit ATR-Einheit golden gate) untersucht. Geeignete Materialkombinationen sollten hierbei auf eine mögliche chemische Reaktion an der Grenzfläche beim Spritzgießprozess untersucht werden. Weiterhin sollte mittels ATR-FT-IR Spektroskopie die Auswirkung der Vorbehandlung bei entsprechenden Metallisierungsprozessen auf die Thermoplaste exemplarisch untersucht werden. 7.4 Thermische Analyse (DSC) Mittels thermischer Analyse (DSC, Netzsch DSC 204 Phoenix) wurde an ausgewählten Materialien der Einfluss der Spritzparameter auf die Kunststoffe untersucht. 7.5 Schältest Zur Bestimmung der Haftfestigkeit der metallisierten Kunststoffproben mittels Schältest in Anlehnung an DIN wurden die chemisch metallisierten Proben galvanisch mit etwa 30 µm Kupfer verstärkt. Anschließend wurden auf den ganzflächig metallisierten Kunststoffen Bahnen definierter Breite durch Strukturierung mit Hilfe eines Nd:YAG Lasers erzeugt. Dabei muss gewährleistet sein, dass durch geeignete Auswahl von Laserleistung und Fokuspunkt die Metallschicht vollständig durchtrennt wird, während der Kunststoff hierbei so wenig wie möglich geschädigt wird. Abbildung 28 zeigt eine strukturierte Probe. Abbildung 28: Metallisierte und laserstrukturierte Probe.

23 Die erzeugte Metallbahn wurde anschließend leicht angehoben und mit einer Öse verlötet (Abbildung 29 und Abbildung 30). Auf derart präparierten Proben wurden die Metallbahnen mit einem Pulltester (Dage Serie 4000) normgerecht vom Kunststoff abgezogen. Abbildung 29: Zur Kontaktierung abgehobene Metallschicht. Abbildung 30: Angelötete Öse.

24 Planung und Durchführung der Spritzgießversuche Beim Zwei-Komponenten-Spritzgießen sind verschiedene Parameter variierbar, die Einfluss auf den Verbund zwischen den beiden Kunststoffen haben. Dies sind insbesondere Werkzeugtemperatur, Schmelzetemperatur, Nachdruckhöhe und -dauer und die Einspritzbedingungen, die sich aus der Einspritzgeschwindigkeit und dem Umschaltpunkt in Verbindung mit dem Massepolster und dem Dosiervolumen zusammensetzen. Mit Ausnahme der Werkzeugtemperatur ist der Einfluss der Parameter der zweiten Komponente dabei von größerer Bedeutung. Zunächst wurde in Vorversuchen untersucht, ob und in welchen Grenzen sich die ausgewählten Materialkombinationen haftfest miteinander verbinden lassen. Dabei wurden ausgehend von den Herstellerrichtlinien die Spritzparameter, besonders die Schmelze- und Werkzeugtemperaturen in sinnvollen Grenzen so variiert, dass stoffschlüssige Materialverbunde erreicht wurden. Materialkombinationen, bei denen sich so kein Verbund erzielen ließ, wurden nicht weiter untersucht. Bei Erhalt eines stoffschlüssigen Verbundes wurden bei ausgewählten Materialkombinationen statistische Versuchspläne zweiter Ordnung erstellt und durchgeführt. Da sich die Zahl der durchzuführenden Versuche bei Versuchsplänen zweiter Ordnung zu n = 2 s errechnet, wenn s die Anzahl der Einflussparameter ist, ergibt sich mit den Einflussgrößen Werkzeugtemperatur, Schmelzetemperatur, Nachdruckhöhe und -dauer, Einspritzgeschwindigkeit und Umschaltpunkt für die Versuchszahl n = 64. Dies stellt zum einen einen enorm hohen Aufwand dar und ist zum anderen nicht sinnvoll, da die Variation von Nachdruckhöhe und -dauer, Einspritzgeschwindigkeit und Umschaltpunkt unabhängig voneinander zu Stockungen im Schmelzefluss oder zu hohen Umschaltdrücken, also zu unerwünschten Werkzeuginnendruckkurven führen kann. Da die Werkzeuginnendrücke durch Druckaufnehmer überwacht werden konnten, wurden die Parameter Nachdruckhöhe und -dauer, Einspritzgeschwindigkeit und Umschaltpunkt als eine einzelne Einflussgröße behandelt, die so eingestellt wurde, dass sich optimale Werkzeuginnendruckkurven ergaben und so verändert wurde, dass diese Kurven als ganze hin zu höheren oder niedrigeren Werten verschoben wurden.

25 Ergebnisse K-Spritzgießen und Charakterisierung der Verbunde Polyamid PA6 und SMA Mit PA6 Durethan BKV 115 und SMA Dylark 378 P 15 konnte ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden, wenn SMA als erste und PA6 als zweite Komponente gespritzt wurde. Auch bei hohen Werkzeugtemperaturen von bis zu 120 C war in der anderen Spritzfolge kein Verbund erreichbar. Die Ursache dafür ist wahrscheinlich in der geringeren Verarbeitungstemperatur des SMA gegenüber PA6 zu suchen. Statistischer Versuchsplan In dem durchgeführten statistischen Versuchsplan zweiter Ordnung zeigte sich, dass die Schmelzetemperatur T M einen deutlich höheren Einfluss auf die Verbundfestigkeit hat als die Werkzeugtemperatur T WZ. Die Ursache dafür ist wahrscheinlich in einer höheren Reaktionsgeschwindigkeit der möglichen chemischen Reaktion von Maleinsäureanhydrid Einheiten des SMA mit Amidgruppen des PA6 oder auch in einer besseren Diffusion zwischen beiden Komponenten zu suchen. Bei den Spritzversuchen, bei denen die Schmelzetemperatur T M zwischen 280 und 290 C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen 70 und 80 C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 4,5 und 5,5 cm³/s variiert wurden, ergibt sich für die Zugfestigkeit F Zug folgendes Regressionspolynom: F Zug [N/mm²] = 10,7 + 2,6*T M + 1,1*T WZ - 0,5*v ein - 0,8* T M *T WZ + 0,2* T M *v ein - 0,2*T WZ *v ein Zur Berechnung der Zugfestigkeiten müssen die Werte für T M, T WZ und v ein in normierter Form eingesetzt werden, also z.b. bei einer Schmelzetemperatur von 280 C muss T M zu T M = -1, bei 290 C zu T M = +1 und bei 285 C zu T M = 0 gesetzt werden; die Teilung ist also linear. Bei der Betrachtung des Regressionspolynoms fällt auf, dass der Koeffizient von T M am größten und positiv ist. Daraus folgt, dass eine Erhöhung der Schmelzetemperatur den größten Einfluss auf die Zugfestigkeit hat, während die Einspritzgeschwindigkeit den kleinsten Einfluss hat und sich negativ auswirkt. Durch Ausführung des Zentrumsversuchs, bei dem alle Werte auf ihren Mittelwert gesetzt werden, also auf die Stufe 0, ergab sich experimentell für die Zugfestigkeit ein Wert von 10,8 N/mm². Aus der Berechnung des

26 Regressionspolynoms ergab sich der Wert zu 10,7 N/mm², das heißt, dass die Rechnung und die Messung eine Abweichung von 1% aufweisen. Für das Regressionspolynom für die Standardabweichung ergibt sich: σ = 0,95 0,26*T M 0,08*T WZ + 0,09*v ein + 0,14* T M *T WZ - 0,01* T M *v ein + 0,18*T WZ *v ein Daraus folgt, dass die Streuung der Messwerte deutlich größer ist als die Abweichung zwischen Messung und Rechnung für den Zentrumsversuch. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelze- und Werkzeugtemperatur und niedrigster Einspritzgeschwindigkeit zu 14,1 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 14,2 N/mm². Zugprüfung In Abbildung 31 ist ein typischer Kraft Weg Verlauf bei der Zugprüfung für die Materialkombination PA6 SMA dargestellt. Kennzeichnend ist der lineare Verlauf bis zum Bruch (Sprödbruch). Dies bestätigt sich bei der optischen Inspektion des Bruches nach der Zugprüfung (Abbildung 32). Man erkennt, dass hierbei ein gemischter Bruch vorliegt, d.h. es ist eine stoffschlüssige Verbindung beider Komponenten erkennbar Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Weg [mm] Abbildung 31: Typischer Kraft Weg Verlauf für die Materialkombination PA6 mit SMA. Abbildung 32: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben SMA, unten PA6. Die zur weiteren Untersuchung angefertigten Dünnschnitte (Schnittdicke: 15 µm) zeigen, dass auf der Stirnfläche der Verbund grundsätzlich besser als an den Flanken ist (Abbildung 33). Dies kann jedoch auf eine Schädigung des Materialverbundes durch die Probenpräparation zurückgeführt werden, was durch REM (Abbildung 34) bestätigt werden kann. Hier sind im Flankenbereich nur andeutungsweise sehr kleine Risse erkennbar, die vermutlich auf Schwindungseffekte und auf mechanische Belastung der Verbundstelle durch das Auswerfen während des Spritzgießprozesses zurückzuführen sind.

27 Abbildung 33: Dünnschnitt des PA6 SMA Verbunds (Schnittstärke 15 µm). Abbildung 34: REM Aufnahme des Verbunds PA6 SMA. IR Spektroskopie Um den Übergangsbereich zwischen den beiden Komponenten im Hinblick auf mögliche chemische Reaktionen an der Grenzfläche zu untersuchen, wurde mittels Dünnschnittechnik eine Probe aus der Verbundstelle zwischen PA6 und SMA parallel zur Verbundfläche präpariert und mittels ATR-FT-IR Spektroskopie untersucht SMA 1.0 PA6 SMA Übergangsbereich PA Wavenumber cm Abbildung 35: ATR-FT-IR Spektrum von PA6, SMA und dem Übergangsbereich zwischen den Materialien. In der Probe aus dem Übergangsbereich ist die Carbonylbande der Anhydridgruppe des SMA ebenso wie die Carbonylbande der Amidgruppe des PA6 zu beobachten. Die Wellenzahlen der charakteristischen Absorptionsbanden sind jedoch gegenüber den entsprechenden Absorptionsbanden von SMA bzw. PA6 nicht signifikant verschoben. Daher kann mit Hilfe der IR Spektroskopie keine Reaktion an der Grenzfläche nachgewiesen werden, was vermutlich auf die Größe des Messflecks bzw. die zu geringe Empfindlichkeit zurückgeführt werden kann.

28 PA6 und sps SMA Blend Um die Temperaturstabilität zu erhöhen wurde anstelle des SMA ein SMA-sPS Compound, der für die entsprechenden Vorversuche in der Spritzgießmaschine compoundiert wurde (75% sps + 25% SMA sowie 50% sps + 50% SMA), in Kombination mit PA6 Durethan BKV 115 eingesetzt. Es zeigte sich jedoch, dass im untersuchten Bereich der Schmelzetemperatur (290 bis 330 C) keine stoffschlüssige Verbindung stattfindet und bei höheren Schmelzetemperaturen ein Zersetzen mit Gasentwicklung eintrat PA6 und PP MSA Blend PA6 Durethan BKV 115 und ein spritzgießmaschinencompoundierter PP MSA Blend aus 90 Massen-% Hostacom G2 U02 und 10 Massen-% Qestron KA 802 A ergab in beiden Spritzreihenfolgen eine stoffschlüssige Verbindung. Statistischer Versuchsplan Die Schmelzetemperatur T M wurde zwischen 280 und 290 C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen 90 und 100 C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 13 und 15 cm³/s variiert. Dabei ergibt sich für die Zugfestigkeit folgendes Regressionspolynom: F Zug [N/mm²] = 6,17 + 0,5*T M + 0,51*T WZ - 0,05*v ein - 0,12* T M *T WZ - 0,2* T M *v ein - 0,2*T WZ *v ein Es zeigt sich, dass die Einspritzgeschwindigkeit einen vernachlässigbaren Einfluss auf die Zugfestigkeit hat. Wesentliche Ursache dafür liegt in den elastischen Eigenschaften des Qestrons, die das Material ähnlich thermoplastischen Elastomeren kompressibel machen. Bei größerer Einspritzgeschwindigkeit ist dabei die Zugfestigkeit kleiner, da dann eine stärkere Kompression des Qestrons stattfindet. Der Zentralversuch ergab eine experimentell ermittelte Zugfestigkeit von 6,8 N/mm², es besteht also ein Fehler von 10% zwischen Messung und Rechnung. Das Regressionspolynom für die Standardabweichung ergibt sich zu: σ = 1,15 + 0,042*T M 0,18*T WZ - 0,08*v ein 0,13* T M *T WZ - 0,03* T M *v ein + 0,14*T WZ *v ein Dies liegt im Bereich der Abweichung zwischen Messung und Rechnung und deutet darauf hin, dass der Prozess weniger stabil ist als bei der Materialkombination PA6 und SMA. Ferner ist die Streuung der Messwerte größer als der Einfluss der Parameter, so dass hier keine Signifikanz vorliegt.

29 Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelze- und Werkzeugtemperatur und niedrigster Einspritzgeschwindigkeit zu 7,9 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 8,0 N/mm². Zugprüfung Kraft [N] ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 Weg [mm] Abbildung 36: Typischer Kraft Weg Verlauf für die Materialkombination PA6 und PP MSA Blend. Abbildung 37: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben PA6, unten PP MSA Blend. Die in Abbildung 36 dargestellte Kraft-Weg-Kurve beim Zugversuch zeigt, dass es sich trotz der elastischen Eigenschaften des MSA um einen Sprödbruch handelt. Abbildung 37 zeigt, dass an der Grenzfläche ein Adhäsionsbruch aufgetreten ist. Abbildung 38: Dünnschnitt von PA6 und PP MSA (Schnittstärke 10 µm). Abbildung 39: REM Aufnahme der Verbundstelle. Der Dünnschnitt (Abbildung 38) und die REM Aufnahme (Abbildung 39) zeigen die Verbundstelle zwischen beiden Komponenten.

30 PA6 und PA12 Zum Vergleich der bei den bisher untersuchten Polymere mit reaktiven Gruppen erzielten Zugfestigkeiten wurde die Kombination PA6 Durethan BKV 115 und PA12 Grilamid LV3H untersucht, welche sich im 2-K-Spritzgießverfahren stoffschlüssig verbinden läßt. Statistischer Versuchsplan Bei der Umsetzung des statistischen Versuchsplans wurde die Schmelzetemperatur T M zwischen C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 3 12cm³/s variiert. Dabei ergaben sich die Regressionspolynome zu: F Zug [N/mm²] = 8,4 + 3,13*T M + 0,48*T WZ - 2,34*v ein - 0,32*T M *T WZ - 0,2*T M *v ein + 0,15*T WZ *v ein σ = 1,22-0,13*T M + 0,13*T WZ - 0,032*v ein + 0,16*T M *T WZ - 0,4*T M *v ein + 0,01*T WZ *v ein Man erkennt, dass die Schmelzetemperatur den größten Einfluss auf die Zugfestigkeit hat und die Werkzeugtemperatur einen verhältnismäßig kleinen. Der Zentrumsversuch ergab eine experimentell ermittelte Zugfestigkeit von 7,1 N/mm², während das Regressionspolynom 8,4 N/mm² (σ = 1,22) liefert. Das heißt, dass die Annahme der Linearität im untersuchten Bereich nicht mehr gegeben ist. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelzetemperatur sowie niedrigster Werkzeugtemperatur und Einspritzgeschwindigkeit zu 14,6 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 14,5 N/mm². Zugprüfung Die Untersuchungen des Kraft Weg Verlaufs bei der Zugprüfung (Abbildung 40) und der Bruchfläche (Abbildung 41) zeigen, dass es sich um eine spröden Adhäsionsbruch handelt Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Weg [mm] Abbildung 40: Typischer Kraft Weg Verlauf bei PA6 und PA12. Abbildung 41: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben PA6, unten PA12.

31 Sowohl der Dünnschnitt (Abbildung 42) als auch die REM Aufnahme (Abbildung 43) zeigen, dass entlang aller Kanten ein direkter Kontakt zwischen den Komponenten besteht, bzw. dass die Phasengrenze nicht mehr erkennbar ist. Abbildung 42: Dünnschnitt des PA6 PA12 Verbunds. Abbildung 43: REM Aufnahme des PA6 PA12 Verbunds PA6.6 und PA12 Im Hinblick auf eine höhere Temperaturbelastbarkeit wurde weitergehend eine Kombination aus strahlenvernetzbaren Polyamiden untersucht. Zu den Komponenten der Kombination PA6.6 Creamid A3H2G5 und PA12 Grilamid LV3H wurde jeweils 4,5 Massen-% Vernetzungsverstärker zugegeben, der eine Vernetzung der Komponenten nach einer Bestrahlung mit Elektronen bewirkt. Dadurch wurde untersucht, inwieweit eine Vernetzung beider Komponenten über die Phasengrenze hinweg zu erreichen ist. Vermutlich aufgrund der rheologischen Eigenschaften des Vernetzungsverstärkers, die dazu führen, dass sich dieser an der Oberfläche der Spritzteile anreichert, konnte jedoch eine nur ungenügende Haftung zwischen den Komponenten erzielt werden. Die 2-K-Zugstäbe hielten den mechanischen Belastungen beim Handling während des Vernetzungsvorganges nicht stand PA6 und TPU PA6 Durethan BKV 115 konnte mit dem thermoplastischen Elastomer (TPU) Elastollan R3000 zu einem stoffschlüssigen Verbund kombiniert werden. Dabei wurde aufgrund der elastischen Eigenschaften des TPU nur die Spritzfolge PA6 TPU untersucht.

32 Statistischer Versuchsplan Bei den Spritzversuchen wurde die Schmelzetemperatur T M zwischen C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen cm³/s variiert. Es ergeben sich folgende Regressionspolynome: F Zug [N/mm²] = 7,9 + 1,0*T M + 0,82*T WZ + 0,16*v ein - 0,06*T M *T WZ 0,1*T M *v ein + 0,55*T WZ *v ein σ = 1,1 + 0,25*T M + 0,30*T WZ + 0,21*v ein + 0,075*T M *T WZ + 0,18*T M *v ein + 0,09*T WZ *v ein Man erkennt, dass T M und T WZ etwa denselben Einfluss auf die Zugfestigkeit hat, während der Einfluss von v ein aufgrund der elastischen Eigenschaften des TPU erwartungsgemäß klein ausfällt. Beim Vergleich zwischen gerechnetem F Zug = 7,9 N/mm² und gemessenem F Zug = 10,0 N/mm² (Zentrumsversuch) kann bei σ = 1,1 gesagt werden, dass die angenommene Linearität nicht gewährleistet ist. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelze- und Werkzeugtemperatur und höchster Einspritzgeschwindigkeit zu 10,0 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 10,2 N/mm². Zugprüfung Die Materialkombination PA6 TPU wies ein sprödes Bruchverhalten auf, wenn beim Spritzgießen eine Werkzeugtemperatur von 60 C gewählt wurde (Abbildung 44), während bei 50 C Werkzeugtemperatur durchweg ein zäheres Bruchverhalten zu beobachten war (Abbildung 45), wobei bei 60 C Werkzeugtemperatur die besseren Ergebnisse für die Zugfestigkeit erreicht wurden. Dabei traten in beiden Fällen Adhäsionsbrüche auf (Abbildung 46 und Abbildung 47) Kraft [N] Kraft [N] ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 Weg [mm] 0 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 Weg [mm] Abbildung 44: Typischer Kraft Weg Verlauf des PA6 TPU Verbunds bei T WZ = 60 C. Abbildung 45: Typischer Kraft Weg Verlauf des PA6 TPU Verbunds bei T WZ = 50 C. Die Anfertigung von Dünnschnitten zur optischen Untersuchung und zum Anfertigen von REM Aufnahmen war aufgrund der elastischen Eigenschaften des TPU nicht möglich.

33 Abbildung 46: Draufsicht auf die Bruchstelle, T WZ = 60 C. Oben PA6, unten TPU. Abbildung 47: Draufsicht auf die Bruchstelle, T WZ = 50 C. Oben PA6, unten TPU PA6 sps Blend und sps Um die Kompatibilität zwischen PA6 und sps zu untersuchen, wurde ein Compound aus 1/3 Massen-% PA 6 Durethan BKV 115 und 2/3 sps Edgetek QT-30GF auf der Spritzgießmaschine hergestellt und mit reinem sps als zweite Komponente verspritzt. Hierbei war die Überlegung, über den in sps verwendeten Kompatibilizer für die Glasfasern auch eine Verträglichkeit zu PA6 zu erhalten. Der Compound erwies sich jedoch im Temperaturbereich zwischen C als sehr weich und es konnte kein Verbund zum sps erreicht werden. Eine weitere Absenkung der Schmelzetemperatur konnte aufgrund der Schmelztemperatur des sps von 270 C nicht vorgenommen werden. Auch die Variation der Werkzeugtemperatur zwischen C brachte keine Verbesserung ABS+PA-Blend ABS+PA und ABS Zwischen ABS+PA Triax 1408 GF und ABS Terluran 958 I konnte nur ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden, wenn ABS als erste Komponente verarbeitet wurde, obwohl die Verarbeitungstemperaturen beider Materialien sehr ähnlich sind. Da erst bei 100 C Werkzeugtemperatur stabile Zyklen erreichbar waren und dabei die von den Herstellern empfohlenen Temperaturen bereits überschritten waren, wurde auf eine Variation der Werkzeugtemperatur verzichtet. Ferner wurde die Werkzeugtemperatur auf 110 C festgelegt, um auch bei ungünstigen Parametern noch einen Verbund zu erzielen und dadurch den Versuchsplan vollständig durchführen zu können. Bei der Betrachtung der Schmelzetemperatur (290 T M 300 C), des Nachdrucks (1000 p n 1300 bar) und der Einspritzgeschwindigkeit (6 v ein 12 cm³/s) ergibt sich das Regressionspolynom zu:

34 F Zug [N/mm²] = 9,25-0,3*T M - 0,7*p nach - 0,8*v ein - 0,85*T M *p nach + 0,33*T M *v ein - 0,2*p nach *v ein Das Regressionspolynom für die Standardabweichung ergibt sich zu: σ = 1,76 + 0,75*T M + 0,07*p nach - 0,27*v ein + 0,23*T M *p nach - 0,4*T M *v ein + 0,2*p nach *v ein Alle betrachteten Parameter weisen im untersuchten Bereich einen kleineren Einfluss auf die Zugfestigkeit auf als die Streuung, das heißt dass die Einflussparameter T M, p nach und v ein im betrachteten Bereich keinen signifikanten Einfluss haben. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelzetemperatur, niedrigstem Nachdruck und längster Rampenzeit und gleichzeitig bei der niedrigsten Stufe aller Einflußparameter zu 11,0 N/mm², die dazu gehörenden rechnerischen Werte des Regressionspolynoms ergeben sich beide zu 11,0 N/mm². Zugprüfung Der Verbund ABS+PA und ABS zeigt einen typischen Sprödbruch (Abbildung 48). Die Draufsicht auf die Komponenten nach der Zugprüfung zeigt im Bereich der Stirnseiten der zweiten Komponente (ABS+PA) jenseits der eigentlichen Verbundstelle Reste von ABS, wo Überspritzungen aus ABS am ABS+PA Blend hängen geblieben sind (Abbildung 49) Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Weg [mm] Abbildung 48: Typischer Kraft Weg Verlauf der Kombination ABS+PA ABS. Abbildung 49: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben ABS, unten ABS+PA. Abbildung 50 und Abbildung 51 zeigen die Verbundstelle zwischen beiden Komponenten.

35 Abbildung 50: Dünnschnitt ABS+PA und ABS (Schnittstärke 15µm). Abbildung 51: REM Aufnahme des Verbunds ABS+PA (links) und ABS (rechts) ABS+PA und sps Mit der Materialkombination ABS+PA Triax 1408GF und sps Edgetek QT-30GF konnte erst bei Werkzeugtemperaturen ab 110 C ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden. Da diese Temperatur bereits außerhalb des vom Hersteller empfohlenen Bereichs liegt, wurde auf eine weitere Untersuchung mit Hilfe eines statistischen Versuchsplans verzichtet. Ferner konnte bei dieser Werkzeugtemperatur eine Zugfestigkeit von lediglich 2,2 N/mm² erreicht werden, so dass diese Kombination nicht näher untersucht wurde ABS+PA und SMA Ähnlich der Materialkombination ABS+PA und sps konnte auch mit der Kombination ABS+PA und SMA erst bei sehr hohen Werkzeugtemperaturen von 130 C ein stoffschlüssiger Verbund von lediglich 4,1 N/mm² erreicht werden, so dass diese Kombination nicht näher untersucht wurde ABS+PA und PA12 Bei der Materialkombination ABS+PA Triax 1408GF und PA12 Grilamid LV-3H wurde der Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Zugfestigkeit untersucht (Abbildung 52). Die Änderung der Werkzeugtemperatur von 60 auf 70 C hat eine signifikante Verbesserung der Zugfestigkeit zur Folge, während die Erhöhung auf 80 C keine signifikante Erhöhung zur Folge hat. Ab 90 C kam es zu einer leichten Verfärbung von PA12, was vermutlich auf zu hohe Werkzeugtemperaturen zurückzuführen ist. Die thermische Analyse von ABS+PA bei 60 C und 100 C Werkzeugtemperatur zeigt keine signifikanten Unterschiede (Abbildung 53).

36 Zugfestigkeit [N/mm²] Werkzeugtemperatur [ C] Abbildung 52: Zugfestigkeit über der Werkzeugtemperatur bei ABS+PA und PA12. Dargestellt ist der Mittelwert und die Standardabweichung. (mw/mg) [1] Exo 2-K-Zugstab ABS/PA Triax 1.00 V10-a Wkz.-Temp.: 60 C V10-e Wkz.-Temp.: 100 C T Wz = 100 C T Wz = 60 C Fläche: 29,73 J/g 0.50 Fläche: 31,97 J/g Temperatur [ C] / C [#] Gerät Datei Versuchs-ID Probe Datum Masse SEGMENT Bereich Atmosphäre Korrektur Abbildung 53: Thermische Analyse des ABS+PA Blends (1. Aufheizung). Abbildung 54 zeigt den für die Materialkombination typischen Sprödbruch. Abbildung 55 zeigt, dass es sich um einen Adhäsionsbruch handelt. Abbildung 56 und Abbildung 57 zeigen, dass an der gesamten Kontaktfläche ein stoffschlüssiger Verbund vorhanden ist. Damit kann die hohe erreichte Zugfestigkeit erklärt werden.

37 Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Weg [mm] Abbildung 54: typischer Kraft Weg Verlauf der Materialkombination ABS+PA und PA12. Abbildung 55: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben ABS+PA, unten PA12. Abbildung 56: Dünnschnitt des ABS+PA PA12 Verbunds. Abbildung 57: REM Aufnahme des ABS+PA PA12 Verbunds ABS+PA und TPE Zwischen ABS+PA Triax 1408GF und TPE Uniflex E72D/M 800 ließ sich kein stoffschlüssiger Verbund erreichen. Die Unterschiede in den Verarbeitungsbedingungen hinsichtlich der Werkzeugtemperatur zwischen Triax 1408GF (80 C) und Uniflex E72D/M 800 (20 40 C) erschweren das Erreichen eines Verbunds zusätzlich Weitere PA-Blends PPE+PA Blend Der PPE+PA Blend Noryl GTX 918W wurde im 2-K-Spritzgießverfahren mit PPE+PS Vestoran 1900GF20, PA12 Grilamid LV3H sowie SMA Dylark 378 P 15 kombiniert. Es konnte jedoch in keinem Fall auch durch intensive Variation der Parameter eine stoffschlüssige Verbindung erzielt werden.

38 PPS+PA und PPS Mit PPS+PA Xtel XK 2240 und PPS Fortron 1140L4 konnte in genannter Spritzfolge ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden. Aufgrund der Verarbeitungsrichtlinien des Herstellers, die für Xtel eine Schmelzetemperatur von 290 C und für Fortron C angeben, ist die andere Spritzfolge nicht sinnvoll. Statistischer Versuchsplan Da erst bei einer Werkzeugtemperatur von 140 C ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden konnte, was der für die verwendeten Temperiergeräte maximal möglichen Vorlauftemperatur entspricht, wurde der Einspritzvorgang in die Parameter Nachdruck p n und Rampenzeit t R, also der Zeit die zwischen dem Abschalten des Einspritzdrucks und dem Zuschalten des Nachdrucks vergeht, gegliedert. Die Schmelzetemperatur T M wurde als Parameter beibehalten. Dabei ergibt sich für das Regressionspolynom der Zugfestigkeit (340 T M 360 C; 750 p n 1050 bar; 0,05 t R 0,2s): F Zug [N/mm²] = 7,41 + 1,69*T M 0,09*p n - 0,35*t R + 0,11*T M *p n + 0,54*T M *t R + 0,28*p n *t R Man erkennt, dass die Schmelzetemperatur einen sehr großen Einfluss hat. Der rechnerische Wert für die Zugfestigkeit des Zentrumsversuchs von 7,41 N/mm² weicht jedoch stark vom experimentell ermittelten ab, der sich zu 9,21 N/mm² ergab. Daraus kann zusammen mit der Standardabweichung geschlossen werden, dass die Linearität des Versuchsplans im gewählten Temperaturbereich nicht gegeben ist. Das Regressionspolynom für die Standardabweichung ergibt sich zu: σ = 1,73-0,41*T M 0,32*p n 0,14*t R + 0,26*T M *p n 0,10*T M *t R + 0,14*p n *t R Es zeigt, dass die statistischen Schwankungen geringfügig kleiner sind als die Differenz zwischen gemessenem und errechnetem Zentrumversuch. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelzetemperatur, niedrigstem Nachdruck und längster Rampenzeit zu 9,2 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 9,4 N/mm².

39 Zugprüfung Die Untersuchungen des Bruchs zeigen im wesentlichen einen Sprödbruch mit geringfügig zähem Anteil, bei dem Reste der ersten Komponente an der zweiten zu erkennen sind (Adhäsionsbruch, Abbildung 58 und Abbildung 59). Die Untersuchungen der Verbundstelle (Abbildung 60 und Abbildung 61) zeigen, dass die Phasengrenze noch erkennbar ist Kraft [N] ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 Weg [mm] Abbildung 58: Typischer Kraft Weg Verlauf für PPS+PA und PPS. Abbildung 59: Ansicht der Bruchstelle. Oben PPS+PA, unten PPS. Abbildung 60: Dünnschnitt des PPS+PA PPS Verbunds. Abbildung 61: REM Aufnahme des PPS+PA PPS Verbunds PP+PA und PP Mit PP Hostacom G2U02 und PP+PA Schulablend B12 G8 konnte nur in genannter Spritzfolge ein Verbund erzielt werden. Hier wurde der Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Zugfestigkeit untersucht (Abbildung 62). Dabei zeigt sich, dass eine Erhöhung der Werkzeugtemperatur von 60 auf 80 C eine deutliche Verbesserung der Zugfestigkeit zur Folge hat, während eine weitere Erhöhung auf 100 C für die Zugfestigkeit ungünstig ist. Als Ursache dafür wurde ein langsameres Einfrieren des PP+PA Blends vermutet, was eine stärkere Kristallisation und dadurch einen stärkeren Verzug zur Folge hat. Dies ließ sich jedoch durch thermische Analyse nicht bestätigen (Abbildung 63), die Unterschiede zwischen 60 C und 100 C Werkzeugtemperatur sind nicht signifikant. Möglicherweise findet

40 der vermutete Effekt nur an der Oberfläche statt, wodurch ein Nachweis mittels DSC nicht möglich war. Zugfestigkeit [N/mm²] 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2, Werkzeugtemperatur [ C] Abbildung 62: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Werkzeugtemperatur bei der Materialkombination PP+PA und PP. mw/mg Exo T WZ = 100 C 0.90 T WZ = 60 C Fläche: 31,61 J/g Fläche: 33,13 J/g Fläche: 36,1 J/g Fläche: 34,62 J/g Temperatur [ C] Abbildung 63: Thermische Analyse des PP+PA Blends (1. Aufheizung). Der Verlauf der Kraft Weg Kurve (Abbildung 64) zeigt, dass es sich um einen zähen Bruch handelt. Abbildung 65 zeigt, dass keine Aussage mehr darüber gemacht werden kann, welche Komponente an der Bruchfläche zu sehen ist. Die Dünnschnitt- (Abbildung 66) sowie REM- Aufnahme (Abbildung 67) verdeutlichen die geringe Zugfestigkeit zwischen den Komponenten. Bereits das Anfertigen des Dünnschnitts hat die Probe soweit geschädigt, dass ein Spalt zwischen den Komponenten erkennbar ist.

41 Kraft [N] ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 Weg [mm] Abbildung 64: Typischer Kraft Weg Verlauf von PP+PA und PP. Abbildung 65: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben PP, unten PP+PA. Abbildung 66: Dünnschnitt des PP+PA PP Verbunds. Abbildung 67: REM Aufnahme des PP+PA PP Verbunds (184-fache Vergrößerung) ABS und ABS-Blends ABS+PC und PC Für die Materialkombination ABS+PC Bayblend T45 und PC Lexan 121 LS wurde der Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Zugfestigkeit untersucht (Abbildung 68). Dabei fällt auf, dass für 50 C und 60 C Werkzeugtemperatur sehr große Abweichungen bezüglich des jeweiligen Mittelwerts auftreten. Dies ist auf den in diesem Temperaturbereich instabil laufenden Spritzgießprozess zurückzuführen, bei dem aufgrund von frühzeitig einfrierender Schmelze der Einspritzvorgang nicht reproduzierbar abläuft. Ab 70 C Werkzeugtemperatur steigt die Zugfestigkeit deutlich an, die Streuung wird erheblich kleiner, was auf einen stabilen Spritzgießprozess hindeutet. Eine weitere Erhöhung der Werkzeugtemperatur auf den Bereich zwischen C bringt nur noch eine geringfügige Verbesserung der Zugfestigkeit bei ähnlich kleiner Streuung.

42 Zugfestigkeit [N/mm²] Werkzeugtemperatur [ C] Abbildung 68: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Werkzeugtemperatur bei der Materialkombination ABS+PC und PC. Die Auswertung des Zugversuchs ergibt, dass es sich um einen Sprödbruch handelt (Abbildung 69). Es handelt sich hierbei um einen Kohäsionsbruch (Abbildung 70), bei dem die Komponente mit dem kleineren Querschnitt (ABS+PC) versagt hat. Man erkennt im inneren Bereich noch Reste des ABS+PC im PC Kraft [N] ,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Weg [mm] Abbildung 69: Typischer Kraft Weg Verlauf von ABS+PC und PC. Abbildung 70: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben ABS+PC, unten PC. Abbildung 71: Dünnschnitt des Verbundes ABS+PC und PC. Abbildung 72: REM Aufnahme des Verbundes ABS+PC und PC.

43 Der Dünnschnitt (Abbildung 71) und die REM Aufnahme (Abbildung 72) verdeutlichen die gute Haftung zwischen den Komponenten. Der Dünnschnitt zeigt entlang der ganzen Fläche einen stoffschlüssigen Verbund, auf der REM Aufnahme ist keine Phasengrenze erkennbar ABS+PC und TPE ABS+PC Bayblend T45 ergab mit TPE Uniflex E72D/M 800 einen stoffschlüssigen Verbund. Es wurde nur die genannte Spritzfolge untersucht, um das relativ weiche TPE nicht durch den Einspritzvorgang zu komprimieren. Statistischer Versuchsplan Bei den Spritzversuchen wurde die Schmelzetemperatur T M zwischen C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 3 6 cm³/s variiert. Es ergeben sich folgende Regressionspolynome: F Zug [N/mm²] = 10,7 + 1,1*T M + 0,66*T WZ - 1,1*v ein - 0,08*T M *T WZ - 0,14*T M *v ein - 0,39*T WZ *v ein σ = 0,52 + 0,063*T M - 0,03*T WZ + 0,02*v ein + 0,014*T M *T WZ + 0,052*T M *v ein + 0,025*T WZ *v ein Man erkennt, dass T M und v ein etwa denselben Einfluss auf die Zugfestigkeit haben, während der Einfluss von T WZ kleiner ausfällt. Beim Vergleich zwischen gerechnetem Zentrumsversuch mit einer Zugfestigkeit von F Zug = 10,7 N/mm² und experimentell ermitteltem Zentrumsversuch mit F Zug = 10,6 N/mm² kann bei σ = 0,52 gesagt werden, dass die statistischen Schwankungen erheblich größer sind als die Differenzen zwischen Rechnung und Messung, die Annahme der Linearität im gewählten Bereich also gegeben ist. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei höchster Schmelze- und Werkzeugtemperatur und niedrigster Einspritzgeschwindigkeit zu 13,5 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 13,5 N/mm². Zugprüfung Die Materialkombination bricht spröde (Abbildung 73) in einem Adhäsionsbruch (Abbildung 74). Sowohl die Dünnschnitt als auch die REM Aufnahme zeigen, dass der Verbund im Flankenbereich schwächer ausgeprägt ist. Jedoch kann dies auch eine Folge der Probenpräparation sein, bei der die elastischen Eigenschaften des TPE der Verbund beeinträchtigen können (Abbildung 75).

44 Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Weg [mm] Abbildung 73: Typischer Kraft Weg Verlauf für die Kombination ABS+PC und TPE. Abbildung 74: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben ABS+PC, unten TPE. Abbildung 75: Dünnschnitt des ABS+PC TPE Verbunds (Schnittstärke 15µm) ABS+PBT und PBT Bei der Materialkombination ABS+PBT Pocan KU und PBT Celanex B2300 GV 1/20 wurde der Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Zugfestigkeit untersucht (Abbildung 76). Zugfestigkeit [N/mm²] 6,5 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2, Werkzeugtemperatur [ C] Abbildung 76: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Werkzeugtemperatur bei der Materialkombination ABS+PBT und PBT.

45 Erst ab 90 C Werkzeugtemperatur ließ sich dabei ein stoffschlüssiger Verbund erzielen, mit zunehmender Werkzeugtemperatur steigt die Zugfestigkeit stetig an. Der Verbund weist spröden Charakter auf (Abbildung 77), es handelt sich um einen Adhäsionsbruch (Abbildung 78) Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 Weg [mm] Abbildung 77: Typischer Verlauf der Kraft Weg Kurve für ABS+PBT und PBT. Abbildung 78: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben ABS+PBT, unten PBT. Aufnahmen der Verbundstelle zeigen, dass die Phasengrenze nur noch schwer auszumachen ist (Abbildung 79 und Abbildung 80). Abbildung 79: Dünnschnitt des Verbunds ABS+PBT und PBT. Abbildung 80: REM Aufnahme des Verbunds ABS+PBT und PBT ABS+PSU und PSU Mit der Materialkombination ABS+PSU Mindel A670 und PSU Ultrason S2010 G6 konnte ein stoffschlüssiger Verbund erreicht werden. Statistischer Versuchsplan Bei den Spritzversuchen wurde die Schmelzetemperatur T M zwischen C, die Werkzeugtemperatur T WZ zwischen C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 3 6 cm³/s variiert. Es ergeben sich folgende Regressionspolynome: F Zug [N/mm²] = 9,9-0,28*T M - 0,33*T WZ - 1,1*v ein + 0,57*T M *T WZ + 0,19*T M *v ein + 0,63*T WZ *v ein

46 σ = 0,89 + 0,051*T M - 0,17*T WZ + 0,11*v ein - 0,02*T M *T WZ - 0,1*T M *v ein + 0,02*T WZ *v ein Man erkennt, dass T M und T WZ etwa denselben geringen Einfluss auf die Zugfestigkeit haben, während der Einfluss von v ein größer ausfällt. Beim Vergleich zwischen gerechnetem F Zug = 9,9 N/mm² und gemessenen F Zug = 10,5 N/mm² (Zentrumsversuch) kann bei σ = 0,89 gesagt werden, dass die statistischen Schwankungen erheblich größer sind als die Differenzen zwischen Rechnung und Messung, die Annahme der Linearität im gewählten Bereich also gegeben ist. Der maximale gemessene Wert für die Zugfestigkeit ergab sich bei niedrigsten Werten für Schmelze- und Werkzeugtemperatur und Einspritzgeschwindigkeit zu 12,9 N/mm², der dazu gehörende rechnerische Wert des Regressionspolynoms ergibt sich zu 13,0 N/mm². Zugprüfung Abbildung 81 zeigt die typisch spröde Bruchcharakteristik des Verbunds. Dabei handelt es sich um einen gemischten Bruch (Abbildung 82). Kraft [N] ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Weg [mm] Abbildung 81: Typischer Kraft Weg Verlauf der Kombination ABS+PSU mit PSU. Abbildung 82: Ansicht der Bruchstelle. Oben ABS+PSU, unten PSU. Abbildung 83: Dünnschnitt des ABS+PSU PSU Verbunds. Abbildung 84: REM Aufnahme des ABS+PSU PSU Verbunds.

47 Der Dünnschnitt zeigt, dass entlang der gesamten Phasengrenzlinie ein Verbund festzustellen ist (Abbildung 83). Der Dünnschnitt selber weist aufgrund von Schwierigkeiten beim Schneiden einen Riss innerhalb des PSU auf. In der REM Aufnahme ist die Phasengrenze fast völlig verschwunden (Abbildung 84) ABS+PSU mit TPE Mit der Materialkombination ABS+PSU Mindel A670 und TPU Uniflex E72D/M 800 ließ sich ein stoffschlüssiger Verbund von 3,96 N/mm² bei einer Werkzeugtemperatur von 100 C erreichen. Da diese Werkzeugtemperatur für TPE sehr hoch ist, wurden keine weitere Versuche durchgeführt ABS mit PPE+PS Mit der Materialkombination ABS Terluran 958 I und PPE+PS Vestoran 1900 GF20 ließ sich bei Werkzeugtemperaturen zwischen C kein stoffschlüssiger Verbund herstellen LCP Das metallisierbare LCP Vectra E820iPd wurde als erste Komponente mit verschiedenen nicht metallisierbaren LCP-Blends (LCP+PC Vectra LKX 1088 und LCP+PPS Vectra V140) und thermoplastischen Elastomeren (TPU Elastollan R3000 und TPE Uniflex E72D/ M 800) bei mittleren bis hohen Werkzeug- und Schmelzetemperaturen verarbeitet. Auch durch Variation der Parameter konnte jedoch in keinem Fall ein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden. Insbesondere durch die flüssigkristallinen Eigenschaften wird beim 2-K-Spritzgießen eine Diffusion in einen anderen Kunststoff oder eines anderen Kunststoffs in das LCP erschwert bzw. verhindert, auch wenn die Materialien aufgrund ihrer chemischen Struktur eine entsprechende Ähnlichkeit aufweisen. Die geringe spezifische Wärmekapazität hat zur Folge, dass das LCP nach Q = c p *T*m aufgrund der niedrigen spezifischen Wärmekapazität von c p = 1,40 kj/(kg K) wenig Wärme mit sich führt und dadurch, wenn es im 2-K- Spritzgießverfahren als zweite Komponente verarbeitet wird, eine erste Komponente nur in geringem Umfang wieder aufschmelzen kann. Als erste Komponente gespritzt kann es aufgrund seiner hohen Schmelztemperatur kaum von anderen Kunststoffen wieder aufgeschmolzen werden.

48 Thermoplastische Elastomere TPU und SMA Mit der Materialkombination TPU Elastollan R3000 und SMA Dylark 378 P 15 wurde versucht, eine stoffschlüssige Verbindung zu erreichen. Diese konnte jedoch bei Werkzeugtemperaturen zwischen C nicht erzielt werden TPE und PC Bei der Materialkombination TPE Uniflex E72D/M 800 und PC Lexan 121 R wurde der Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Zugfestigkeit untersucht (Abbildung 85). Dabei fällt auf, dass die Zugfestigkeit mit zunehmender Werkzeugtemperatur abfällt und dabei die Streuung zunimmt. 10,5 Zugfestigkeit [N/mm²] 10 9,5 9 8, Werkzeugtemperatur [ C] Abbildung 85: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Werkzeugtemperatur bei der Materialkombination TPE und PC. Das Bruchverhalten ist spröde (Abbildung 86). Die Draufsicht auf die Bruchstelle zeigt, dass es sich um einen gemischten Bruch handelt, bei dem teils der Verbund im Adhäsionsbruch, teils das TPE im Kohäsionsbruch Versagensursache war (Abbildung 87). Es zeigt sich dabei, dass der Verbund im äußeren Bereich schlechter ist (schnellere Abkühlung im Werkzeug) und hier immer ein Adhäsionsbruch eintritt. Die Dünnschnitt- und REM Aufnahmen (Abbildung 88 und Abbildung 89) zeigen eine klar erkennbare Phasengrenzlinie, wobei der Spalt zwischen den Komponenten im Bereich der Flanken auf eine schlechtere Verbindung in diesem Bereich hindeutet.

49 Kraft [N] ,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Weg [mm] Abbildung 86: Typischer Kraft Weg Verlauf der Kombination TPE und PC. Abbildung 87: Draufsicht auf die Bruchstelle. Oben TPU, unten PC. Abbildung 88: Dünnschnitt des TPE PC Verbunds. Abbildung 89: REM Aufnahme des TPE PC Verbunds Einfluss der Verbundfläche auf die Zugfestigkeit Anhand der Materialkombination PA6 und SMA wurde der Einfluss der Verbundfläche auf die Zugfestigkeit zwischen den Kunststoffkomponenten exemplarisch untersucht. Bei einer Leiterbahnbreite b = 0,6 mm wurden die besten Werte für die Zugfestigkeit erreicht und bei einer Leiterbahnbreite von 0,3 mm konnte die Schmelzetemperatur nicht mehr variiert werden. In Tabelle 4 und Tabelle 5 sind die Mittelwerte und die Koeffizienten der Regressionspolynome der Zugkraft und der Standardabweichung bei unterschiedlichen Leiterbahnbreiten zusammengestellt. Leiterbahnbreite Mittelwert T M T WZ v ein T M *T WZ T M *v ein T WZ *v ein Grenzen T WZ 0,3 mm +6, ,06-1, , C 0,4 mm +4,01 +2,1 +3,5-0,76 +2,8 +0,16-0, C 0,6 mm +10,7 +2,6 +1,1-0,5-0,8 +0,2-0, C 0,8 mm +10,4 +0,36 +0,19 +0,74-1,43 +1,29 1, C Tabelle 4: Koeffizienten des Regressionspolynoms der Zugkraft in N/mm² (- nicht variierbar).

50 Leiterbahnbreite Mittelwert T M T WZ v ein T M *T WZ T M *v ein T WZ *v ein Grenzen 0,3 mm +1, ,04-0, , C 0,4 mm +1,25 +0,28 +0,62 +0,07 +0,97 +0,78 +0, C 0,6 mm +0,95-0,26-0,08 +0,09 +0,14-0,01 +0, C 0,8 mm +1,88 +0,59 +0,47-0,97 +0,70-0,55-0, C T WZ Tabelle 5: Koeffizienten des Regressionspolynoms der Standardabweichung (- nicht variierbar). Bei allen Versuchen wurde die Schmelzetemperatur T M zwischen C und die Einspritzgeschwindigkeit v ein zwischen 4,5 5,5 cm³/s variiert. Für die Versuchsreihe mit 0,8 mm Leiterbahnbreite musste die Werkzeugtemperatur T WZ um 10 C erhöht werden, um einen stoffschlüssigen Verbund zu erreichen. Der Mittelwert der Standardabweichung der Versuchsreihe mit 0,8 mm Leiterbahnbreite fällt am höchsten aus, was eventuell auf die instabilen Prozesse zurückzuführen ist. Daher läßt sich trotz höherer Werkzeugtemperatur keine bessere Zugfestigkeit im Vergleich zu 0,6 mm Leiterbahnbreite erreichen. Ursache dafür könnte die Präzision des Schiebers und der Einsätze im Spritzgießwerkzeug sein. Aus demselben Grund ist wahrscheinlich die Zugfestigkeit für 0,4 mm Leiterbahnbreite kleiner als die für 0,3 mm. 9.2 Selektive Metallisierung Metallisierungsprozesse Metallisierung der Polyamide und Polyamidblends Die Metallisierung von PA6, PA6.6, ABS+PA, PPS+PA und PP+PA erfolgte nach folgendem Prozessschema: Reinigen (wässrige Tensidlösung, ggf. Ultraschall) Spülen Konditionieren und Aktivieren (alkoholische, saure Metallsalzlösung) Spülen Reduzieren (DMAB) Spülen Beschichten mit chemisch Nickel (Atotech Noviganth Ni AK)

51 Durch leichte Variation der Aktivatorzusammensetzung sowie der Prozessparameter (Temperatur, Expositionszeit) wurde das System an den jeweiligen Thermoplasten angepasst. Falls erforderlich wurde vor der Aktivierung noch eine Ätzung der Kunststoffteile auf der Basis von Chromschwefelsäure vorgenommen Metallisierung von ABS und ABS-Blends Die Metallisierung der ABS-Blends ABS+PC, ABS+PSU und ABS+PBT erfolgte nach einem modifizierten ABS-Prozess. Als Metallisierung wurde chemisch Nickel verwendet. Die Prozesse wurden bei der Firma Chrom Schaal durchgeführt Galvanische Verstärkung der Metallschichten Zur Bestimmung der Haftfestigkeit mittels Schältest in Anlehnung an DIN wurden die Proben galvanisch mit einem sauren Kupferelektrolyt (AMI DODUCO Docural 91) verstärkt Selektivität der Metallisierungen PA6 Erste Versuche zur selektiven Metallisierung haben gezeigt, dass sich PA Durethan BKV 115 neben SMA Dylark 378 P 15, PA12 Grilamid LV3H und TPU Elastollan R3000 als jeweils zweite Komponente selektiv metallisieren lässt. Das Prozessfenster für PA6 mit PP MSA Blend (Hostacom G2U02 mit Qestron KA 802 A) erwies sich als relativ klein. Bei zu starker Aktivierung neigte der PP MSA Blend zu Fremdabscheidung, während bei schwächerer Aktivierung die Metallisierbarkeit des PA6 nicht immer sichergestellt werden konnte (Abbildung 90 bis Abbildung 93). Die Spritzparameter hatten auf die selektive Metallisierbarkeit im untersuchten Bereich keinen signifikanten Einfluss. Abbildung 90: PA6 Durethan BKV 115 (rechts) und SMA Dylark 378 P 15 (links). Abbildung 91: PA6 Durethan BKV 115 (rechts) und PA12 Grilamid LV3H (links). Abbildung 92: PA6 Durethan BKV 115 (links) und TPU Elastollan R3000 (rechts). Abbildung 93: PA6 Durethan BKV 115 (rechts) und PP MSA - Blend (links).

52 Die Wechselwirkung der eingesetzten Aktivierungslösung auf die Oberfläche von PA6 Durethan BKV 115 wurde mit ATR-FTIR Spektroskopie untersucht (Abbildung 94). Hierbei zeigt sich, dass mit zunehmender Aktivierungszeit eine zunehmende Quellung der Kunststoffoberfläche erfolgt. Nach einer Aktivierungszeit von 15 min ist dieser Effekt schwach ausgeprägt, bei einer Aktivierungszeit von 45 min ist die zusätzliche Absorptionsbande bei etwa 1000 cm -1 deutlich zu erkennen BRUKER Wavenumber cm-1 Sample Name: PA 6 Durethan BKV115 Sample Name: PA 6 nach 15 min Aktivieren Sample Name: PA 6 nach 45 Min Aktivieren Abbildung 94: ATR-FTIR Spektroskopie an PA6 Durethan BKV 115 bei verschiedenen Aktivierungszeiten PA6.6 Das mit 2 Massen-% Strahlenvernetzer versetzte PA6.6 Creamid A3H2G5 konnte nach dem Strahlenvernetzen ebenfalls haftfest metallisiert werden. In Kombination mit PA12 Grilamid LV3H (mit 2 Massen-% Strahlenvernetzer versetzt) konnte jedoch kein stoffschlüssiger Verbund erzielt werden. Deshalb wurden keine weiteren Untersuchungen zur selektiven Metallisierbarkeit durchgeführt ABS+PA Erste Versuche haben gezeigt, dass ABS+PA Triax 1408 GF neben ABS Terluran 958 I, sps Edgetek QT-30GF, SMA Dylark 378 P 15 und PC Lexan 121 LS als jeweils zweite

53 Komponente selektiv metallisiert werden kann. In Kombination mit PA12 Grilamid LV3H ist jedoch das Prozessfenster sehr eng, so dass bei dieser Kombination entweder Fremdabscheidung auf PA12 oder mangelhafte Beschichtung von ABS+PA beobachtet wurde. In allen Fällen zeigte sich, dass die Prozesse hinsichtlich der Prozessführung empfindlich sind. Die Spritzparameter haben im untersuchten Bereich keinen signifikanten Einfluss auf die selektive Metallisierbarkeit. Einen Überblick über die Ergebnisse geben Abbildung 95 bis Abbildung 99. Abbildung 95: ABS+PA Triax 1408 GF (rechts) und ABS Terluran 958 I (links). Abbildung 96: ABS+PA Triax 1408 GF (rechts) und sps Edgetek QT-30GF (links). Abbildung 97: ABS+PA Triax 1408 GF (rechts) und SMA Dylark 378 P 15 (links). Abbildung 98: ABS+PA Triax 1408 GF (rechts) und PC Lexan 121 LS (links). Abbildung 99: ABS+PA Triax 1408 GF (rechts) und PA12 Grilamid LV3H (links) PPS+PA Das Prozessfenster der selektiven Metallisierung von PPS+PA Xtel XK 2240 neben PPS Fortron 1140L4 ist sehr klein. Die Zugstaboberflächen des PPS+PA-Blends sind relativ inhomogen, was zu einer ungleichmäßigen Konditionierung und Aktivierung führt. Eine Verschärfung der Vorbehandlung durch den Einsatz von Chromschwefelsäure führt zu einer Verbesserung der Homogenität, teilweise aber auch zu einem starken Angriff der PA-Phase. Dadurch resultiert aus dem nachfolgenden Vernickelungsprozess eine ungleichmäßige Metallschicht (Abbildung 100). Abbildung 100: PPS+PA Xtel XK2240 (rechts) und PPS Fortron 1140L4 (links).

54 PP+PA PP+PA Schulablend B12 G8 konnte neben PP nicht ganzflächig metallisiert werden. Auch durch eine Verschärfung der Aktivierungsbedingungen konnte keine ganzflächige Metallisierung erzielt werden. Die Ursache dafür liegt wahrscheinlich an der schwarzen Einfärbung des Materials (ungefärbtes Material war nicht lieferbar), was einer homogenen Beschichtung entgegenwirkt. Ein negativer Einfluss von Schwarzpigment auf die Metallisierbarkeit wird teilweise auch bei anderen Materialien beobachtet ABS+PC ABS+PC Bayblend T45 konnte neben PC Lexan 121 LS selektiv metallisiert werden. PC verhält sich gegenüber dem Metallisierungsprozess als inert (Abbildung 101). Neben TPE Elastollan R3000 konnte jedoch kein Prozessfenster ermittelt werden, in dem eine selektive Metallisierung möglich ist Abbildung 101: ABS+PC Bayblend T45 (rechts) und PC Lexan 121 LS (links) ABS+PSU ABS+PSU Mindel A670 konnte neben PSU Ultrason S2010 G6 selektiv metallisiert werden (Abbildung 102). Bei der Kombination ABS+PSU neben TPE Elastollan R3000 konnte ABS+PSU Mindel A670 nicht selektiv metallisiert werden. Abbildung 102: ABS+PSU Mindel A670 (rechts) und PSU Ultrason S2010 G6 (links) Weitere Materialien ABS+PBT Pocan KU konnte neben PBT Celanex B2300 GV1/20 nicht selektiv metallisiert werden. Bei Metallisierungsversuchen von ABS+PSU Mindel A670 neben TPE Uniflex E72D/M 800 bzw. ABS+PC Bayblend T45 neben TPE Uniflex E72D/M 800 hat sich nach Chromschwefelsäurevorbehandlung gezeigt, dass keine selektive Metallisierung möglich ist. Eine Verschärfung der Aktivierungsbedingungen hat eine nicht haftfeste partielle Abscheidung auf