Schlussbericht. der Forschungsstelle(n) Nr. 1, Verein zur Förderung der Kunststofftechnologie e.v. zu dem über die

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1 Schlussbericht der Forschungsstelle(n) Nr. 1, Verein zur Förderung der Kunststofftechnologie e.v. zu dem über die im Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages geförderten Vorhaben N Beschreibung und Vorhersage der Kern-/Hautverteilung bei Sandwichbauteilen mit Hilfe der Ähnlichkeitstheorie (Bewilligungszeitraum: ) der AiF-Forschungsvereinigung IKV Paderborn, Ort, Datum Prof. Dr.-Ing. Elmar Moritzer Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s) an der/den Forschungsstelle(n) 0910

2 Inhaltsverzeichnis 1 Einführung in die Thematik und Zielsetzung des Forschungs-vorhabens Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung Zielsetzung Lösungsweg Grundlagen des Standard-Sandwichspritzgießens Verfahrensablauf beim sequentiellen Sandwich-Spritzgießen über zwei Spritzgießaggregate und einen Heißkanal-Coinjektionskopf Verfahrenstechnische Aspekte beim Standard-Sandwichspritzgießen Grundlagen des Thermoplast-Schaumspritzgießens (TSG) Schaumbildung Treibmittelarten Chemisches TSG Verfahren Weitere verfahrenstechnische Einflüsse auf die Blasenstrukturausbildung Anlagentechnik und eingesetzte Materialien Maschine Coinjektionskopf Werkzeuge Materialien Vorgehensweisen bei der optischen Auswertung zur Kern-Haut-Verteilung und Blasenstruktur Optische Auswertung der Kern-Hautverteilung Auswertung der Blasenstruktur Grundlagen der Modellübertragung Erzielte Ergebnisse Vorarbeiten Monosandwich Parameterscreening Standard-Sandwichspritzgießen Untersuchung des Einflusses von verschiedenen Materialviskositäten... 46

3 7.4 Problematik Vorfüllgradvariation und Fehleranalyse Einfluss des Treibmittelgehaltes auf die Kern-Haut-Verteilung Parameterscreening nach der Ein-Faktor-Methode Zusammenfassung der Ergebnisse zum Einfluss verschiedener Prozessparameter auf die Kern-Haut-Verteilung Untersuchungen zur Blasenstruktur von Sandwichbauteilen Dimensionsanalytische Betrachtung Diskussion der prozessrelevanten Größen Erstellen der Relevanzliste Bestimmung der dimensionslosen Kenngrößen Verwendung der Zuwendungen Zusammenfassende Beurteilung der Forschungsergebnisse und ihre Bedeutung für KMU Bewertung der erzielten Ergebnisse Wissenschaftliche und technische und wirtschaftliche Bedeutung für KMU Ergebnistransfer in die Wirtschaft Förderhinweis Literaturverzeichnis Anhang Materialdatenblätter Datenblatt des Treibmittels Hydrocerol BM

4 1 Einführung in die Thematik und Zielsetzung des Forschungsvorhabens 1.1 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung Die Sandwichtechnologie ist ein Sonderverfahren des Thermoplast-Spritzgießens. Bei dieser Technologie wird durch Einspritzen zweier Schmelzen durch eine Düse in die Kavität des Spritzgießwerkzeuges ein Formteil mit Kern-Haut-Struktur (Sandwich- Struktur) erzeugt. Motivationen zum Einsatz dieses Verfahrens können neben dem Einsatz von Rezyklat als Kernkomponente der Einsatz von hochgefüllten (kostengünstigen) oder treibmittelhaltigen Kernkomponenten und hochwertigen bzw. ungeschäumten Hautschichten sein. Das dem Projekt zu Grunde liegende Forschungsvorhaben zielte in erster Linie auf dickwandige Bauteile mit geschäumter Kernkomponente ab. Das Treibmittel im Kern wird zur Material- und Gewichtseinsparung sowie zur Minimierung von Einfallstellen auf der Formteiloberfläche verwendet. Ein weiterer Vorteil, der sich dabei ergibt, ist die Minimierung des Einspritzdrucks und damit auch der Zuhaltekraft der Spritzgießmaschine, was zu Energieeinsparungen führt. Eine genaue Vorhersage der Kern-Haut-Verteilung ist für dickwandige Formteile zurzeit nicht möglich. Für dünnwandige Formteile können einige am Markt erhältliche Simulationsprogramme die Verteilung berechnen, allerdings nur mit Hilfe 2,5- dimensionaler Lösungsansätze. 3D-Berechnungen, wie sie für dickwandige Formteile unbedingt notwendig sind, können die Sandwichtechnologie nicht simulieren. Außerdem wäre eine 3D-Simulation für viele kleine und mittlere Unternehmen nicht nutzbar, da sie oft nicht über solche Programme verfügen. Weiterhin werden die Beschreibung und damit die Vorhersage der Verteilung der beiden Materialien durch das Treibmittel im Kern erschwert. Das Treibmittel bzw. die entstehenden und wachsenden Gasblasen verändern das Fließverhalten des Polymers in nicht zu unterschätzender Weise. Eine analytische bzw. numerische Beschreibung der Ausbreitung ist somit nicht möglich. Derzeit wird im Planungsstadium eines Sandwichbauteils der jeweilige Anteil von Kern- und Hautkomponente grob abgeschätzt. Diese Schätzungen beruhen auf Erfahrungswerten und erschweren somit den Neueinstieg in diese Technologie. Eine 1

5 genauere Kenntnis der Verteilung würde eine Verbesserung der Formteilkalkulation bedeuten und somit einen Vorteil gegenüber Wettbewerbern bringen. 1.2 Zielsetzung Ziel des Forschungsvorhabens war die Entwicklung einer Modellübertragung, die eine einfach anzuwendende Methode zur Berechnung der Kern-Haut-Verteilung und damit zur Werkzeugauslegung für dickwandige Sandwichbauteile mit geschäumter Kernkomponente darstellt. Mit dieser Modellübertragung sollte es möglich sein, ohne aufwändige Simulations-Software (mit denen die Simulation dickwandiger Sandwichbauteile bisher gar nicht möglich ist) die Verteilung von Kern- und Hautkomponente bereits in einem frühen Stadium der Formteilentwicklung zu ermitteln. Durch den funktionalen Zusammenhang von dimensionslosen Größen kann der Konstrukteur von Sandwichformteilen die Verteilung von Kern- und Hautkomponente festlegen und die notwendigen Material-, Prozess- und Geometrieparameter anpassen. Es besteht aber auch die Möglichkeit, bei vorgegebenen Material-, Prozess- oder Geometrieparametern die Kern-Hautverteilung vorherzusagen. 1.3 Lösungsweg Es sollen verschiedene Einflüsse auf die Kern-Haut-Verteilung dickwandiger Sandwichbauteile untersucht werden. Nach anfänglichem Kenntnisstand könnten dies beispielsweise folgende Größen sein: Konzentration des Treibmittels, Schmelzetemperaturen, Werkzeugtemperatur, Staudruck, Einspritzdruck, Einspritzgeschwindigkeiten, Materialdaten (Schmelzeviskosität, Oberflächenspannung ). Die Hauptuntersuchungen sollen dazu dienen, die Verteilung der Komponenten mit Hilfe dimensionsloser Kennzahlen zu beschreiben. Dazu müssen als erstes Wege gefunden werden, um die Verteilung von Haut- und Kernkomponente als quantitative 2

6 Größe (oder auch mehrere Größen) beschreiben zu können. Prinzipiell kann als Ziel eine möglichst große Menge an Kernkomponente ausgegeben werden. Bei stabförmigen Formteilen kann die Zielgröße beispielsweise als das Verhältnis der Querschnittsflächen von Haut- und Kernkomponente definiert werden. Eine andere Möglichkeit ist die Messung der minimalen Dicken der Hautkomponente. Nachdem die Zielgröße definiert ist, muss mit Hilfe der in den vorgeschalteten experimentellen Untersuchungen ermittelten Einflussgrößen eine so genannte Relevanzliste aufgestellt werden, aus der mit Hilfe von Matrixoperationen die dimensionslosen prozessbeschreibenden Kenngrößen ermittelt werden. Aus den Ergebnissen werden daraufhin Zusammenhänge zwischen den dimensionslosen Einflussgrößen und der dimensionslosen Zielgröße ermittelt. Mit Hilfe dieser Zusammenhänge soll es dann möglich sein, die Kern-Haut-Verteilung eines neuen Formteils zu bestimmen, ohne ein Probekörperwerkzeug bauen und/oder Experimente durchführen zu müssen. Der Arbeitsplan ist in Tabelle 1 dargestellt. Da der projektbearbeitende Mitarbeiter Herr Kleeschulte zum 01. März 2010 leider andere berufliche Wege eingeschlagen hat, wurde das Projekt kostenneutral um ein Jahr verlängert (bis zum ). Arbeitsplan 1. Jahr 2.Jahr Vorgeschaltete experimentelle Untersuchungen am vorhandenen Werkzeug Aufstellen der Relevanzliste Ermittlung der dimensionslosen Kenngrößen Konstruktion und Bau eines Versuchswerkzeuges Experimente an den verschiedenen Ausführungen des Werkzeuges Auswerten der Messungen Abschlussbericht Tabelle 1 Arbeitsplan des Projektes 3

7 2 Grundlagen des Standard-Sandwichspritzgießens Beim Sandwich-Spritzgießen werden zwei oder mehrere Kunststoff-Komponenten nacheinander über einen gemeinsamen Anguss in die Kavität gespritzt. Dabei kommt den Fließvorgängen des Quellflusses und der laminaren Strömung von Kunststoffschmelzen eine besondere Bedeutung zu. Durch das Verdrängen der zuerst eingespritzten Komponente (Hautschicht) von der nachfolgend eingespritzten zweiten Komponente (Kernschicht) entstehen zweischichtige Formteile, ohne dass sich die zwei Schmelzeströme miteinander vermischen. Die Ursache für diese charakteristische Sandwichstruktur liegt in der Wandhaftung der Kunststoffschmelze begründet. Zudem wird dieser Effekt durch das Einfrieren der Hautschicht an der kalten Werkzeugwand verstärkt, da die nachfließende Kernschicht in diese nicht eindringen kann. Abbildung 1 Quellfluss beim Einspritzen der beiden Komponenten [Kun09] Bei Sandwichbauteilen ist in der Regel eine vollständig von der Hautkomponente eingeschlossene Kernschicht sowie eine möglichst über den gesamten Formteilquerschnitt ausgebreitete Kernschichtverteilung erwünscht. Die Vorteile des Sandwichverfahrens liegen darin, dass durch Kombination verschiedener Materialien multifunktionale Formteile in einem Arbeitsgang hergestellt werden können. Den vermeintlichen Nachteilen, wie höhere Werkzeug- und Maschinenkosten, steht ein hohes Einsparungspotential bei den Kosten durch Personal, Material, Zwischenlagerung, Transporte oder nachgeschaltete Fügeprozesse gegenüber. Ursprünglich diente das Standard-Sandwich-Spritzgießen zum Herstellen von dickwandigen Formteilen mit hervorragender Oberflächenqualität und geringem Gewicht. Dies wird durch die Verwendung eines geschäumten Kernmaterials bei kompaktem Hautmaterial erreicht. Durch Weiterentwicklung des Verfahrens wurde auch die Herstellung von dünnwandigen Bauteilen bei Verwendung zweier kompakter 4

8 Materialien ermöglicht. Ein weiteres wichtiges Anwendungsgebiet aus ökonomischer Sicht, ist die Verwendung von Regranulat (z.b. zerkleinerte Angüsse oder Ausschussteile) bzw. Kunststoffabfällen als Kernkomponente und hochwertigen Materialien für die Hautschicht. Dadurch entstehen kostengünstige Produkte ohne Qualitätseinbußen. Außerdem ist das Sandwich-Spritzgießen ein beliebtes Verfahren bei der Kombination von Thermoplasten und thermoplastischen Elastomeren geworden, wodurch eine Hart/Weich-Verbindung entsteht. Der harte Kern gewährleistet eine ausreichende Stabilität und die weiche Außenhaut erzeugt die gewünschte angenehme Haptik. Weitere Materialkombinationen und deren Eigenschaftsvorteile zeigt folgende Tabelle. Tabelle 2 Besondere Eigenschaften verschiedener Materialkombinationen beim Sandwich-Spritzgießen [Fer08] Erfolgt die Injektion der Materialien sequentiell, also nacheinander, oder parallel über zwei Einspritzaggregate, so spricht man von der Standard-Sandwichtechnik oder auch Coinjektion. Die parallele Injektion von Kern- und Hautmaterial über eine spezielle Heißkanaldüse während des gesamten Einspritzvorgangs bietet die Möglichkeit, extrem dünne Kernschichten (<10 % der Gesamtwanddicke) zu erzielen, die bei sequentieller Prozessführung nicht realisierbar wären. Dies ist besonders interessant für Bauteile mit einer Barriereschicht im Kern [WH08]. Die sequentielle Injektion über zwei unabhängige Spritzgießaggregate wird weiterhin nach der Werkzeugtechnik der Schmelzestromzusammenführung unterschieden. Die beiden Komponenten können entweder über einen gemeinsamen Düsenkopf, eine Werkzeugplatte (ein sog. 2K-Plattensystem) oder eine Koaxialheißkanaldüse in die Kavität eingespritzt werden. 5

9 Bei den experimentellen Untersuchungen innerhalb dieses Projektes wurde das Standard-Sandwich-Verfahren mit sequentieller Injektion der Materialien über zwei unabhängige Spritzgießaggregate mittels eines Heißkanal-Coinjektionskopfs und einem gemeinsamen Anguss angewendet. Deshalb soll im weiteren Verlauf genauer auf den Ablauf und die verfahrenstechnischen Aspekte dieses Verfahrens eingegangen werden. Lediglich in den Vorarbeiten wurde kurz das Monosandwichverfahren betrachtet. 2.1 Verfahrensablauf beim sequentiellen Sandwich-Spritzgießen über zwei Spritzgießaggregate und einen Heißkanal-Coinjektionskopf Der prinzipielle Verfahrensablauf kann in drei Phasen eingeteilt werden (vgl. Abbildung 2): das Einspritzen der Hautkomponente, das Einspritzen der Kernkomponente, und die Düsenspül- und Nachdruckphase mit Hautmaterial. Abbildung 2 Prozessablauf beim sequentiellen Sandwich-Spritzgießen mit einem Heißkanal-Coinjektionskopf [Arb08] 6

10 Zunächst wird eine Teilfüllung der Kavität durch den Einspritzvorgang des ersten Aggregates mit Hautmaterial vorgenommen. Das Verhältnis von eingespritztem Hautmaterialvolumen zu Kavitätsvolumen wird als Vorfüllgrad bezeichnet. Die Schmelze erstarrt bei Kontakt mit der meist wassergekühlten Werkzeugwand und bildet eine eingefrorene Randschicht aus. Dadurch kann das, in der nächsten Phase über das zweite Aggregat eingespritzte, Kernmaterial nur noch das schmelzeflüssige Hautmaterial im Inneren verdrängen. Wie bereits erwähnt, kommt es durch das charakteristische Quellflussverhalten der Kunststoffe zu keiner Vermischung der Schmelzeströme, da in laminaren Strömungen kein Stoffaustausch quer zur Strömungsrichtung möglich ist. Somit bildet sich über dem Querschnitt der Kavität eine Struktur aus außen liegender Haut- und dazwischen liegender Kernkomponente aus. Nach der volumetrischen Füllung der Kavität kann, je nach vorliegender Maschinen- und Steuerungstechnik, entweder sofort die Nachdruckphase über das Kernmaterial (2. Aggregat) erfolgen, oder es wird zuvor mit Hautmaterial nachgespült und im Anschluss mit dem 1. Aggregat nachgedrückt. Für die experimentellen Untersuchungen dieses Projektes wurde die zuletzt genannte Verfahrensvariante mit der Nachdruckerzeugung über das Hautmaterial verwendet. Durch das Spülen mit Hautmaterial wird das Angusssystem vom Kernmaterial befreit, sodass beim nächsten Schuss wieder reines Hautmaterial in die Kavität eingespritzt wird. Ohne Nachspülphase kann es zu Inhomogenitäten in den Formteilrandschichten kommen. 2.2 Verfahrenstechnische Aspekte beim Standard-Sandwichspritzgießen Das Standard-Sandwichverfahren besitzt im Vergleich zum konventionellen Ein- Komponenten-Kompaktspritzgießen eine größere Anzahl von Einflussgrößen, die sich auf die Formteilqualität auswirken können (vgl. Abbildung 3). Durch das Verwenden von zwei Einspritzaggregaten erhält man eine Verdopplung der maschinenseitig einstellbaren Verfahrensparameter. Aus Voruntersuchungen geht hervor, dass diese nicht nur direkten Einfluss auf die Formteileigenschaften haben, sondern auch zusätzlich miteinander korrelieren. Dies macht eine genaue Zuordnung der Auswirkung einzelner Parameter auf bestimmte Zielgrößen wie den Schichtgrenzprofilverlauf besonders schwierig. Der Schichtgrenzprofilverlauf umfasst sowohl die flächige Verteilung der Kernkomponente als auch die lokale 7

11 Kernschichtdicke (vgl. Abbildung 4). Die Kontur des Kerns verläuft in der Regel parabolisch. Abbildung 3 Einflussfaktoren auf ein Standardsandwich-Bauteil Abbildung 4 Schichtgrenzprofil eines rotationssymmetrischen Sandwich-Formteils [WH08] 8

12 2.2.1 Materialauswahl Haftungskompatibilität Für den Vorgang der Kontaktbildung und der Ausbildung einer Grenzschicht zweier Kunststoffschmelzen beim Verarbeitungsprozess gibt es bis jetzt keine universell anwendbaren Theorien, die sämtliche bisher empirisch ermittelten Erkenntnisse berücksichtigen [Küh05]. Dies zeigt die hohe Komplexität des Zusammenwirkens der einzelnen Faktoren und Mechanismen bei der Entstehung von Kunststoffgrenzschichten. Für Erklärungsansätze können die Adhäsions- und die Diffusionstheorie herangezogen werden. Die Adhäsionstheorie beschreibt die Ausbildung von Kräften, die in erster Linie auf intermolekularen Wechselwirkungen beruhen (Dipol-, Dispersions- und Induktionskräfte). Grundvoraussetzung für eine adhäsive Verbindung zweier Komponenten ist eine ausreichende Annäherung der Molekülketten durch eine gute Benetzung, welche wiederum von den oberflächenenergetischen Zuständen der Verbundpartner abhängt. Bei der Diffusionstheorie geht man von intermolekularen Verschlaufungen der Kunststoffkomponenten in der Grenzschicht aus, welche für die Verbundfestigkeit verantwortlich sind. Hierzu müssen die beiden Komponenten ebenfalls ausreichend miteinander benetzt sein und es muss eine ausreichende thermodynamische Verträglichkeit der beiden Polymerschmelzen bestehen. Weiterhin besteht Grund zur Annahme, dass die Haftungseigenschaften von der chemischen Struktur der verwendeten Materialien und von den Prozessparametern abhängen. Bei Gültigkeit der Diffusionstheorie verbessert sich die Verbundhaftung durch eine höhere Diffusions- und Kontakttemperatur, indem die Massetemperatur der zweiten Komponente und die Werkzeugtemperatur erhöht werden. Der Grund hierfür liegt in der daraus resultierenden Verringerung der Abkühlgeschwindigkeit der ersten und der zweiten Komponente [JM04]. Generell sollten sich die Materialien von Kern- und Hautkomponente so gut miteinander verbinden, dass die erforderlichen mechanischen Eigenschaften erreicht werden. Bei ungenügender Haftung besteht die Gefahr einer Delamination von Haut- und Kernschicht. Es besteht die Möglichkeit einer Verbesserung der Haftungskompatibilität durch Verwendung von Additiven wie Haftvermittlern [WH08]. Zur Beurteilung der Verbundfestigkeit von 2K-Teilen können mangels fehlender quantitativer Ergebnisse sog. Materialkompatibilitätsmatrizen (vgl. 9

13 Abbildung 5) herangezogen werden, welche jedoch lediglich qualitativen Aussagecharakter haben. Zu bedenken bei derartigen Matrizen ist, dass wie bereits erwähnt, allein durch den Einfluss bestimmter Prozessparameter eine prinzipiell vorhandene Verbundneigung vollständig aufgehoben werden kann. Abbildung 5 Kompatibilitätsmatrix zur Materialvorauswahl beim Spritzgießprozess [Fer08] Verarbeitungskompatibilität Eine erfolgreiche Verarbeitung zweier Materialien im Sandwich-Spritzgießen ist nur dann möglich, wenn ihre Verarbeitungseigenschaften zueinander passen. Dies betrifft insbesondere die Viskositäten der Materialien und dem sich daraus ergebenden Viskositätsverhältnis, sowie die Verarbeitungstemperaturen von Hautund Kernmaterial, die sich in der Regel überlappen sollten. Abhängig von der Art der Komponentenzusammenführung ist die Verarbeitung von Materialien mit stark unterschiedlichen Schmelzetemperaturen nur eingeschränkt möglich, da der 10

14 gemeinsame Fließweg durch Maschinen- oder Werkzeugbereiche prinzipbedingt dieselbe Temperatur aufweisen muss. Neben den Verarbeitungstemperaturen sollten auch die empfohlenen Werkzeugtemperaturen von Haut- und Kernmaterial ähnlich sein [WH08]. Einfluss des Viskositätsverhältnisses auf das Schichtgrenzprofil und die Kernmaterialverteilung Abbildung 6 Schichtgrenzprofil in Abhängigkeit des Viskositätsverhältnisses [WH08] Schneidet man ein Sandwich-Formteil entlang der Fließrichtung auf, ergibt sich im Formteilquerschnitt immer ein parabelförmiger Verlauf der Kernkomponente. Die Kontur der Parabel hängt von den rheologischen Eigenschaften der verwendeten Materialien ab. Abbildung 6 zeigt die Abhängigkeit der Schichtgrenzprofile vom Verhältnis der Viskositäten von Kern- zu Hautmaterial bei einem kreisrunden Bauteil. Dieses Verhältnis wird kurz als Viskositätsverhältnis k η = η K / η H bezeichnet. Bei Verhältnissen k η < 1 ist das Kernmaterial niedrigviskoser als das Hautmaterial und umgekehrt. Die Kernmaterialfließfront weist eine stumpfe Kontur bei einem Verhältnis von k η < 1 auf, anderenfalls wird die Kontur eher spitz wenn das Viskositätsverhältnis k η > 1 ist [WH08]. Bei einem Viskositätsverhältnis von k η < 1 führen kleinste Schwankungen im Fließwiderstand zu lokalen Voreileffekten. Es kommt zum sog. Fingereffekt. Ein instabiles Strömungsverhalten des Kernmaterials kann immer dann auftreten, wenn das Kernmaterial eine wesentlich niedrigere Viskosität als das Hautmaterial besitzt (k η < 1). Der Grund hierfür liegt darin, dass ein niedrigviskoses Kernmaterial sehr 11

15 sensibel auf geringe Unterschiede in den Fließwiderständen verschiedener Fließwege reagiert. Als Empfehlung kann daher k η 1 festgesetzt werden. Abbildung 7 Einfluss des Viskositätsverhältnisses auf die flächige Kernmaterialverteilung [WH08] Eigenschaftskompatibilität Bei der Anwendung des Sandwich-Verfahrens muss bei der Materialauswahl auf die Verträglichkeit der physikalischen Eigenschaften der einzelnen Komponenten geachtet werden. Daher sollten E-Modul, Wärmeausdehnungskoeffizient und das Schwindungsverhalten von Kern- und Hautkomponente möglichst ähnlich sein. Zu große Differenzen in den genannten Eigenschaften können zu abkühlbedingten und/ oder belastungsbedingten hohen Spannungen führen. Daraus kann ein starker Formteilverzug bis hin zur Rissbildung resultieren. Die Verzugsneigung ist insbesondere bei der Kombination von amorphen und teilkristallinen Thermoplasten zu beachten, da kristallisierende Thermoplaste während der Abkühlung stärker schwinden als amorphe Prozessparameter Neben der Materialkombination beeinflussen die beim Sandwich-Spritzgießen an der Maschine einstellbaren Verfahrensparameter sowohl die Verbundfestigkeit als auch 12

16 den Schichtgrenzprofilverlauf. Selbst bei konstantem Fließquerschnitt verändern sich in unterschiedlichen Formteilbereichen die Anbindebedingungen, beispielsweise durch: verschiedene Strömungs- und Abkühlbedingungen in unterschiedlichen Entfernungen zum Anguss unterschiedliche Zeitpunkte zwischen Benetzung und Druckaufbau Relaxation von unterschiedlich hoch ausgeprägten Orientierungen Materialvolumenverhältnis / Vorfüllgrad Der Vorfüllgrad ist das Verhältnis von eingespritztem Hautschmelzevolumen zu Formnestvolumen. Er ist ein wichtiger Parameter beim Sandwich-Spritzgießen und wirkt sich maßgeblich auf die Kernlänge sowie die Kern-Haut-Verteilung entlang des Formteils aus. Die eingespritzten Volumina von Haut- und Kernkomponente werden über die Plastifizier- und Umschaltpunkte der jeweiligen Spritzgießaggregate eingestellt. Es gibt unterschiedliche Hautmaterialvorlagen, die kleiner, gleich oder größer als ein kritischer Füllgrad sind. Der kritische oder auch optimale Füllgrad ist erreicht, wenn an keiner Stelle des Formteils ein Kernmaterialdurchbruch erfolgt und auf allen Fließwegen die Kernmaterialreichweite ein Maximum erreicht. Ein Durchbruch des Kernmaterials wird auf den Fließwegen erfolgen, bei denen das Hautmaterial zuerst aufgebraucht ist. Diese Bereiche weisen nach der Umschaltung auf Kernmaterial, den größten prozentualen Volumenanteil am noch zu füllenden Bauteil auf. Umgekehrt kommt es bei zu viel Hautmaterialvorlage zu einer Anhäufung von Hautmaterial, das durch das Kernmaterial nicht mehr verdrängt werden kann [Fer08]. Wie sich der Vorfüllgrad explizit auf die Kern-Haut-Verteilung auswirkt ist schwierig vorherzusagen, da die Verteilung von vielen Faktoren wie z.b. dem Viskositätsverhältnis der verarbeiteten Materialien, dem Treibmittelanteil und den Prozessparametern abhängt. Vor Beginn der experimentellen Untersuchungen wurde jedoch folgende noch zu belegende Vermutung angestellt. Bei gleichbleibender Kernmaterialmenge werden für abnehmende Hautmaterialmengen (abnehmende Vorfüllgrade) längere und schmalere Kerne erhalten und umgekehrt. 13

17 Abbildung 8 Auswirkungen des Vorfüllgrades auf die Haut-Kern-Verteilung bei einem rotationssymmetrischen Bauteil [Fer08] Abbildung 9 Vermuteter Einfluss des Vorfüllgrades auf die Kern-Haut-Verteilung bei einem stabförmigen Probekörper ohne treibmittelhaltige Kernkomponente [Fer08] Formteilgeometrie Die Formteilgeometrie hat beim Sandwich-Spritzgießen einen hohen Einfluss auf die Ausbreitung der Kern- und Hautkomponente. Generell lassen sich folgende Ergebnisse festhalten: Bei nicht rotationssymmetrischen Teilen kommt es zu einer Anhäufung des Hautmaterials vor dem Kernmaterial. Bindenähte, die hinter Durchbrüchen oder durch mehrfache Anbindung des Formteils entstehen, bestehen aus Hautmaterial. In Extremitäten (z.b. Befestigungselemente, Laschen etc.) kann vorgedrungenes Hautmaterial nicht mehr verdrängt werden. Zur Abhilfe dieser Effekte sind folgende Änderungen an der Werkzeugseite sinnvoll: 14

18 Verlagerung des Anschnitts Nebenkavitäten, um ein Vordringen des Kernmaterials in Extremitäten zu gewährleisten Wanddickenanpassungen Anguss-/Anschnittsystem Art und Lage des Angusses am Bauteil wirken sich auf die Strömungsverhältnisse während des Formfüllvorgangs aus. Einfache Simulationsprogramme können bei der geometrischen Anbindung des Angusses an das Formnest ein wirkungsvolles Hilfsmittel sein. 3 Grundlagen des Thermoplast-Schaumspritzgießens (TSG) 3.1 Schaumbildung Für das Aufschäumen eines Kunststoffes muss eine Polymer-Gas-Mischung durch Zufügen eines Treibfluids vorliegen. Das Treibfluid wird direkt in den Schneckenzylinder eingebracht oder entsteht durch Zersetzung eines chemischen Treibmittels. Wichtig ist bei diesem Verfahrensschritt die homogene Verteilung des Treibmittels in der Kunststoffschmelze, um nach der Expansion eine homogene Schaumstruktur zu erzielen [AM11]. Die einphasige Polymer-Gas-Lösung wird nun in das Werkzeug eingespritzt und es kommt zu einem Druckabfall. Die Bildung von Keimen, aus denen kleine Gasblasen entstehen, beginnt. Keime entstehen u.a. durch eine thermodynamische Destabilisation, wie der Druckabfall beim Austritt aus der Zylinderdüse. Dabei kommt es in der übersättigten Polymer-Gas-Lösung durch ein lokales Entweichen des Gases zur Keimbildung. Diese an den Keimen wachsenden Blasen stellen eine neue Phase dar. Dieser Vorgang wird als homogene Nukleierung bezeichnet und setzt ein von Verunreinigungen freies System voraus. Des Weiteren erfolgt die Keimbildung an der Grenzfläche zu einer zweiten Phase, z.b. an Partikeln von gezielt eingesetzten Nukleierungsmitteln, an Zersetzungsrückständen chemischer Treibmittel, an Verunreinigungen oder an den Oberflächen des Plastifizieraggregates oder des Werkzeuges. Diese Form der Keimbildung fällt unter die Bezeichnung der 15

19 heterogene Nukleierung. Üblicherweise treten im Verarbeitungsprozess beide Nukleierungsarten überlagert auf [AM11]. Abbildung 10 Schematisch dargestellter Prozessablauf beim TSG [AM11] Nach der Keimbildung beginnt das Blasenwachstum. Hierbei diffundiert das gelöste Gas in die bereits entstandene Schaumzelle. Im Laufe der Zeit sinkt die Gaskonzentration der Schmelze auf null, da das Gas in die wachsenden Zellen diffundiert ist. Als Konsequenz ergibt sich, dass das Blasenwachstum und der damit verbundene Aufschäumgrad von der Menge an gelöstem Gas abhängt. Das Blasenwachstum endet mit dem Erreichen eines Kräftegleichgewichtes zwischen dem Gasdruck in der Zelle und der Stabilität der Zellwände [AM11]. Die Stabilisierung der wachsenden Schaumzelle muss rechtzeitig erfolgen, um eine möglichst feine und homogene Schaumstruktur zu erzielen. Bei konstanter Oberflächenspannung ist der Innendruck in kleinen Schaumzellen höher als in größeren Schaumzellen. Ausgehend vom Kontakt zwischen großen und kleinen Zellen, bewirkt der lokal höhere Innendruck die Diffusion des Gases von kleineren in größere Zellen. Somit begünstigt dieses Verhalten das Wachstum von großen Schaumzellen. Das Resultat ist ein grobes und inhomogenes Gefüge. [Mic02] Beim TSG prägt die Werkzeugtemperierung und die Wandstärke des Formteils die Schaumstabilisierung. Eine geringe Wandstärke und ein relativ kaltes Werkzeug bewirken eine rasche Fixierung des Schaums, da die Viskosität der Schmelze erhöht wird und das Bauteil letztlich einfriert. Bei großen Wandstärken und hohen Werkzeugtemperaturen bleibt der Kern länger schmelzeflüssig und begünstigt Diffusionsvorgänge und somit eine grobe und inhomogene Schaumstruktur [AM11]. 16

20 Zusammenfassend ist der gesamte Prozessablauf schematisch in Abbildung 10 dargestellt. 3.2 Treibmittelarten Man unterscheidet grundsätzlich zwischen chemischen und physikalischen Treibmitteln, die sich in der Art der Zudosierung unterscheiden Chemische Treibmittel Chemische Treibmittel werden meist als Masterbatch in fester Form dem Kunststoffgranulat beigemischt. Das Gemisch wird im Plastifizieraggregat aufgeschmolzen und durch den Temperaturanstieg zersetzt sich das Treibmittel in Treibgas und Restprodukte. Die gebildeten Fluide (z. B. Wasser, Stickstoff, Kohlendioxid) sind bei ausreichend hohen Drücken in der Kunststoffschmelze gelöst und es wird ein frühzeitiges Ausgasen verhindert. Die Restprodukte wirken bei der Schaumbildung als Nukleierungsmittel. [WH09, Pet05] Unterteilt werden die chemischen Treibmittel in endotherme und exotherme Treibmittel. Endotherme Treibmittel, wie z. B. Natriumbicarbonat oder Zitronensäure, benötigen für die Zersetzung eine permanente Energiezufuhr in Form von Wärme. Die Gasbildung beginnt bei einer bestimmten Temperatur und endet sobald die vorherrschende Energie nicht mehr ausreicht und das Material unter die Zersetzungstemperatur abgekühlt ist. Bei exothermen Treibmitteln, z.b. Azodicarbonamid, muss lediglich eine Aktivierungsenergie aufgebracht werden. Anschließend wird bei der Zersetzungsreaktion Wärme frei und der Zersetzungsprozess erhält sich von selbst. Allerdings ist dafür Sorge zu tragen, dass die überschüssige thermische Energie dem System entzogen wird, um eine thermische Schädigung des Polymers zu verhindern. [WH09, Pet05] Bei der Herstellung chemisch geschäumter Bauteile beträgt die Gasausbeute nur bis zu ca. 50% der Menge des eingesetzten chemischen Treibmittels. Die restliche Menge fällt als Restprodukte an, die als Nukleierungsmittel wirken und deren Größe einen entscheidenden Einfluss auf die resultierende Schaumstruktur hat. Je kleiner die Partikel, desto feiner bildet sich die Schaumstruktur aus. Ebenfalls zu beachten ist, dass im Verarbeitungsprozess eine treibmittelspezifische Temperatur erreicht und überschritten werden muss, um die Gasausbeute zu optimieren. [Pet05] 17

21 3.2.2 Physikalische Treibmittel Kohlenwasserstoffe, Wasser, Stickstoff oder Kohlendioxid werden als physikalische Treibmittel eingesetzt. Sie werden im Verarbeitungsprozess der Kunststoffschmelze im gasförmigen oder überkritischen Zustand zugesetzt. Das Treibmittel sollte eine möglichst hohe Diffusionsrate und eine hohe Löslichkeit in der Kunststoffschmelze aufweisen, um schnell eine übersättigte Polymer-Gas-Lösung zu erreichen. Außerdem sollte bei dem Blasenwachstum die Diffusionsneigung des Treibmittels möglichst gering ausfallen, um einen feinverteilten Schaum herzustellen. [WH09, Pet05] 3.3 Chemisches TSG Verfahren Das Chemische Thermoplast-Schaumguss Verfahren stellt das einfachste Verfahren zur Herstellung geschäumter Bauteile dar. Das Verfahren benötigt keine spezielle Maschinentechnik. Eine konventionelle Spritzgussmaschine mit einer Standard-Drei- Zonen-Schnecke genügt, um den Prozess zu realisieren. Die Maschine sollte allerdings mit einer Verschlussdüse ausgestattet sein, um den Staudruck aufrecht zu halten und damit das vorzeitige Aufschäumen zu unterbinden. Mischteile am Schneckenende eignen sich insbesondere zur Homogenisierung der Polymer-Gas- Lösung. [AM11] Als nachteilig gegenüber dem physikalischen Verfahren kann angemerkt werden, dass die Viskosität der Polymer-Gas-Lösung nicht signifikant sinkt. In Abbildung 11 sind die Ergebnisse der Untersuchung von Pretel am Beispiel von Polystyrol bei einer Temperatur von 200 C dargestellt. [Pre05] Abbildung 11 Einfluss chemischer Treibmittel auf die Viskosität von PS bei einer Temperatur von 200 C [Pre05] 18

22 3.4 Weitere verfahrenstechnische Einflüsse auf die Blasenstrukturausbildung Art und Konzentration des chemischen Treibmittels Ausschlaggebend für die Wahl des Treibmittels ist die Verarbeitungstemperatur. Die für das Treibmittel benötigte Zersetzungstemperatur muss an die Verarbeitungstemperatur angepasst werden. Bei zu niedriger Zersetzungstemperatur kann die chemische Reaktion zu früh beginnen und das Treibgas kann in die Einzugszone entweichen. Eine zu hohe Zersetzungstemperatur führt zu einer unvollständigen chemischen Reaktion und es steht nicht die gesamte Gasausbeute zur Verfügung. Eine hohe Gasfreisetzung, durch eine hohe Zugabe an Treibmittel, führt zu einer unregelmäßigen Schaumstruktur und einer dünnen und inhomogenen Deckschicht. Die Folge einer inhomogenen Deckschicht ist eine Schwächung der mechanischen Eigenschaften des Bauteils. [AM11] Schmelzetemperatur Bei einer zu hohen Schmelzetemperatur besteht die Gefahr des Zusammenwachsens der Schaumzellen durch Erhöhung des Diffusionskoeffizienten des Treibgases. Die hohen Schmelzetemperaturen und das schnelle Blasenwachstum erfordern ein schnelles Abkühlen, um eine rechtzeitige Stabilisierung zu erreichen. Des Weiteren bewirkt eine hohe Schmelzetemperatur eine niedrigere Viskosität der Schmelze. Der zur Formfüllung notwendige Druckbedarf sinkt. Dies begünstigt dünnere Randschichten und höhere Aufschäumgrade, als bei niedrigeren Schmelzetemperaturen, da die Schmelze weniger stark komprimiert wird. Wird die Schmelzetemperatur zu niedrig gewählt, bewirkt der zur Formfüllung höhere Einspritzdruck eine größere Kompression der Schmelze. Das Treibgas wird in seiner Expansion behindert. In Verbindung mit dem früheren Erstarren der Schmelze, treten hier dickere Randschichten und niedrigere Aufschäumgrade auf. [AM11] Einspritzgeschwindigkeit Durch hohe Einspritzgeschwindigkeiten können homogene, feinzellige Schaumstrukturen erzielt werden. Die größere Druckabfallrate bei hohen Einspritzgeschwindigkeiten begünstigt die Nukleierung. [AM11]. Weiterhin garantieren hohe Einspritzgeschwindigkeiten, dass das Werkzeug mit Schmelze gefüllt ist, bevor das Blasenwachstum richtig einsetzt. Ein gut belüftetes Werkzeug 19

23 führt dazu, dass an der Fließfront Umgebungsdruck herrscht. Es entstehen hier die ersten Gasblasen, die bei der Abwälzbewegung der Schmelze in Fließrichtung gedehnt werden (siehe Abbildung 12). An der Oberfläche sind diese grobausgerichteten Gaszellen als Silberschlieren zu erkennen. Werden die Zellen schnell genug an die Werkzeugwand gepresst, können sie schnell stabilisiert werden und das Wachstum wird beendet. Die entstehende Schaumstruktur und das Dichteprofil sind in Abbildung 13 schematisch dargestellt. [Jar08] Abbildung 12 Ausbildung von Gasblasen im Bereich der Fließfront beim Einspritzen [Jar08] Abbildung 13 Schaumstruktur und Dichteprofil [Jar08] Staudruck Durch den Staudruck wird die Gas-Polymer-Lösung auf einem hinreichenden Druckniveau gehalten, damit ein vorzeitiges Aufschäumen in dem Plastifizieraggregat verhindert wird. Weiterhin wirkt sich ein hohes Druckniveau auf die Druckabfallrate aus und kombiniert mit einer hohen Einspritzgeschwindigkeit entsteht durch die höhere Nukleierung eine feine, homogene Schaumstruktur mit einer gleichmäßigen Randschicht. [AM11] 20

24 3.4.5 Werkzeugtemperatur Die Ergebnisse von Altstädt und Mantey bei Untersuchungen an einer Zugstabgeometrie, zeigten keinen Einfluss der Werkzeugtemperatur auf die Schaumstruktur und Dichtereduktion. Eine Verringerung der Werkzeugtemperatur führt aber zu einem schnelleren Erreichen der Entformungstemperatur und somit zu einer Zykluszeitreduzierung. [AM11] 4 Anlagentechnik und eingesetzte Materialien 4.1 Maschine Die Durchführung der experimentellen Untersuchungen erfolgte auf einer Spritzgießmaschine vom Typ K-TEC 155 2F der Firma Ferromatik Milacron Gmbh, Malterdingen (vgl. Abbildung 14). Abbildung 14 Spritzgießmaschine K-TEC 155 2F der Ferromatik Milacron Gmbh [Fer11] Diese Maschine verfügt über ein elektrisches Plastifizieraggregat mit einer 40 mm- Schnecke in Horizontalanordnung sowie über ein hydraulisch angetriebenes Aggregat mit 35 mm-schnecke in Vertikalanordnung. Seitens der Steuerung können die Aggregate unabhängig voneinander betrieben werden. Die maximale Zuhaltekraft der Schließeinheit beträgt 1550 kn. Die Maschine ist für verschiedene Sonderverfahren ausgerüstet, wie beispielweise Sandwich- und Monosandwichspritzgießen, Gasinjektionstechnik, Spritzprägen und Schäumen. 21

25 4.2 Coinjektionskopf Das Einspritzen der Haut- und Kernkomponente erfolgte unter Verwendung eines Heißkanal-Sandwichkopfs (vgl. Abbildung 15), welcher sich zwischen der Werkzeugangussbuchse und den Spritzgießaggregaten befand. Der Sandwichkopf besitzt zwei getrennte konzentrische Kanäle mit hydraulisch betätigten Düsenverschlüssen sowie zwei Heizbänder, welche über die Maschinenanschlüsse mit Strom versorgt und über die Maschinensteuerung geregelt wurden. Diese sind ausreichend isoliert, sodass auch unterschiedliche Temperaturen für beide Komponenten eingestellt werden können. Dies wurde in vorgeschalteten experimentellen Untersuchungen bestätigt. Abbildung 15 Sandwichkopf der Ferromatik Milacron K-TEC 155 2F Spritzgießmaschine 4.3 Werkzeuge Im Laufe des Projektes kamen zwei Werkzeuge zum Einsatz (Werkzeug I und Werkzeug II). Diese werden im Folgenden kurz vorgestellt Werkzeug I Das erste Probekörperwerkzeug zeigt Abbildung 16. Dieses Werkzeug verfügt über zwei stabförmige Kavitäten mit unterschiedlichen Abmaßen (B x H x L: 8 x 10 x 215 und 12 x 15 x 215). Damit ergibt sich für alle Geometrien ein konstantes Höhen/Breiten-Verhältnis von H/B=0,8. 22

26 Das Werkzeug I stammt aus einem vorherigen Projekt zur Analyse des Gasinjektionsprozesses. Die Länge der Probekörper kann mit diesem Werkzeug nicht variiert werden, was dazu führt, dass die Voraussetzung für eine vollständige Ähnlichkeit nicht erfüllt ist. In der Modellübertragung fehlen daher wichtige Erkenntnisse über die Länge der Probekörper. Daher wurde ein neues Werkzeug zur Abbildung einer vollständigen Ähnlichkeit entworfen (Werkzeug II). Abbildung 16 Schematische Darstellung des Probekörperwerkzeugs (links: Auswerferseite; rechts: Düsenseite) Werkzeug II Die Konstruktion und der Bau des Probekörperwerkzeuges erfolgten Anfang 2010 (Januar und Februar, danach erfolgte Projektpause aufgrund Mitarbeiterwegfalls). Zunächst erfolgten intensive Überlegungen bezüglich der Gestaltung des Werkzeugs. Folgende Anforderungen bestanden: - Alle Geometrien innerhalb einer Teilefamilie zueinander vollständig ähnlich - Für jede der insgesamt 4 Teilefamilien (3 Rechteck, 1 Rundstab) eine Wechselplatte - Die jeweils kürzeste Geometrie (150mm) sollte zweifach und gleichzeitig gespritzt werden, d.h. je Wechselplatte resultieren 4 Kavitäten - Die einzelnen Kavitäten sollten durch Umlenkungen/Absperrungen freigegeben, bzw. abgesperrt werden können - Anspritzvarianten: Kern- und Hautkomponente über einen Kaltkanal - Wenn möglich: zusätzlich beide Komponenten separat über zwei Kanäle, so dass kein Mischkopf benötigt wird. 23

27 Die Entscheidung fiel auf vier Teilefamilien (3 Rechteckgeometrien mit den Verhältnissen 1:1 / 1:1,25 / 1:1,5 und 1 Stabgeometrie) mit entsprechenden Abmessungen, die zueinander alle vollständig ähnlich sind. Es erfolgte die Bestellung und Fertigung des neuen Spritzgießwerkzeug. Hierbei konnten alle erwünschten Anforderungen (s.o.) eingehalten werden. Mit diesem Werkzeug können somit acht Stabgeometrien hergestellt werden, die zueinander vollständig ähnlich sind, d.h. das alle Verhältnisse der geometrischen Kennzahlen (Breite, Höhe, Länge) der Kavitäten den gleichen Zahlenwert besitzen. Dies ist wichtig, wenn man mit der Ähnlichkeitstheorie von Gesetzmäßigkeiten für kleinere Geometrien auf entsprechende Gesetzmäßigkeiten für größere Geometrien schließen möchte. Angesteuert werden die unterschiedlichen Kavitäten über auswechselbare Angussweichen in der Werkzeugmitte. o Geräte 1 Stück Spritzgießwerkzeug (vgl. Abbildung 17) Abbildung 17 Ansicht des Werkzeugs zur Herstellung der Probekörper 24

28 Abbildung 18 Probestabgeometrien 4.4 Materialien Farbmasterbatch Zur farblichen Unterscheidung der Komponenten des entformten Probekörpers wurde bei den experimentellen Untersuchungen jeweils die Kernkomponente eingefärbt. Dazu wurde entweder ein schwarzes oder ein rotes Masterbatch auf Polypropylen-Basis namens Remafin von der Firma Clariant Masterbatches Gmbh (Deutschland) in Ahrensberg verwendet. Die Beimengung zum Verarbeitungsmaterial und die Mischung der Partikel erfolgte bei allen experimentellen Untersuchungen bevor das Material in den Maschinentrichter eingefüllt wurde, per Hand. Dabei wurde bei allen experimentellen Untersuchungen der Anteil an Masterbatch von 3 Gew.-% ebenfalls konstant gehalten. Der Einfülltrichter des vertikalen Aggregates für das Einspritzen der Kernkomponente hat ein Fassungsvermögen von ca. 4 kg Material. Zum Abwiegen der Materialien stand im Verarbeitungslabor des KTP eine Waage mit ausreichender Genauigkeit zur Verfügung Treibmittel Verwendet wurde das zum Aufschäumen thermoplastischer Kunststoffe geeignete Hydrocerol BM 40. Dieses besitzt 40 % wirksame Bestandteile und wird ebenfalls von der Firma Clariant Masterbatches Gmbh (Deutschland) in Ahrensberg hergestellt. Die endotherme Zersetzung dieses Treib- und Nukleierungsmittels wird 25

29 bei 160 C angegeben, wobei vom Hersteller für eine optimale Gasausbeute eine Temperatur von 180 C empfohlen wird. Datenblatt siehe Anhang. Das Abwiegen, Beimengen und Mischen mit dem Verarbeitungsmaterial erfolgte, wie bei den Farbmasterbatches beschrieben, bevor das Material in den Maschinentrichter eingefüllt wurde, von Hand Eingesetzte Polymere Beim Sandwich-Spritzgießen kommt dem Viskositätsverhältnis von Kern- zu Hautmaterial eine besondere Bedeutung zu (siehe Kapitel 2.2.1). Um diesen Einfluss genauer zu untersuchen, wurden verschiedene teilkristalline Thermoplaste mit unterschiedlichen Viskositäten bzw. unterschiedlichen MFI-Werten verarbeitet. Dabei wurden die Materialkombinationen für Haut- und Kernkomponente in den einzelnen Versuchsreihen variiert. Bei allen Materialien handelt es sich um Homopolymere des Kunststoffs Polypropylen, welches zur Gruppe der Polyolefine gehört. Die Datenblätter der Materialien sind dem Anhang zu entnehmen. Wärme- Materialbezeichnung und Hersteller MFI, ISO 1133 bei 230 C und 2,16 kg [g/10 min] Dichte laut Herstellerangaben, ISO 1183 [kg/m 3 ] Dichtemessung KTP, ISO 1183 [kg/m 3 ] Streckspannung, ISO 527 [MPa] formbestän- digkeits- temperatur, ISO 75 bei 0,45 MPa [ C] Sabic PP 575P , Ineos PP CA Sabic PP 412 MN PP Moplen HP501L Tabelle Übersicht der verwendeten Kunststoffe 26

30 5 Vorgehensweisen bei der optischen Auswertung zur Kern-Haut- Verteilung und Blasenstruktur 5.1 Optische Auswertung der Kern-Hautverteilung Auswertung der Längen Zunächst wurden von allen Probekörpern der Versuchsreihe digitale Bilder mit einem Scanner erstellt. Pro Bild wurden alle zehn Probekörper eines Versuchspunktes eingescannt. Anschließend wurden anhand der erstellten Bilder die Kernlängen manuell mit einem Linealwerkzeug (nach einer manuellen Kalibrierung der Längeneinheit, 235 Pixel = 10 mm) bestimmt und protokolliert. Die erhaltenen Werte wurden in Excel importiert und für jeden Versuchspunkt wurden die Mittelwerte und die Standardabweichungen bestimmt. Abbildung 19 Beispiel der manuellen Messung der Kernlänge mit dem Linealwerkzeug in Photoshop (Versuchspunkt 0, Probekörper 1) Wie in Abbildung 19 zu erkennen ist, wurde nicht die wahre Kernlänge gemessen, sondern die Länge von Kernspitze bis zum angussseitigen Probekörperboden (rechte Seite). Da diese Methode bei allen Messungen erfolgte, spielt dieser Umstand für die Ergebnisse der Auswertung keine Rolle. 27

31 5.1.2 Auswertung der Querschnitte I Die Auswertung der Querschnittsverläufe erfolgte in zwei Varianten. Bei Variante I wurden nach dem Bestimmen der Kernlängen für jeden Versuchspunkt jeweils fünf der zehn Probekörper nach dem Zufallsprinzip ausgewählt. Diese wurden an den gleichen Positionen mit einer Säge in vier ca. 7 bis 10 mm dicke Scheiben geschnitten. Die Positionen sind Abbildung 20 zu entnehmen. Die Einstellung der Abstände erfolgte mittels des Maschinenanschluss der Säge. Abbildung 20 Festgelegte Positionen zur Auswertung der Probekörperquerschnitte Abbildung 21 Beispiel für die Auswertungsvorbereitung bei Variante I An den so erhaltenen Scheiben wurden die zur Auswertung heranzuziehenden Flächen kenntlich gemacht und anschließend mit einer Tellerschleifmaschine geschliffen bzw. poliert. Die Auswertung erfolgte ebenfalls nach dem Einscannen der Scheiben mit Photoshop. Dabei wurden im ersten Schritt für jede Position die Kernflächen und im nachfolgenden Schritt die Gesamtflächen der Probekörperquerschnitte mittels des Schnellauswahlwerkzeugs und nach zuvor manuell erfolgter Kalibrierung der Längeneinheit gemessen und dokumentiert. Nach dem Importieren der Messwerte in Excel wurden für die Kern- und Gesamtflächen und für die 28

32 Verhältnisse von Kern- zu Gesamtfläche die Mittelwerte und Standardabweichungen berechnet. Zur Querschnittsauswertung wurden nur jeweils fünf Proben eines Versuchspunktes verwendet, um den Aufwand bei der Auswertung und deren Vorbereitung in einem angemessenen Rahmen zu halten. Abbildung 22 Beispiel der manuellen Messung eines Kernquerschnitts mit dem Schnellauswahlwerkzeug Auswertung der Querschnitte II Aufgrund der gewonnenen Erkenntnisse bei der Probekörpervorbereitung der ersten Versuchsreihen wurde die Entscheidung getroffen, Längsschnitte anstatt von Querschnitten der Probekörper anzufertigen und auszuwerten (Variante II). Dadurch konnte der Vorbereitungsaufwand erheblich reduziert werden, da pro Probekörper statt vier nur noch ein Sägevorgang benötigt wurde und anschließend in einem Arbeitsgang die komplette Längsschnittoberfläche abgeschliffen werden konnte. Zudem war es so möglich die wahre Kernlänge und den exakten Verlauf der Kern- Haut-Verteilung abzubilden. 29

33 Die beidseitig beschrifteten Probekörper wurden dafür zunächst auf einer Bandsäge mittels angefertigter Schienen und einer Führung mittig entlang ihrer Länge zersägt. Danach wurde jeweils eine Hälfte pro Probekörper in eine speziell angefertigte Halterung eingespannt, mit welcher die Proben manuell auf einer Tellerschleifmaschine abgeschliffen bzw. poliert wurden. Im nächsten Schritt wurden für jeweils alle präparierten Probekörperhälften eines Versuchspunktes digitale Bilder mit einem Scanner erstellt. Die Bilder wurden ebenfalls mit dem Programm Photoshop und dem Linealwerkzeug nach manuell erfolgter Kalibrierung der Längeneinheit ausgewertet. Dabei wurden die Kernlängen bis zum angussseitigen Probekörperboden, die wahren Kernlängen und die Kernbreiten an festgelegten Positionen gemessen (siehe Abbildung 23). Abbildung 23 Festgelegte Positionen zur Kernbreitenbestimmung bei Variante II Die Auflösung der Messpositionen wurde im Bereich der beiden Probekörpergrundflächen erhöht, da der Grenzschichtprofilverlauf an diesen Positionen am stärksten von einem angenäherten linearen Verlauf abweicht. Zwischen den Positionen 2 und 5 verläuft der Grenzschichtprofilverlauf in etwa linear, sodass aus Gründen der Messaufwandsverringerung in diesen Bereichen das Messgitter gröber gewählt wurde (siehe Abbildung 23). Durch das Auswerten der Probekörperlängsschnitte konnten im Gegensatz zur ersten Versuchsreihe auch die wahren Kernlängen bestimmt werden. Diese ist die Länge von Kernspitze bis zum Kernboden und nicht bis zum Probekörperboden. Somit konnte auch die Dicke der Hautschicht zwischen Kern- und Probekörperboden für jeden Versuchspunkt berechnet werden. Um bei jedem Probekörper die Messung der Kernbreite an den gleichen Stellen sicherzustellen, wurde in Photoshop eine verschiebbare Ebene mit vertikalen Linien für jede Messposition angefertigt. Diese wurde vor jeder Messreihe eines Probekörpers an diesem neu ausgerichtet. 30

34 Die Messwerte für Kernlänge, wahre Kernlänge und für die Kernbreiten wurden dokumentiert und in das Programm Excel importiert. Außerdem wurde an einigen Probekörpern die Gesamtbreite gemessen und dokumentiert, dass sich diese sowohl zwischen den Probekörpern einer Versuchsreihe als auch zwischen den Probekörpern verschiedener Versuchsreihen nur geringfügig im halben Millimeterbereich verändern. Bei Berücksichtigung der Messungenauigkeiten konnte deshalb eine durchschnittliche Gesamtbreite der Probekörper (12,3 mm, entspricht ca. 1% Längenschwindung) angenommen werden. Mit dieser wurde das Verhältnis von Kern- zu Gesamtbreite aller Probekörper berechnet. Weiterhin wurden für alle genannten Parameter die Mittelwerte und Standardabweichungen berechnet. 5.2 Auswertung der Blasenstruktur Vorbereitungen und Auswertung der Blasenstruktur mit Image J Zunächst mussten die Formteile für die Auswertung präpariert werden. Nach der Herstellung wurden die Formteile beschriftet und verpackt. Die Formteile wurden eine ausreichend lange Zeit gelagert, sodass diese von Entformungstemperatur auf Raumtemperatur abkühlen konnten. Anschließend wurden die Probestäbe der Länge nach in der Stabmitte durchgesägt. Um eine schnelle und qualitativ hochwertige Auswertung zu gewährleisten, wurden die Schnittflächen im Anschluss poliert und von Grat befreit. Es zeigte sich, dass es für die digitale Auswertung einen hohen Kontrast zwischen Kunststofffläche und Blasenfläche bedarf. Die Vertiefungen der Blasen wurden mit handelsüblicher Spachtelmasse für den Automobilbedarf ausgefüllt und anschließend ein weiteres Mal geschliffen und poliert. Abbildung 24 zeigt beispielhaft einen polierten und einen verspachtelten Probestab. Abbildung 24 Präparierte Probestäbe (Oben: polierter Probestab, ungespachtelt; unten: gespachtelter und polierter Probestab) 31

35 Im nächsten Schritt wurde aus allen Versuchspunkten jeweils ein Probestab zur Auswertung stichpunktartig ausgewählt. Von den Schnittflächen dieser Probestäbe wurden dann mittels eines handelsüblichen Scanners digitale Bilder erstellt. Zur Bestimmung der Kernmaterialfläche und der Blasenfläche in der Schnittebene wurde das Bildbearbeitungs- und Bildverarbeitungsprogramm ImageJ verwendet. Es wurde von Mitarbeitern des National Institutes of Health, Bethesda (Maryland, USA) für die medizinische und wissenschaftliche Bildanalyse entwickelt. Es ist ein Open Source Programm auf Java-Basis und kann durch diverse Plug-Ins beliebig erweitert werden. Die Programmoberfläche ist in Abbildung 25 gezeigt. Abbildung 25 Die Programmoberfläche des Bildverarbeitungsprogramm ImageJ Für die Analyse der Schaumstruktur wurde die Funktion der Partikelanalyse verwendet. Dafür musste die Abbildung zunächst in ein binäres Bild gewandelt werden, um Farbeffekte ausschließen zu können. Nach einer Invertierung erfolgte dann die Partikelanalyse. Abbildung 26 zeigt ein Screenshot zum Ende einer Partikelanalyse mit invertiertem Bild und der Ergebnistabelle. Die Maßeinheit zur Ermittlung der Kenngrößen kann festgelegt werden und wird über eine Umrechnungsfunktion von Pixeln in die gewünschte Maßeinheit umgerechnet. Hierzu wurde separat ein Lineal eingescannt, um Pixel in Millimeter umrechnen zu können. 32

36 Abbildung 26 Abgeschlossene Partikelanalyse mit dem Programm Image J Des Weiteren wurden Orientierungen, Lage und Größe der Blasen in der Schnittfläche optisch bewertet Ermittelte Kenngrößen In Abbildung 27 sind einige Merkmale zur Beschreibung von Gaszellen dargestellt. Abbildung 27 Merkmale zur Beschreibung von Gaszellen [Pet05] 33

37 Flächenverhältnis Das Flächenverhältnis AZellen AKern von der Fläche der Gaszellen in Bezug auf die gesamte Kernfläche in der Schnittebene wurde als dimensionslose Kennzahl für den Aufschäumgrad festgelegt. Die Dimensionslosigkeit bewirkt eine Vergleichbarkeit der verschiedenen Versuchsreihen. Zellendichte Die Zellendichte ist als normiertes Qualitätsmerkmal in der Lage eindeutige Aussagen über die Qualität der Schaumstrukturen zu machen. Es wurden die Zellen (n) im Kernbereich der Probekörper gezählt und auf die gesamte Kernfläche [mm²] bezogen. Die Zellendichte N0 stellt sich wie folgt dar [Pet03]: N 0 n A Eine Erhöhung der Zellendichte lässt auf eine feinzellige und homogene Schaumstruktur schließen, da eine höhere Anzahl von Nukleierungspunkten im ungeschäumten Material vorliegt [Pet05]. Kern Mittlerer Radius Der mittlere Radius wurde als Kenngröße gewählt, um eine qualitative Aussage über die Größe der Gaszellen in der Schnittebene machen zu können. Aus den Zellenflächen wurde der mittlere Radius berechnet. Als Grundlage für diese Berechnung wird eine kugelförmige Gestalt angenommen, welche sich in der Schnittebene als Kreis darstellt. Der mittlere Radius R stellt sich wie folgt dar: R A Zelle 34

38 6 Grundlagen der Modellübertragung Die mathematisch-numerischen Methoden reichen zum Lösen von Dimensionierungsaufgaben komplexer physikalisch-technischer Zusammenhänge oft nicht aus [Zlo00]. Beim Sandwich-Spritzgießen ist die Schmelzeverteilung der beiden Komponenten ein wichtiges Qualitätsmerkmal. Eine gute Materialverteilung kann bei geschickter Wahl der Formteilgeometrie sowie der Material- und Verarbeitungsparameter erzielt werden. Es können aber auch zwischen den Parameter Wechselwirkungen vorhanden sein. Eine Methode zur Lösung von Dimensionierungsaufgaben bietet die Modellübertragung. Dabei wird eine Laborausführung ( Modellausführung ) untersucht und anschließend darauf überprüft, ob und inwieweit die Laborausführung auf eine größere Ausführung ( Hauptausführung ) hochgerechnet werden kann [Paw71]. Die Unabhängigkeit von Dimensionssystemen ist eine wichtige Voraussetzung für die Modellübertragung. So ist es beispielsweise nicht möglich, zur Berechnung eines Druckes in Pa die Kräfte in N und die Geometrieabmessungen in Zoll anzugeben. Die mathematische Beschreibung eines physikalisch-technischen Problems muss daher dimensionshomogen formuliert sein, damit sie in beliebigen Dimensionssystemen gültig ist. Diese Dimensionshomogenität kann dadurch erreicht werden, dass das Problem völlig ohne Dimensionen, also dimensionslos, beschrieben wird [Zlo00]. Diese Idee führt zum so genannten -Theorem. Es sagt aus, dass jede physikalische Beziehung durch einen Satz dimensionsloser Größen, den sog. -Größen, beschrieben werden kann. Diese -Größen lassen sich durch Aufstellen und Umformen einer so genannten Dimensionsmatrix herleiten. Sie geht aus der Relevanzliste hervor, die alle prozessbeschreibenden Größen beinhaltet. Die Spalten der Matrix sind die beschreibenden Größen, während die Zeilen durch alle in den Größen vorkommenden physikalischen SI-Einheiten (kg, m, s, K,...) gebildet werden. Dadurch entstehen eine quadratische Kernmatrix und eine Restmatrix, wobei sich die Zielgröße immer in der Restmatrix befindet, genauso wie alle wichtigen Einflussgrößen. Die Kernmatrix beinhaltet in der Regel Größen, die eine einzige Einheit aufweisen, was zur Vereinfachung führt. In die Zellen der Matrix werden Exponenten der Einheiten eingetragen. Anschließend wird die Kernmatrix mit 35

39 dem Gauß-Algorithmus so umgeformt, dass die Hauptdiagonale nur aus dem Wert 1 besteht und alle anderen Positionen aus 0. Zum Schluss wird für jede Größe der Restmatrix eine -Größe gebildet. Wenn nun von einer Modell- auf eine Hauptausführung gerechnet werden soll, so müssen alle -Größen idem gehalten werden (lat. idem = derselbe), die Zahlenwerte der -Größen müssen also für Modell- und Hauptausführung identisch sein. Unter dieser Voraussetzung und evtl. einigen weiteren Randbedingungen können Zusammenhänge zwischen Größen der Modell- und Hauptausführung ermittelt werden. Diese Zusammenhänge stellen Modellgesetze dar, die das Übertragen der Größen auf eine Hauptausführung zulassen. 7 Erzielte Ergebnisse 7.1 Vorarbeiten Monosandwich In einem ersten Schritt sind Vorarbeiten durchgeführt worden. Dabei wurde die Verfahrensvariante des Monosandwich genutzt. Beim Monosandwich wird im Gegensatz zum herkömmlichen Sandwichverfahren lediglich ein Einspritzaggregat benötigt. Die Kern-Haut-Verteilung wird folgendermaßen realisiert: Zunächst wird das benötigte Volumen an Kernkomponente im Einspritzaggregat plastifiziert. Das Vertikalaggregat fördert im Anschluss über einen Mischkopf die erforderliche Menge an Hautkomponente in den Schneckenvorraum des Einspritzaggregates. Die im Schneckenvorraum befindliche Masse aus Haut- und Kernkomponente wird über das Einspritzaggregat in das Werkzeug eingespritzt, so dass die übliche Sandwichstruktur im Werkzeug erzielt wird. Abbildung 28 zeigt den prinzipiellen Ablauf des Monosandwichverfahrens. 36

40 Restmassepolster [mm] Einspritzdruck [bar] Einspritzzeit [s] Abbildung 28 Schematische Darstellung des Monosandwichverfahrens Ziel der ersten Untersuchungen war ein Parameterscreening, um den Einfluss einzelner Parameter auf die Kern-Haut-Verteilung zu beurteilen und einen Eindruck über die Einflüsse beim Sandwichspritzgießen zu bekommen. Dabei wurden folgende Parameter variiert: Massetemperatur Hautkomponente Massetemperatur Kernkomponente Werkzeugtemperatur Einspritzgeschwindigkeit Hautkomponente Einspritzgeschwindigkeit Kernkomponente Nachdruck Staudruck Hautkomponente Staudruck Kernkomponente Den verwendeten Versuchsplan zeigt Tabelle 4. # Massetemperaturen [ C] Werkzeugtemperatur [ C] Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] Nachdruck [bar] Staudruck[bar] Tabelle 4 Versuchsplan 37

41 Bei Versuchspunkt 1 wurden sämtliche Parameter auf einem neutralen Niveau gehalten. Die Ergebnisse der Kern-Haut-Verteilung dieser Versuchseinstellung wurden im späteren Verlauf der Auswertung als Referenz verwendet. In den Versuchspunkten 2-17 wurden die oben genannten Parameter jeweils nach oben und unten variiert. Dieser Versuchsplan wurde zum einen mit und zum anderen ohne treibmittelhaltige Kernkomponente abgearbeitet. Um zunächst den Einfluss unterschiedlichem Materialverhaltens auszuschließen, wurde für die Kern-, als auch die Hautkomponente dasselbe Material verwendet (HMA014; HDPE der Fa. ExxonMobil). Zur besseren Auswertung wurde die Kernkomponente mit einem roten Masterbatch eingefärbt. Bei den experimentellen Untersuchungen mit Treibmittel in der Kernkomponente (2 Masse-%) wurde ein Hydrocerol BM 40 der Fa. Clariant verwendet. Der Treibmittelgehalt wurde für alle Versuchspunkte zunächst konstant auf ebenfalls 2 Masse-% gehalten. Die Auswertung der Kernlänge und Querschnitte erfolgte nach der Variante I (vgl. Kapitel 5.1.2). Abbildung 29 zeigt exemplarisch den Verlauf des Kernmaterialanteils absolut (blaue Kurve) und prozentual zur Gesamtfläche (pinke Kurve) in Abhängigkeit vom Fließweg. 140,00 120,00 100,00 Fläche [mm2] Kern-% [-] 80,00 60,00 40,00 20,00 0, Abbildung 29 Verlauf des Kernanteils in Abhängigkeit vom Fließweg Abbildung 30 Längsschnitt durch ein Bauteil 38

42 %-Anteil Kernmaterial Sowohl in Abbildung 29, als auch in Abbildung 30 wird die Abnahme des Kernmaterialanteils zum Fließwegende deutlich. Abbildung 31 zeigt exemplarisch den Einfluss der Massetemperatur der Kernkomponente für die experimentellen Untersuchungen mit Treibmittel auf den Kernschichtanteil. Dies ist lediglich ein kurzer Auszug aus den Ergebnissen, da diese für die späteren Untersuchungen von untergeordneter Bedeutung sind. 85,00 80,00 75,00 70,00 65,00 60,00 55,00 50,00 45,00 80,72 67,51 51,78 (mit Treibmittel) 78,42 66,60 52,04 76,65 64,30 50,33 TKern Pos2 TKern Pos1 TKern Pos3 TKern Pos4 TKern Pos5 Linear (TKern Pos2) Linear (TKern Pos1) Linear (TKern Pos3) Linear (TKern Pos4) Linear (TKern Pos5) 40,00 35,00 30,00 30,83 33,01 34,67 25,00 20,00 15,00 10,00 7,94 11,86 13,71 5,00 0, Temperaturlevel Abbildung 31 Einfluss der Massetemperatur des Kernmaterials 7.2 Parameterscreening Standard-Sandwichspritzgießen Nachdem in ersten Vorarbeiten der Einfluss verschiedener Parameter bei der Verfahrensvariante Monosandwich auf die Kern-Haut-Verteilung geklärt wurde (vgl. Kapitel 7.1), widmeten sich die anschließenden Untersuchungen dem sequentiellen Einspritzen der Kern- und Hautkomponente mit Hilfe eines Mischkopfes. Diese Reihenfolge entspricht der konventionellen Sandwichvariante. Hierfür wurde die Spritzgießmaschine mit dem in Kapitel 4.2 dargestellten Sandwichkopf ausgestattet. Als Werkzeug kam das aus den experimentellen Untersuchungen zum Monosandwichverfahren bekannte Werkzeug I zum Einsatz (vgl. Kapitel ). Hierbei wurde sowohl die große, als auch die kleine Geometrie untersucht. In den Versuchsreihen zum Parameterscreening wurde sowohl für die Kern- als auch für die Hautkomponente ausschließlich das Material Polyproppylen 575P der Firma Sabic eingesetzt. Die Kernkomponente wurde mit 4% des Treibmittels Hydrocerol BM 40 der Firma Clariant versehen und mit Hilfe des Masterbatches Remafin der Firma 39

43 Clariant für die bessere optische Unterscheidung zwischen Haut und Kern rot eingefärbt. Auf Basis der Ergebnisse der zuvor durchgeführten Vorarbeiten erfolgte die Wahl der zu variierenden Parameter wie folgt: Massetemperatur der Hautkomponente T M,H Massetemperatur der Kernkomponente T M,K Werkzeugtemperatur T W Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente v ein,h Einspritzgeschwindigkeit Kernkomponente v ein,k Staudruck der Kernkomponente p s,k Die Parametereinstellungen für die große bzw. kleine Geometrie können der Tabelle 5 entnommen werden. Schwarze Werte spiegeln fixe Einstellungen wider, während das rot dargestellte V für die variierten Größen im Versuchsplan steht. Parameter Aggregat 1 (Haut) Aggregat 2 (Kern) Massetemperatur [ C] V ( ) V ( ) Umschaltpunkt [mm] 20 5 Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] V (20-60) V (20-60) Nachdruckhöhe [bar] 500 Entfällt Nachdruckzeit [s] 20 Entfällt Restkühlzeit [s] 100 Dosiergeschwindigkeit [1/min] Schneckenrückzug nach Pl. [mm] 0 0 Staudruck [bar] 60 V (30-90) Werkzeugtemperatur [ C] V (30-60) Material Sabic PP575P Sabic PP575P Masterbatch Nein Remafin Rot 3% Treibmittelgehalt [Gew.-%] 0 2 Tabelle 5 Parametereinstellungen Für die Durchführung der experimentellen Untersuchungen wurde ein D-Optimaler - Versuchsplan mit Design-Expert (Version ) der Firma Stat-Ease/Minneapolis errechnet, der mit Hilfe der bereits gewonnenen Erkenntnisse auf einen Versuchsplan mit 55 Versuchspunkten reduziert wurde (vgl. Tabelle 6). 40

44 VP Versuchs- ID Block Temperatur Haut Aggregat 1 [ C] Temperatur Kern Aggregat 2 [ C] [ C] Werkzeugtemperatur Einspritzgeschwindigkeit Haut Aggregat 1 [mm/s] Einspritzgeschwindigkeit Kern Aggregat 2 [mm/s] Staudruck Kern 1 5 Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block Block [bar] Tabelle 6 D-Optimaler Versuchsplan erstellt mit Design Expert Für die bessere Bewertung von Veränderungen bezüglich der Verteilung der Kernkomponente wurden für jede Geometrie Referenzprobekörper hergestellt. Die 41

45 Länge der Kernkomponente bei den Referenzprobekörpern betrug 210mm bei der großen Geometrie und bei der kleinen Geometrie 195mm. Die Parametereinstellungen für die Referenzpunkte können den folgenden Tabellen entnommen werden. Parameter Aggregat 1 (Haut) Aggregat 2 (Kern) Massetemperatur [ C] Dosierweg [mm] Umschaltpunkt [mm] 20 5 Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] Staudruck [bar] Nachdruckhöhe [bar] 500 Entfällt Nachdruckzeit [s] 20 Entfällt Restkühlzeit [s] 55 Tabelle 7 Parametereinstellungen des Referenzpunktes für die große Geometrie Parameter Aggregat 1 Aggregat 2 Haut Kern Massetemperatur [ C] Dosierweg [mm] Umschaltpunkt [mm] 10 5 Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] Staudruck [bar] Nachdruckhöhe [bar] 500 Entfällt Nachdruckzeit [s] 20 Entfällt Restkühlzeit [s] 45 Tabelle 8 Parametereinstellungen des Referenzpunktes für die kleine Geometrie Für jeden Versuchspunkt wurden zehn Formteile aus dem stationären Prozess entnommen und nach den in Kapitel beschriebenen Vorgehen (Variante I) ausgewertet. Um Aussagen bezüglich des Einflusses der Parameter auf die Querschnittsverteilung an Position 5 treffen zu können, wurden die Versuchspunkte, die zu den sechs größten bzw. kleinsten Kernkomponentenanteilen geführt haben, verglichen (Tabelle 9und Tabelle 10). 42

46 Tabelle 9 Temperatur Temperatur Werkzeugtemperatur Einspritzgeschwindigkeidigkeit Einspritzgeschwin- Staudruck BP Haut Kern Kern [ C] [ C] [ C] Haut Kern [bar] [mm/s] [mm/s] Übersicht über die Versuchspunkte mit den sechs geringsten resultierenden Kernkomponentenanteilen Einspritz- Einspritz- geschwin- geschwin- BP Temperatur Temperatur Werkzeug- digkeit digkeit Staudruck Haut Kern temperatur Haut Kern Kern [ C] [ C] [ C] [mm/s] [mm/s] [bar] Tabelle 10 Übersicht über die Versuchspunkte mit den sechs größten resultierenden Kernkomponentenanteilen Insgesamt können folgende Ergebnisse aus den beiden Tabellen abgeleitet werden: Eine geringe Massetemperatur der Hautkomponente und eine geringe Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente führen zu geringen Querschnitten am Fließwegende (letzte Schnittposition) und umgekehrt. Staudruck der Kernkomponente zeigt einen Trend zu geringen Querschnitten bei hohen Drücken. Die Massetemperatur der Kernkomponente und die Einspritzgeschwindigkeit der Kernkomponente sowie Werkzeugtemperatur zeigen keinen eindeutigen Trend und scheinen keinen gravierenden Einfluss auf die Größe der Kernquerschnittsfläche zu haben. 43

47 Hinsichtlich der Kernlängen konnten ähnliche Abhängigkeiten festgestellt werden (vgl. Abbildung 32). Die Ordinatenachse stellt den Abstand der Referenzlänge zur beobachteten Kernlänge der beiden Geometrien dar. Demzufolge entspricht der Nullpunkt auf dieser Achse der Referenzlänge der jeweiligen Geometriegröße. Je größer demnach der positive Wert der y-achse ist, desto größer ist auch der Abstand von der Referenzlänge. Abbildung 32 Duchschnittlicher Abstand der Kernkomponentenlänge zur Referenzlänge von beiden Geometrien bei neun ausgewählten Versuchspunkten Die Referenzlängen liegen für die große Geometrie bei 210 mm und bei der kleinen Geometrie bei 195 mm. Die Kernverlängerung, welche sich infolge der Parametervariation einstellt, kann maximal zu einem Durchbruch am Fließwegende führen. Dementsprechend ist die maximal messbare Kernverlängerung bei der großen Geometrie 5 mm und bei der kleinen Geometrie 20 mm. Sieht man sich die dazugehörigen Querschnittsflächen der Kernkomponenten bei den gleichen BP an, stellt man fest, dass es scheinbar eine Beziehung zwischen diesen beiden Maßen gibt, denn jedes Formteil weist nicht nur die größte Kernfläche am Fließwegende auf, sondern auch die längste Kernkomponente, die immer zum Durchbruch führt. Das Gleiche gilt für kürzeste Kerne, die in den BP 26, 37 und 55 44

48 ermittelt wurden. Bei den gleichen BP wurden auch kleinste Querschnittsflächen dokumentiert (vgl. Tabelle 10). Die statistische Auswertung der Ergebnisse mit Hilfe von Design Expert (vgl. Abbildung 33) entsprach den bereits vorgestellten Beobachtungen. Auf der Abszissenachse sind die unterschiedlichen Niveaus der Parametereinstellungen aufgetragen, wobei das niedrigste -1, das mittlere 0 und das höchste +1 beträgt. Je nach Parameter handelt es sich hier um Temperatur, Druck oder Geschwindigkeit. Auch bei der Auswertung der Ergebnisse nach Design Expert haben die Funktionen Massetemperatur der Haut (Funktion A), Staudruck des Kerns (Funktion F) und Einspritzgeschwindigkeit der Haut (Funktion D) den größten Einfluss auf die Zielgröße Querschnitt des Kerns an Schnittposition 5, da sie den größten negativen Abfall aufweisen. Darüber hinaus ist zu erkennen, dass die Einspritzgeschwindigkeit des Kerns (Funktion E) aufgrund seines nahezu konstanten Kurvenverlaufs keine Auswirkungen auf die Kernfläche hat. Den beiden Parametern Massetemperatur des Kerns und Werkzeugtemperatur (Funktionen B und C) beeinflussen die Zielgröße lediglich geringfügig (leichter parabelförmiger Verlauf). Abbildung 33 Auswertung der Ergebnisse mit Design Expert 45

49 Kernlänge [mm] 7.3 Untersuchung des Einflusses von verschiedenen Materialviskositäten Bei der Untersuchung des Einflusses von verschiedenen Materialkombinationen mit unterschiedlichen Viskositäten (vgl. Tabelle 11) konnten folgende Ergebnisse abgeleitet werden: a) Die Untersuchungen wurden unter variierter Hautmaterialtemperatur, Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente und Staudruck der Kernkomponente durchgeführt. Die größte Kernlänge und der höchste Kernschichtanteil entstehen bei einer niedrigen Massetemperatur und Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente. Bei einer niedrigen Hautviskosität (Reihe 6) konnte dagegen ein Anstieg der Kernlänge mit zunehmender Temperatur der Haut beobachtet werden, wobei hier relativ hohe Standardabweichungen vorlagen. Der Staudruck der Kernkomponente zeigt keine deutliche Auswirkung auf die Kernlänge und den Kernschichtanteil. Tabelle 11 Versuchsreihe Hautmaterial Kernmaterial MFI(Haut) [g/10min] Vorfüllung [%] 1 PP 575 P PP 575P PP Moplen HP501L PP 575P PP 100-CA50 PP 575P Durchgeführte Versuchsreihen mit variierter Viskosität der Hautkomponente (Die Reihen 2, 3 und 5 wurden Untersuchungen bzgl. des Einflusses der Vorfüllung bzw. Verzögerungszeit durchgeführt) C 230 C 250 C Massetemperatur Haut [ C] Reihe 1, MFI (Haut)=10.5g/10min Reihe 4, MFI(Haut)= 6.0g/10min Reihe 6, MFI(Haut)= 50g/10min Abbildung 34 Einfluss der Massetemperatur der Hautkomponente auf die Kernlänge (Fehlerindikation geben Standardabweichung an) 46

50 Kernlänge [mm] 220 Kernlänge Einspritzgeschwindigkeit Haut [mm/s] Reihe 1, MFI (Haut)=10.5g/10min Reihe 4, MFI (Haut)=6.0g/10min Reihe 6, MFI (Haut)=50g/10min Abbildung 35 Einfluss der Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente auf die Kernlänge (Fehlerindikatoren geben die Standardabweichungen an) b) Die Kern-Haut-Verteilung ist auch von der Viskosität des Hautmaterials abhängig. Mit steigender Viskosität des Hautmaterials nehmen die Kernlänge und der Kernschichtanteil zu. Interessant ist, dass bei dem niedrigviskosen Hautmaterial (Versuchsreihe 6) große Standardabweichungen zu verzeichnen sind. Diese großen Standardabweichungen kommen von den großen und inhomogenen Blasen, die aus dem Treibmittel resultieren. Wie in Kapitel 3.4 beschrieben, ist die Größe, die Formstabilität sowie die Verteilungshomogenität der Blasen stark von der Viskosität und der Temperatur abhängig. c) Der Vorfüllgrad ist ein anderer wichtiger Einflussfaktor für die Kern-Haut- Verteilung. Ein größerer Vorfüllgrad führt zu einem kürzeren Kern und einem niedrigeren Kernschichtanteil. In Abbildung 36 ist der Einfluss des Vorfüllgrads deutlich zu erkennen. Vor den Untersuchungen wurde angenommen, dass der Vorfüllgrad unter konstantem Dosier- und Umschaltweg konstant ist. Tatsächlich variiert der Vorfüllgrad bei unterschiedlichen Prozessparametereinstellungen von Massetemperatur, Einspritzgeschwindigkeit und Staudruck. Dieser Thematik widmet sich das folgende Kapitel daher im Detail. 47

51 7.4 Problematik Vorfüllgradvariation und Fehleranalyse In den zuvor durchgeführten Versuchsreihen wurde festgestellt, dass sich bei konstantem Dosier- und Umschaltweg sowie konstanten Restmassepolstern unterschiedliche Vorfüllgrade ergeben haben. Die im Diagramm dargestellte Vorfüllung ist ein Mittelwert aus den Längen der Hautmaterialvorlage, die unter den mittleren Parameterbedingungen (T Haut =230 C, v Haut =40mm/s, P Stau,Kern =60bar) hergestellt wurden. Im Diagramm wird deutlich, dass die Länge der Vorfüllung umgekehrt proportional zum Kernschichtanteil ist. VR 6 hat die längste Vorfüllung und gleichzeitig den kleinsten Kernschichtanteil. Die Vorfüllung von VR 1 ist nur 0.53mm länger als die von VR 4, der daraus resultierende Unterschied des Anteils der Kernkomponente ist auch sehr gering. Dem Vorfüllgrad kann daher ein wesentlicher Einfluss auf die Kern-Haut-Verteilung zugesprochen werden. Daher wurde zu dieser Problematik eine eigenständige Versuchsreihe durchgeführt, in der die verschiedenen Einflüsse auf den Vorfüllgrad analysiert wurden. In einer weiteren Versuchsreihe wurden zudem experimentelle Untersuchungen mit angepassten Vorfüllgraden durchgeführt. Nur so konnte festgestellt werden, ob sich der variierte Prozessparameter allein auf den Vorfüllgrad auswirkt und nur in zweiter Instanz Einfluss auf die Kern-Haut-Verteilung ausübt oder auch einzeln betrachtet Einfluss auf die Kern-Haut-Verteilung besitzt AKern / Ages [%] Fließweg [mm] Reihe 1 T=210 C Reihe 1 T=230 C Reihe 1 T=250 C Reihe 4 T=210 C Reihe 4 T=230 C Reihe 4 T=250 C Reihe 6 T=210 C Reihe 6 T=230 C Reihe 6 T=250 C Vorfüllung Reihe 14 Vorfüllung Reihe 14 Vorfüllung Reihe 6 Abbildung 36 Zusammenhang zwischen Kernmaterialanteil und der Vorfüllgradlänge 48

52 7.4.1 Einfluss verschiedener Prozessparameter auf den Vorfüllgrad Der Einfluss der Hautmaterialvorlage wird mit folgendem Bild visualisiert. Abbildung 37 Einfluss des Vorfüllgrads auf die Kern-Haut-Verteilung Bei der Untersuchung der Parametereinflüsse auf den Vorfüllgrad wurden nur die Parameter für das Aggregat der Hautkomponente berücksichtigt, da die Kernkomponenten-Parameter sowie Werkzeugtemperatur und Verzögerungszeit keinen Einfluss auf den Vorfüllgrad haben und lediglich Teilfüllungen (Vorfüllgrade) bestimmt. Parameter MW Restmassepolster [mm] SD Rest-massepolster [mm] MW Einspritzdruck [bar] SD Einspritzdruck [bar] MW Gewicht Vorfüllung [g] SD Gewicht Vorfüllung [g] Referenzkörper 24,92 0,04 518,00 0,00 12,022 0,06 T m (Haut) 210 C 24,92 0,04 630,00 0,00 11,85 0,03 T m (Haut) 250 C 24,92 0,04 448,00 0,00 12,13 0,04 v einspritz (Haut) 20 mm/s 25,00 0,00 392,00 0,00 11,69 0,07 v einspritz (Haut) 60 mm/s 24,90 0,00 588,00 0,00 12,10 0,04 p stau (Haut) 30bar 24,98 0,04 518,00 0,00 11,35 0,05 p stau (Haut) 90bar 24,92 0,04 509,60 7,67 12,71 0,08 SD aller MW der RMP [mm] 0,03 Tabelle 12 Maschinenparameter und Formteilgewichte für die Versuchspunkte zur Untersuchung des Vorfüllgrades 49

53 Anhand von Tabelle 12 ist zu erkennen, dass zum einen die einzelnen Versuchspunkte jeweils für sich geringe Standardabweichungen für Restmassepolster, Einspritzdruck und Formteilgewicht aufweisen und zum anderen auch die Standardabweichung der gemittelten Restmassepolster aller Versuchspunkte mit 0,03 g gering ausfällt. Diese geringen Werte für die Standardabweichungen sprechen für eine hohe Güte der Durchführung der experimentellen Untersuchungen, so dass aus dieser Sicht kein Grund zur Verwerfung der Versuchsreihe besteht. Weiterhin lassen sich die Auswirkungen der Parameterveränderungen auf den Einspritzdruck gut mit dem Gesetz von Hagen-Poiseuille vereinbaren: Δp = 8ηLv/H² Eine Massetemperaturerhöhung verringert die Materialviskosität, wodurch das Material fließfähiger wird und der Druckverlust sinkt. Die Maschine muss dementsprechend weniger Druck zum Einspritzen aufbringen, um die Fließgeschwindigkeit konstant zu halten. Umgekehrt verhält es sich bei einer Erhöhung der Einspritzgeschwindigkeit, woraus in der Regel eine Erhöhung des Druckverlustes resultiert, wenn die Geschwindigkeitszunahme einen höheren Effekt als die Temperaturerhöhung aufgrund von zusätzlicher Schererwärmung hat. Der Staudruck scheint hinsichtlich des Einspritzdruckes keine Rolle zu spielen. In Tabelle 13 werden die gemittelten Werte der erhaltenen Vorfüllgrade für die möglichen Einflussparameter gezeigt. BP-Nr. Parameter MW Vorfüllgrad [%] Standardabweichung Vorfüllgrad [%] Diff. MW Vorfüllgrad mit RP [%] Prozentuale Veränderung bezogen auf den RP [%] 0 Referenzkörper 54,70 0, T m (Haut) 210 C 53,03 0,12-1,67-3,05 2 T m (Haut) 250 C 55,99 0,19 1,29 + 2, v einspritz (Haut) 20 mm/s 53,20 0,31-1,50-2,74 v einspritz (Haut) 60 mm/s 55,07 0,17 0,37 + 0,68 5 p stau (Haut) 30bar 51,81 0,23-2,89-5,28 6 p stau (Haut) 90bar 57,64 0,34 2,94 + 5,38 Tabelle 13 Ergebnisse für die Auswertung der Parametereinflüsse auf den Vorfüllgrad Die Variation des Staudrucks wirkt sich bezüglich einer Veränderung bezogen auf den Wert des Referenzpunktes am größten auf den Vorfüllgrad aus. Die 50

54 Einflussnahme erfolgt in der Weise, dass eine Erhöhung des Staudrucks den Vorfüllgrad ansteigen und eine Verringerung des Staudrucks den Vorfüllgrad absinken lässt. Dabei ist beachtenswert, dass die Differenzen bezogen auf den Referenzpunkt in beide Stufenrichtungen des Staudrucks gleiche Werte annehmen. Dies lässt, zumindest in diesem Wertebereich, auf eine lineare Einflussnahme des Staudrucks auf den Vorfüllgrad schließen. Auf den ersten Blick liegt es nahe, dass staudruckabhängige Verhalten des Vorfüllgrades mit dem pvt-verhalten der verwendeten Kunststoffe zu erklären. Mit zunehmendem Druck steigt die Dichte und somit auch die Materialmenge im Volumen des Plastifizierzylinders zwischen Schneckenspitze und Düse. Das Dosiervolumen kann für die einzelnen Versuchspunkte als konstant angenommen werden, da die Plastifizierwege und Umschaltpunkte nicht verändert wurden und die Standardabweichungen der Restmassepolster sehr gering ausgefallen sind. Bei diesen Überlegungen darf jedoch nicht der Kompressionsmodul der Kunststoffschmelzen vergessen werden, welcher relativ gering ist (wird im weiteren Verlauf bewiesen) und die aufgetretene Größenordnung der Vorfüllgradzunahme bei einer Staudruckerhöhung nicht allein erklären kann. Ein weiteres Gegenargument für die Erklärung der Vorfüllgradzunahme aufgrund des pvt-verhaltens liefern die Ergebnisse der Versuchspunkte zur Variation der Hautmaterialtemperatur. Bei diesen bewirkt eine Temperaturerhöhung bzw. eine damit verbundene Dichteverringerung eine Vergrößerung des Vorfüllgrades, obwohl eigentlich eine geringere Hautmaterialmenge erwartet werden würde. Im Vergleich zum Staudruck sind die Differenzen der gemittelten Vorfüllgradwerte mit dem Referenzpunkt allerdings nur in etwa halb so groß. Unter Beachtung der zusätzlichen Aussageungenauigkeiten aufgrund der Standardabweichungen der Versuchspunkte 1 und 2 sowie des Referenzpunktes, ist der Einfluss der Materialtemperatur eher als niedrig einzuschätzen. Da das Erklärungsmodell aufgrund des pvt-verhaltens für den Staudruck theoretisch einen guten Ansatz darstellt, jedoch im Widerspruch mit den Ergebnissen für den Parameter Hautmaterialtemperatur steht, müssen mögliche Fehlerquellen berücksichtigt werden. Eine Vermutung für eine mögliche Fehlerquelle der Maschine liegt in dem unterschiedlichen Schließverhalten der Rückstromsperre. Der Theorie nach, dichtet 51

55 die Rückstromsperre besser und schließt schneller mit zunehmender Materialviskosität, also abnehmender Materialtemperatur. Demnach müsste bei geringeren Temperaturen ein höherer Vorfüllgrad vorliegen. Wie bereits erwähnt, zeigen die Ergebnisse jedoch genau das gegensätzliche Verhalten. Um die Arbeitsweise der Rückstromsperre zu untersuchen, wurde die Zylinderdüse während des Einspritzvorganges gegen einen Aluminiumblock gepresst und mit diesem vollständig verschlossen. Über die Maschinensteuerung wurde während des Vorganges die Schneckenstellung dahingehend überprüft, ob es zu einer nennenswerten Abweichung zwischen Anfangs- und Endstellung kommt. Dies war allerdings nicht der Fall, sodass eine Undichtigkeit der Rückstromsperre aufgrund von Verschleißerscheinungen ausgeschlossen werden konnte. Eine weitere Ursache für die widersprüchlichen Ergebnisse könnten Ungenauigkeiten der Maschine aufgrund eines zu niedrig eingestellten Dosierwegs sein. Dieser konnte aufgrund des ungünstigen Verhältnisses von Schnecken-durchmesser zu benötigtem Einspritzvolumen nicht auf einen Wert im üblicherweise empfohlenen Bereich von 1 bis 3 D eingestellt werden, sondern lag bei dem verwendeten Schneckendurchmesser von 40 mm lediglich bei 20,5 mm. Dadurch kann die Reproduzierbarkeit des Spritzgießprozesses beeinträchtigt werden, da von Zyklus zu Zyklus in geringem Maße unterschiedliche Schmelzemengen in die Schneckengänge zurückfließen können und somit das Dosiervolumen beeinflusst wird. Hinzu kommt, dass mit zunehmender Unterschreitung eines Mindesthubweges die Höhe der Auflösung des Wegmesssystems immer unzureichender wird und voneinander abweichende Einspritzbedingungen begünstigt werden [Jar08]. Auswirkungen des zu geringen Dosierwegs auf die Reproduzierbarkeit sind jedoch aufgrund der geringen Standardabweichungen der Versuchspunkte auszuschließen. Die Auswirkungen der Einspritzgeschwindigkeit werden mit Hilfe von Abbildung 38 genauer betrachtet, welche noch einmal graphisch die Einflüsse der Parameter des Aggregates für die Hautkomponente auf den Vorfüllgrad darstellt. Bei der verwendeten Darstellung stellt die x Achse den Mittelwert des Referenzpunktes dar. 52

56 Abbildung 38 Differenzen der Vorfüllgradmittelwerte von den jeweiligen Versuchspunkten und dem RP (Fehlerindikatoren geben Standardabweichung an) Bei Versuchspunkt 4 fällt auf, dass die Differenz zum Referenzpunkt klein und die zugehörige Standardabweichung verhältnismäßig groß ist. Ferner lassen sich zwischen den Versuchspunkten der Variation der Einspritzgeschwindigkeiten und der Hautmaterialtemperaturen Parallelen in den Auswirkungen erkennen, wenn man bedenkt, dass sich beide Parameter auf die Viskosität des Hautmaterials auswirken. Sowohl eine Zylindertemperaturerhöhung als auch eine Schererwärmung infolge von höheren Einspritzgeschwindigkeiten wirkt sich viskositätsverringernd aus. Um zu klären, welcher Parameter den stärkeren Effekt auf die Viskosität ausübt, dienen die folgenden Überlegungen anhand von Abbildung 38 und der funktionale Beziehung zur Berechnung einer einfachen isothermen Strömung eines strukturviskosen Mediums in einem Rohrkanal. Der Rohrkanal steht stellvertretend für die Düse, welche den engsten Strömungsquerschnitt entlang des Fließweges besitzt. Die Schererwärmung der Schmelze wird dementsprechend im Düsenbereich am stärksten ausfallen. 53

57 Die folgende Gleichung verbindet das Gesetz von Hagen-Poiseuille mit dem Potenzansatz nach Ostwald und de Waele für ein strukturviskoses Medium: W (1 3n) V 3 n R Dabei sind: W : Wandschergeschwindigkeit ( f (r) in Wandbereich maximal -> Viskosität in Wandbereich minimal) log n: Viskositätsexponent im Betrachteten Scherratenbereich, n 1 log R: Radius der Düse (D Düse = 4mm -> R = 2 mm) V : Volumenstrom mit V 2 A veinspritz R veinspritz Der Viskositätsexponent n kann graphisch oder mit Hilfe der Messwerte für die Viskositätsmessungen ermittelt werden. Der Volumenstrom ergibt sich aus dem Schneckendurchmesser und der verwendeten Einspritzgeschwindigkeit. Berechnet man mit den genannten Werten die entsprechende Wandschergeschwindigkeit lässt sich daraus wiederum auf die Viskosität der Schmelze in Wandnähe schließen. Dies kann ebenfalls graphisch oder mit den Messwerten und durch Anwendung der linearen Interpolation erfolgen. Für die berechneten Werte in Tabelle 14 und Tabelle 15 wurde die lineare Interpolation bzw. die lineare Extrapolation angewendet. W, Abbildung 39 Viskositätsdiagramm für Sabic PP 575P bei drei unterschiedlichen Temperaturen 54

58 Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] Viskosität [Pas] 21,32 11,02 0,64 Tabelle 14 Einfluss der Einspritzgeschwindigkeit auf die Viskosität von Sabic PP 575-P bei konstanter Zylindertemperatur von 230 C Zylindertemperatur [ C] Viskosität für v einspritz = 20 mm /s [Pas] 21,42 21,35 20,65 Viskosität für v einspritz = 40 mm /s [Pas] 10,38 10,92 9,44 Tabelle 15 Einfluss der Zylindertemperaturerhöhung auf die Viskosität von Sabic PP 575-P bei konstanter Einspritzgeschwindigkeit von 20 mm/s bzw. 40 mm/s Anhand der Ergebnisse aus den Tabellen ist abzuleiten, dass die Einspritzgeschwindigkeit einen vielfach höheren Einfluss auf die Viskosität ausübt als die Zylindertemperatur. Zusammenfassend kann aufgrund der Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen folgendes festgehalten werden: Alle Parameter des Plastifizieraggregates zur Verarbeitung des Hautmaterials bewirken Veränderungen des Vorfüllgrades. Weiterhin zeigen alle Parameter jeweils entgegen gerichtete Ergebnisse für die Einstellungen auf der unteren Stufe (-1) und der oberen Stufe (+1) auf. Dies ist ein Hinweis darauf, dass wenn ein Einfluss einer dieser Parameter auf den Vorfüllgrad besteht, dieser bei Variation des entsprechenden Parameters nicht mit den konstant gehaltenen anderen Parametern wechselwirkt. Die Auswirkungen des Staudrucks auf den Vorfüllgrad sind am größten. Mit steigendem Staudruck steigt auch der Vorfüllgrad an. Dazu ist anzumerken, dass die Werte für die theoretisch erreichbare und die real erhaltene Kompressibilität der Schmelze weit auseinandergehen. Die Auswirkungen der Materialtemperatur wurden unter Beachtung der Standardabweichungen der Versuchspunkte 0, 1 und 2 als gering eingeschätzt. Die Effekte der Einspritzgeschwindigkeit fallen auf den verschiedenen Stufen unterschiedlich stark im Bereich von gering bis zufällig aus. Da die Parameter Zylindertemperatur und Einspritzgeschwindigkeit einen Einfluss auf die Schmelzeviskosität haben und aus der Veränderung der Parameter zu niedrigeren Schmelzeviskositäten höhere Vorfüllgrade resultieren, besteht der Verdacht einer Viskositätsabhängigkeit des Vorfüllgrades. Weiterhin wurden als 55

59 Ursache für die Auswirkungen der Materialtemperatur sowie der Einspritzgeschwindigkeit bei nicht signifikantem Einfluss auf den Vorfüllgrad eventuell vorhandene Prozessungenauigkeiten aufgrund eines zu geringen Dosierweges vermutet. Dieser konnte nur auf die Hälfte des mindestens empfohlenen Wertes eingestellt werden. Ferner kann festgehalten werden, dass ein Unterschied in der Hautmaterialvorlage von 1 g einen Unterschied im Vorfüllgrad von ca. 4,5 % ausmacht Untersuchungen mit angepasstem Vorfüllgrad Bei den experimentellen Untersuchungen mit und ohne angepassten Vorfüllgrad, wurden teilweise genau die entgegensetzten Einflüsse des Parameters festgestellt. Abbildung 40 zeigt beispielsweise den Einfluss der Massetemperatur der Haut auf die Kernlänge. Links wurde die Vorfülllung angepasst, rechts nicht. Eine Massetemperaturerhöhung der Hautkomponente führte zu einem größeren Vorfüllgrad. Da dieser aber einer der Größen ist, die die Kern-Haut-Verteilung maßgeblich beeinflussen, wurde der Vorfüllgrad einem Referenzvorfüllgrad angepasst. So konnte beurteilt werden, ob die Massetemperatur der Haut auch allein betrachtet einen Einfluss auf die Kern-Hautverteilung hat oder nur der durch sie veränderte Vorfüllgrad. Es ist festgestellt worden, dass auch die Temperaturerhöhung der Hautschmelze allein einen Einfluss auf die Kernlänge des Sandwichstabes hat, dieser Einfluss jedoch genau gegensätzlich zu den Einflüssen ohne angepassten Vorfüllgrad verlief (vgl. Abbildung 40). Während mit angepasster Vorfüllung eine steigende Massetemperatur zu einem Anstieg der Kernlänge aufgrund der abnehmenden Viskosität der Haut führt, nimmt die Kernlänge mit steigender Massetemperatur und nicht angepasster Vorfüllung ab. Gründe hierfür liegen in der Tatsache, dass die steigende Vorfüllung den Einfluss der Massetemperatur überlagert. Diese Ergebnisse machen die Komplexität der Einflussfaktoren auf die Kern-Haut-Verteilung deutlich. 56

60 Abbildung 40 Gegenüberstellung des Massetemperatureinflusses der Haut mit und ohne Anpassung des Vorfüllgrades In allen weiteren Versuchsreihen wird daher zu jedem Versuchspunkt der entsprechende Vorfüllgrad mitbestimmt, um diesen in die Auswertung der erzielten Ergebnisse mit einbeziehen zu können. 7.5 Einfluss des Treibmittelgehaltes auf die Kern-Haut-Verteilung Um Erkenntnisse bezüglich des Einflusses vom Treibmittelverhältnis auf die Kern- Haut-Verteilung zu erlangen, wurde eine separate Versuchsreihe durchgeführt. Hierzu wurden die rheologischen Eigenschaften von treibmittelbeladenen Schmelzen bestimmt. Mit Hilfe eines Online-Rheometers wurden Schmelzen mit unterschiedlichem Treibmittelgehalt hinsichtlich ihres Viskositätsverhaltens untersucht. Es muss berücksichtigt werden, dass die beim Online-Rheometer auftretenden Schergeschwindigkeiten auf einem wesentlich geringeren Niveau liegen als sie beim Spritzgießen in der Regel vorliegen. Die Aussagekräftigkeit der Ergebnisse muss daher kritisch betrachtet werden. Die Ergebnisse sprechen für einen sehr geringen Einfluss des Treibmittelgehalts auf die Viskosität (vgl. Abbildung 41). 57

61 Abbildung 41 Einfluss des Treibmittelgehaltes auf die Viskosität (gemessen mit Hilfe des Online-Rheometers bei 200 C Schmelzetemperatur) Darüber hinaus wurden in der Literatur Aussagen gefunden, die ebenfalls dem Einfluss von chemischen Treibmitteln auf die Viskosität keinen großen Stellenwert zuschreiben. Pretel konnte keine Auswirkungen des Treibmittelgehalts auf das Viskositätsverhalten der Schmelze feststellen. Er führte seine Untersuchungen auf einem speziell für die Rheologieuntersuchungen entwickelten Spritzgießwerkzeug durch, womit erstmals eine Bestimmung der Viskosität bei den für das Spritzgießen typischen Schergeschwindigkeitsbereichen von bis zu /s möglich war. Er beschreibt aber weiterhin, dass eine Abnahme der Viskosität infolge der in der Schmelze gelösten Gasmoleküle, insbesondere bei niedrigen Drücken, dennoch denkbar und wahrscheinlich ist. Auf der Grundlage dieser Erkenntnisse wurde eine Versuchsreihe durchgeführt, in der geklärt wurde, inwiefern der Treibmittelgehalt die Kern-Haut-Verteilung der Sandwichbauteile beeinflusst. In dieser Versuchsreihe wurde lediglich die kleine Geometrie (B x H x L = 8mm x 10mm x 215mm) untersucht. Des Weiteren wurde sowohl für die Kern- als auch für die Hautkomponente das schon bekannte Material PP575P der Firma Sabic eingesetzt. Auch die Verwendung der Treibmittelart und des Masterbatches wurden beibehalten. Der Treibmittelanteil wurde zwischen 1% 58

62 Kernanteil [mm²] und 4% variiert. Die Ergebnisse zeigen keinen erkennbaren Einfluss des Treibmittelgehaltes auf die Kernfläche (vgl. Abbildung 42). Vergleich des Kernanteils mit unterschiedlichem Treibmittelgehalt VP 3 70,00 60,00 Fläche Kern mit 1% TM [mm²] Fläche Kern mit 4% TM [mm²] 50,00 40,00 30,00 46,93 46,15 42,50 42,13 38,80 38,76 31,73 31,39 17,22 20,00 10,00 17,64 0, Fließweg [mm] Abbildung 42 Vergleich des Kernanteils bei 1 und 4 Masse-% Treibmittelanteil Es konnten lediglich geringe Auswirkungen des Treibmittels bezüglich der Kernlänge identifiziert werden. Mit zunehmendem Treibmittelanteil konnte tendenziell eine Verlängerung des Kerns verzeichnet werden. Diese Tatsache ist vermutlich aber eher auf die Wirkung des Treibmittels hinsichtlich des Schwindungsausgleichs zurückzuführen. 7.6 Parameterscreening nach der Ein-Faktor-Methode Für das erneute Paramaterscreening nach der Ein-Faktor-Methode wurden noch einmal alle möglichen relevanten Einflussparameter berücksichtigt: (1) Massetemperatur der Kernkomponente (2) Massetemperatur der Hautkomponente (3) Einspritzgeschwindigkeit der Kernkomponente (4) Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente (5) Staudruck der Kernkomponente (6) Staudruck der Hautkomponente 59

63 Material Maschineneinstellungen Parameter (7) Werkzeugtemperatur (8) Einspritzverzögerungszeit Der Grund hierfür war zum einen, dass die Ergebnisse der vorangegangenen experimentellen Untersuchungen teilweise in sich widersprüchlich waren und überprüft werden sollten und zum anderen sollten aus den acht Parametern, die fünf Wichtigsten herausgefiltert werden, um den nachfolgenden Versuchsaufwand in einem angemessenen Rahmen zu halten. Hierbei wurde zudem die festgestellte Vorfüllgradproblematik berücksichtigt. Es kam das Werkzeug II und die Auswertungsvariante II zum Einsatz (vgl. Kapitel 5.1.3). Parameter Einheit Aggregat 1 (Haut) Aggregat 2 (Kern) Massetemperatur [ C] 210 / 230 / / 230 / 250 Einspritzgeschwindigkeit [mm/s] 20 / 40 / / 40 / 60 Staudruck [bar] 30 / 60 / / 60 / 90 Werkzeugtemperatur [ C] 30 / 45 / / 45 / 60 Verzögerungszeit [s] 0 0 / 1 / 2 Plastifizierweg [mm] Variabel Variabel Umschaltpunkt [mm] Variabel Variabel Nachdruckhöhe (spez.) [bar] 300 Entfällt Nachdruckzeit [s] 20 Entfällt Restkühlzeit [s] Entfällt Schneckendrehzahl [U/min] Schneckenrückzug nach Plastifizierung [mm] 2 (Versuch 1), 6 ( Versuch 2-5) 0 Material Ein-Faktor- Methode (Versuch 1) - PP 575P PP 575P + 2 % Treibmittel + 3 % Remafin Schwarz Tabelle 16 Einstellung für das Parameterscreening Begonnen wurde bei allen weiteren Versuchsreihen mit der Herstellung der Probekörper des Referenzpunktes, welcher in Anlehnung an die statistische Versuchsmethodik auch als Centerpoint bezeichnet wird. Der Referenzpunkt diente zur Einstellung der Plastifizierwege und Umschaltpunkte beider Spritzgießaggregate, welche innerhalb einer Versuchsreihe konstant gehalten wurden, aber für jede Versuchsreihe neu eingestellt werden mussten. Der Grund hierfür liegt in der Abhängigkeit des Vorfüllgrades und der Kernlänge von der verwendeten 60

64 Materialkombination für Haut- und Kernkomponente. Um eine bessere Vergleichbarkeit der Versuchsreihen zu erhalten, wurden die Plastifizierwege und Umschaltpunkte daher so angepasst, dass die Kernlängen der Referenzpunkte in etwa gleich lang waren. Dabei musste bei den Kernlängenmessungen auf die Einhaltung ähnlich langer Abkühlzeiträume geachtet werden, da nach der Entformung ein Ausbreiten der Kernkomponente in Fließrichtung beobachtet wurde (vgl. Abbildung 43). Abbildung 43 Kernverlängerung nach Entformung Das Verhalten lässt sich damit erklären, dass aufgrund der relativ großen Wanddicke des Probekörpers die inneren Bereiche nach der Entformung noch nicht vollständig erstarrt sind und sich die treibmittelhaltige Kernkomponente aufgrund des fortschreitenden Ausgasvorgangs weiter ausbreiten kann. Da noch nicht abgeschätzt werden konnte, wie stark sich Parameterveränderungen auf die Kernlänge auswirken und ein Durchbrechen der Kernkomponente aus Gründen der Auswertbarkeit verhindert werden sollte, wurde bei allen weiteren Versuchsreihen die Referenzprobenkernlänge auf etwa 75 % der Formnestlänge, sprich auf ca. 140 bis 143 mm eingestellt. Diese Referenzprobenkernlänge erwies sich bei der Durchführung der experimentellen Untersuchungen als eine gute Wahl, da genügend Spielraum für länger werdende Kerne vorhanden war und keine Durchbrüche verzeichnet wurden. Zur Einstellung des Referenzpunktes wurde mit den in Tabelle 16 angegebenen konstanten Maschineneinstellungen und mit den Parametereinstellungen auf mittlerer Stufe verfahren. Durch variieren der Hautmaterialmenge wurde zunächst die gewünschte Kernlänge eingestellt. Im nächsten Schritt wurde die Kernmaterialmenge eingestellt. Dabei wurde darauf geachtet, dass eine vollständige Füllung des Kerns mit Kernmaterial und möglichst geringem Spülanteil vorliegt. 61

65 7.6.1 Auswertung der Kernlängen In Tabelle 17 sind die Ergebnisse der Kernlängenmessungen sowie Vermutungen zum tendenziell vorliegenden Viskositätsverhältnis für jeden Versuchspunkt eingetragen. Dabei bedeuten die eingeklammerten Viskositätsverhältnisse, dass bei diesen experimentellen Untersuchungen aufgrund der Wechselwirkungen der Parameter, vor allem den Abkühlbedingungen der Hautschmelze im Werkzeug, eigentlich keine zufriedenstellende Vermutung angestellt werden kann. Zum Beispiel sei zu Versuchspunkt 4 angemerkt, dass eine Erhöhung der Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente eine zusätzliche Schererwärmung bewirkt, jedoch nicht ohne weiteres vorhergesagt werden kann, ob diese Temperaturerhöhung durch die Abkühlung in der Kavität nicht aufgehoben wird, bevor die Kernkomponente eingespritzt wird. Es wäre sogar durchaus denkbar, dass die Hautviskosität beim Eintreffen der Kernkomponente bereits eine vergleichsweise höhere Viskosität als die Kernkomponente besitzt. Bei den nicht eingeklammerten Viskositätsverhältnissen ist ein Zutreffen der Vermutungen bezüglich des Viskositätsverhältnisses am wahrscheinlichsten, da sich bei diesen Versuchspunkten die Parameterauswirkungen auf die Viskositäten der Materialien aufgrund der gängigen Erfahrungen beim Spritzgießen gut abschätzen lassen. Die Spannweite der gemessenen Kernlängen reicht von 138,36 mm (BP6) bis 149,04 mm (BP5) und liegt somit bei 10,68 mm. Dabei fällt auf, dass bei beiden Versuchspunkten der Staudruck der Hautkomponente variiert wurde, was für einen möglichen Einfluss des Staudrucks auf die Kernlänge spricht. Dazu ist anzumerken, dass bereits eine starke Verknüpfung des Staudrucks mit dem Vorfüllgrad beobachtet wurde, und aus verfahrenstechnischen Überlegungen der Staudruck zwar die Ursache für Kernlängenänderungen darstellt, der eigentlich Grund für die Änderung der Kernlänge jedoch in unterschiedlichen Vorfüllgraden liegt. 62

66 BP- Nr. Parameter MW Kernlänge [mm] Standardabw. Kernlänge [mm] Prozentuale Veränderung bezogen auf den RP [%] Diff. MW Kernl. u. MW RP [mm] 0 Referenzkörper 142,33 1, k η < 1 1 T m (Haut) 210 C 147,98 1,19 3,98 5,66 k η < 1 2 T m (Haut) 250 C 146,38 0,81 2,85 4,05 k η > v einspritz (Haut) 20 mm/s 147,91 0,92 3,93 5,59 k η < 1 v einspritz (Haut) 60 mm/s 147,68 0,76 3,76 5,35 (k η > 1) 5 p stau (Haut) 30bar 149,04 2,71 4,72 6,71 (k η < 1) 6 p stau (Haut) 90bar 138,36 1,43-2,79-3,97 (k η > 1) 7 T m (Kern) 210 C 144,77 1,82 1,72 2,45 (k η > 1) 8 T m (Kern) 250 C 144,21 5,05 1,33 1,89 k η < v einspritz (Kern) 20 mm/s 146,64 2,61 3,03 4,31 (k η > 1) v einspritz (Kern) 60 mm/s 142,72 4,65 0,28 0,40 k η < 1 11 p stau (Kern) 30bar 143,26 3,95 0,66 0,93 (k η > 1) 12 p stau (Kern) 90bar 143,24 1,08 0,64 0,91 (k η < 1) 13 T wkz 30 C 147,31 1,16 3,50 4,98 k η < 1 14 T wkz 60 C 140,18 1,60-1,51-2,15 k η < 1 15 Tabelle 17 t(verzögerung,kern) 2s 145,38 1,18 2,15 3,06 k η < 1 MW 144,84 2,00 SD 3,02 1,40 Vermutete Tendenz des Viskositätsverhältnisses k η = η Kern / η Haut Gemittelte Kernlängen und vermutete Tendenzen des Viskositätsverhältnisses In Abbildung 44 sind die Ergebnisse in graphischer Form dargestellt. Es wird deutlich, dass die Standardabweichungen für die Parameter der Kernkomponente (BP7 bis BP12) relativ groß ausfallen und dass sie entweder die x-achse überlappen oder sehr nah an sie heranreichen. Eine Ausnahme bildet BP9. Berücksichtigt man jedoch, dass die untere Standardabweichungen dieses Versuchspunktes an die obere Standardabweichung des Referenzpunkts angrenzt, so liegt die Vermutung nahe, dass sämtliche Parameter für die Kernkomponente wahrscheinlich keinerlei oder nur einen verschwindend geringen Einfluss auf die Kernlänge besitzen. Die großen Standardabweichungen der Parameter der Kernkomponente im Vergleich zu denen der Hautkomponente könnte mit der Zugabe von Treibmitteln zur Kernkomponente erklärt werden. 63

67 Abbildung 44 Differenzen der Kernlängenmittelwerte bezogen auf den Referenzpunkt BP0 Die Parameter der Hautkomponente zeigen dagegen einen relativ deutlichen Einfluss auf die Kernlänge. Dabei fällt bei der Massetemperatur und der Einspritzgeschwindigkeit auf, dass sowohl für eine Verringerung als auch für eine Erhöhung der genannten Parameter die Kernlänge ansteigt. Dieses Ergebnis widerspricht jeglichen Vermutungen und konnte abschließend nicht erklärt werden. Bei der Einstellung der Plastifizierwege und Umschaltpunkte für den Referenzpunkt zeigte sich ein abhängiges Verhalten der Kernlänge von der Menge der eingespritzten Hautmaterialvorlage, sprich vom Vorfüllgrad. Für geringe Vorfüllgrade wurden lange Kernlängen erhalten und umgekehrt. Daher wird dem Vorfüllgrad bei der Auswertung der Kernlängen besondere Aufmerksamkeit gewidmet. Abbildung 44 zeigt die Vorfüllgrade und Kernlängen für jeden Versuchspunkt jeweils übereinander gelegt. 64

68 Bei Betrachtung der Versuchspunkte für die Variation des Staudrucks (BP5, BP6), wird deutlich, dass sich die bereits erwähnte gegensätzliche Auswirkung des Vorfüllgrades auf die Kernlänge bekräftigt. Bei den Versuchspunkten zur Materialtemperatur und Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente (BP1 und 2 bzw. BP3 und 4) scheint sich ein geringer Vorfüllgrad jedoch nicht kernverlängernd auszuwirken (BP1, BP3), da bei den Versuchspunkten mit vergleichsweise höheren Vorfüllgraden (BP2, BP4) ähnlich lange Kerne erhalten werden. Geht man von einem Effekt des Vorfüllgrades auf die Kernlänge aus, so kann man sich dieses Verhalten nur durch Wechselbeziehungen zwischen Vorfüllgrad und dem jeweiligen Parameter erklären. Vor dem Hintergrund der Ergebnisse darf die Abhängigkeit der Kernlänge daher keinesfalls allein auf den Vorfüllgrad zurückgeführt werden. Eine weitere Erklärung für die großen Kernlängen bei den Versuchspunkten 1 und 3 ergibt sich unter Berücksichtigung des Viskositätsverhältnisses. Für dieses wird laut Tabelle 17 bei beiden Versuchspunkten ein Wert kleiner eins (k η < 1) vermutet, d.h. das Auftreten eines instabilen Strömungsverhaltens der Kernkomponente wird begünstigt. Dies rührt daher, dass die niedrigviskosere Kernkomponente die Hautschmelze nicht in allen Bereichen gleichmäßig verdrängen kann und Fließwege mit geringerem Fließwiderstand bevorzugt. Für die Versuchspunkte 7 bis 12 (Parameter der Kernkomponente) wurden aufgrund verfahrenstechnischer Überlegungen konstante Werte für den Vorfüllgrad angenommen. Da die Kernlängen dieser Versuchspunkte nur sehr gering von der Referenzkernlänge abweichen und ein Einfluss der Kernparameter auf die Kernlänge für unwahrscheinlich gehalten wird, bieten diese Versuchspunkte eine Bestärkung der angestellten Vermutung bezüglich einer Abhängigkeit der Kernlänge vom Vorfüllgrad. Denn für einen konstanten Vorfüllgrad werden im Rahmen der üblichen prozessbedingten Ungenauigkeiten und Messungenauigkeiten auch nahezu konstante Kernlängen erhalten. Für die Versuchspunkte zur Werkzeugtemperaturvariaton (BP13, BP14) wurden zur Absicherung angestellter Vermutungen ebenfalls die Vorfüllgrade bestimmt, obwohl aus prozesstechnischer Sicht kein Grund zur Annahme besteht, dass dieser Parameter einen Einfluss auf die Menge der Hautmaterialvorlage hat. Allerdings entscheidet die Werkzeugtemperatur über das vom Hautmaterial beanspruchte 65

69 Volumen der Kavität zum Zeitpunkt der Kernkomponenteneinspritzung, sowie über die Viskosität des Hautmaterials und deren eingefrorene Randschichtdicke. Zusammenfassend lässt sich aufgrund der angestellten Vermutungen festhalten, dass die Kernlänge sehr wahrscheinlich vom Vorfüllgrad (1. Prozessphase: Hautaggregatparameter), vom Viskositätsverhältnis (verwendete Materialien) und von der Werkzeugtemperatur sowie der Einspritzverzögerungszeit (Parameter der 2. Prozessphase) abhängig ist. Dagegen zeigten die Verfahrensparameter der Kernkomponente keinen signifikanten Einfluss auf die Kernlänge. Weiterhin erweist sich die Vorhersage der Auswirkung eines bestimmten Parameters auf die Kernlänge aufgrund der vermuteten Wechselwirkungen der relevanten Einflussgrößen als schwierig. Auf die möglichen Wechselwirkungen wird in den Auswertungen der nachfolgenden Versuchsreihen eingegangen Einfluss auf das Flächenverhältnis In Tabelle 18 sind die Ergebnisse der Kern- und Gesamtflächenmessungen bzw. deren Flächenverhältnisse und die zugehörigen Standardabweichungen für jeden Versuchspunkt eingetragen. Außerdem wurden in der letzten Spalte die Mittelwerte der Kernlängen ergänzt. Die Abkürzung KFV steht für das Kernflächenverhältnis A kern / A gesamt des Formteilquerschnittes. BP Parameter Mittelwerte der Verhältnisse A kern /A gesamt [%] an den Positionen StAbw A kern /A gesamt [%] an den Positionen MW KFV [%] MW Kernl [mm] 0 Referenzkörper 70,4 58,4 34,9 3,4 0,2 0,9 1,1 1,5 41,8 142,3 1 T m (Haut) 210 C 71,4 60,8 38,8 6,7 0,8 0,7 1,9 1,6 44,4 148,0 2 T m (Haut) 250 C 70,1 59,2 35,3 7,6 0,5 1,2 1,9 2,2 43,1 146,4 3 4 v einspritz (Haut) 20 mm/s 69,3 57,8 36,3 7,8 1,8 0,3 0,3 0,9 42,8 147,5 v einspritz (Haut) 60 mm/s 71,5 62,0 39,2 7,3 0,9 1,1 1,0 0,9 45,0 147,7 66

70 5 p stau (Haut) 30bar 71,6 60,6 40,4 9,3 0,6 0,8 2,1 1,9 45,5 149,0 6 p stau (Haut) 90bar 70,3 57,6 31,1 2,0 0,8 0,8 0,5 0,7 40,3 138,4 7 T m (Kern) 210 C 71,5 60,1 37,3 4,9 0,6 0,7 0,6 0,7 43,4 144,8 8 T m (Kern) 250 C 71,5 59,4 36,2 5,8 0,5 1,1 2,3 1,3 43,2 144, v einspritz (Kern) 20 mm/s 69,8 58,2 36,1 5,8 0,5 1,2 2,9 2,9 42,5 146,6 v einspritz (Kern) 60 mm/s 72,4 61,0 37,0 5,9 0,8 0,9 1,7 2,4 44,1 142,7 11 p stau (Kern) 30bar 71,8 60,1 37,4 6,1 0,9 1,1 2,5 1,4 43,9 143,3 12 p stau (Kern) 90bar 71,3 59,1 34,9 3,3 0,6 0,7 0,9 0,7 42,2 143,2 13 T wkz 30 C 71,0 59,7 37,3 6,4 0,4 0,2 0,9 0,9 43,6 147,3 14 T wkz 60 C 70,8 58,8 34,0 1,6 0,5 0,5 0,7 0,8 41,3 140, Tabelle 18 t(verzögerung,ke rn) 2s 66,7 54,4 33,2 5,2 1,0 0,3 0,6 0,6 39,9 145,4 SD [%] bzw. [mm] 1,3 1,8 2,3 2, ,6 3,0 Spannweite [%] bzw. [mm] 5,7 7,6 9,4 7, ,6 10,7 Abstand vom Nullpunkt [mm] Mittelwerte der Flächenverhältnisse von Kern- zu Gesamtfläche Aufgrund der geringen Standardabweichungen wird die Annahme einer hohen Güte des Prozessverfahrens und der verwendeten Messmethodik erneut bestärkt. Anhand der Ergebnisse in Tabelle 18 kann festgestellt werden, dass für Versuchspunkt 5 (p stau (Haut) 30bar) die durchschnittlich größten Kernflächenverhältnisse und größten Kernlängen erreicht werden, während für Versuchspunkt 6 (p stau (Haut) 60bar) die durchschnittlich kleinsten Kernflächenverhältnisse und kleinsten Kernlängen zu verzeichnen sind. Unter der Annahme von konstant eingehaltenen Vorgaben für Plastifizierwege und Umschaltpunkte seitens des Kernkomponenten-Aggregats könnte die Überlegung aufkommen, dass dieses Verhalten einen Widerspruch zum Gesetz der Massenerhaltung darstellt, da bei jedem Zyklus die gleiche Menge an Kernmaterial eingespritzt werden müsste. Dabei 67

71 darf allerdings nicht vergessen werden, dass die Kernkomponente mit Treibmittel versetzt wurde und dieses während des Abkühlvorganges bei Erreichen des Schäumdrucks ausgast. Dadurch könnte erklärt werden, dass länger werdende Kerne nicht zwangsläufig auch dünner werden müssen (ähnlich wie bei der Dehnung eines Gummibandes), sondern dass der Kern durch den Aufschäumdruck in die Breite gezogen wird und es durch größer werdende Gasblasen zu einem Volumenausgleich kommt. Damit dies überhaupt möglich ist, muss sowohl die Kernschmelze als auch die umschließende Hautschmelze in einem gewissen Zeitfenster während des Ausgasvorgangs ausreichend verformbar sein, sprich der Abkühlvorgang darf nicht zu schnell von statten gehen. Diese Bedingung wurde bei der Durchführung der experimentellen Untersuchungen mit großer Wahrscheinlichkeit eingehalten, da man für die vorliegende Formteildicke von s = 12,5 mm nach der überschlägigen Restkühlzeitformel t = 1,5 s² einen Wert von ca. t = 234 s erhält und während den experimentellen Untersuchungen aus Zeitgründen nur mit einer durchschnittlichen Restkühlzeit von ca. 40 s (also nur rund 17 %) verfahren wurde. Abbildung 45 zeigt den angenäherten Verlauf des Kernflächenverhältnisses entlang des Fließweges für die Versuchspunkte zur Hautkomponenten-Staudruckvariation und zum Referenzpunkt. Es wird deutlich, dass sich am Fließweganfang wesentlich geringere Unterschiede im Kernflächenverhältnis ergeben als zum Fließwegende hin. Abbildung 45 Verlauf des Kernflächenverhältnisses für die Versuchspunkte 1, 5 und 6 68

72 Einfluss verschiedener Prozessparameter auf die Kern-Haut-Verteilung Durch das erneute Screening wurden die fünf wichtigsten Parameter auf die Kern- Haut-Verteilung herausgefiltert. Diese sind: (1) Massetemperatur der Hautkomponente (2) Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente (3) Staudruck der Hautkomponente (4) Werkzeugtemperatur (5) Einspritzverzögerungszeit Diese wurden bei Variation der Materialkombination für Haut- und Kern-Komponente hinsichtlich ihrer Auswirkungen mit Hilfe der statistischen Versuchsplanung genauer untersucht. Für die Versuchsreihen A bis D wurde der identische Versuchsplan verwendet (siehe Tabelle 19). Der Versuchspunkt 0 ist der Centerpoint, bei dem alle variablen Parametereinstellungen auf die mittlere Stufe eingestellt wurden. Tabelle 20 gibt die Maschineneinstellungen und Materialkombinationen der durchgeführten Versuchsreihen an. BP T WKZ [ C] T M,Haut,1 [ C] v einspritz,1,haut [mm/s] P stau,haut,1 [bar] t v,kern,2 [s] Tabelle 19 Teilfaktorieller Versuchsplan für die Versuchsreihen A bis D 69

73 Prozessgröße Versuchsreihe A Versuchsreihe B Versuchsreihe C Versuchsreihe D Plastifizierweg Aggregat 1 (Haut) [mm] 43,5 39,5 37,5 33,5 Umschaltpunkt Aggregat 1 [mm] Plastifizierweg Aggregat 2 (Kern) [mm] ,5 33 Umschaltpunkt Aggregat 2 [mm] 13,5 13,5 12,5 12,5 Massetemp. Aggregat 2 [ C] Einspritzgeschw. Aggregat 2 [mm/s] Staudruck Aggregat 2 [bar] Hautmaterial PP 575P PP CA50 PP 575P PP CA50 Kernmaterial PP 575P PP 575P PP 100 CA50 PP 575P MFI-Verhältnis Kern/Haut 1 0,21 4,76 0,21 Farbmasterbatchanteil im Kernmaterial [Gew. -%] Treibmittelanteil im Kernmaterial [Gew. -%] Tabelle 20 Maschineneinstellungen und Materialkombinationen der Versuchsreihen A bis D Ergebnisse der Versuchsreihen A bis D In diesem Kapitel werden als Einstieg die Kernbreiten- zu Gesamtbreitenverhältnisse der Referenzpunkte aller Versuchsreihen miteinander verglichen. Dieses Verhältnis wird im weiteren Verlauf der Arbeit einfach als Kernbreitenverhältnis oder relative Kernbreite bezeichnet. Die Kernbreitenverhältnisse werden dazu entlang der Formteillänge in einem Diagramm aufgetragen. Damit auch die Längeneinheit dimensionslos wird, werden die Abstände der Kernbreitenmesspositionen vom Nullpunkt x i (angussseitige Probestabgrundfläche, siehe Kapitel 5.1.1) auf die 70

74 durchschnittliche Gesamtlänge der Probekörper nach Entformen l s bezogen. Der Index S steht für Schwindung, da die Längenmessungen nach einer Abkühlzeit von mehr als 16 Stunden nach Entformung erfolgte. Dadurch wurde dem Einfluss eventuell auftretender Schwindungsunterschiede (Verarbeitungsschwindung) vorgebeugt. Für die Bestimmung der durchschnittlichen Probestablänge wurden für jede Versuchsreihe jeweils die ersten vier Probekörperlängen der Referenzpunkte gemessen. Die Ergebnisse der Gesamtlängen liegen sehr dicht beieinander. Daraus kann abgeleitet werden, dass der Schwindungsgrad der Probekörper nicht von der Kombination der verwendeten Materialien beeinflusst wurde. Der Mittelwert aller Längenmessungen liegt bei rund 183,6 mm. Bezogen auf die Kavitätslänge von 187,5 mm entspricht dies einer Längenschwindung von 2,1 %. Die gleiche Vorgehensweise wurde auch zur Bestimmung der durchschnittlichen Probekörpergesamtbreite verwendet. Die Gesamtbreiten veränderten sich ähnlich geringfügig wie die Gesamtlängen und zeigten ebenfalls ein weitgehend materialunabhängiges Verhalten. Die durchschnittliche Gesamtbreite liegt bei 12,3 mm, was bezogen auf die Kavitätsbreite von 12,5 mm einer Längenschwindung in Breitenrichtung von 1,6 % entspricht. Abbildung 46 zeigt die Kernbreitenverhältnisse der Referenzpunkte (BP0) aller Versuchsreihen entlang der relativen Formteillänge. Die Referenzpunkte dienen als Vergleichspunkte, da hier keine extremen Parametereinstellungen vorlagen, sondern für alle Parameter auf mittlerer Stufe verfahren wurde. Der erste Schnittpunkt der Kurven mit der y-achse (links) liegt für alle im Bereich von etwa 0,005. Dies entspricht einem Abstand vom Nullpunkt von rund 0,92 mm und ist ein Maß für die Dicke der Hautschicht zwischen Kernmaterial und der angussseitigen Probekörpergrundfläche (Probekörperboden). Den Ergebnissen nach, scheint die Dicke dieser Hautschicht nur geringfügig zwischen den Versuchsreihen zu variieren. Anhand der Kurven in Abbildung 46 lässt sich weiterhin erkennen, dass die Verläufe bis zum Bereich der relativen Formteillänge von etwa 0,05 (entspricht Messposition 2, x = 10mm) für alle Referenzpunkte nahezu gleich sind. Der Verlauf des Kernbreitenverhältnisses scheint also bis zu einer Fließweglänge von 10 mm ein weitestgehend materialunabhängiges Verhalten aufzuzeigen. Dies gilt auch für alle weiteren untersuchten Materialkombinationen. 71

75 VRA VRB VRC VRD Abbildung 46 Mittelwerte der Kernbreitenverhältnisse für die Referenzpunkte aller Versuchsreihen Der Wert, den die relative Kernbreite an diesem Punkt annimmt stellt das Kurvenmaximum dar und liegt für alle Probekörper durchschnittlich bei ca. 0,85. Bei der vorliegenden Geometrie (Gesamtbreite nach 16 Stunden Abkühlzeit = 12,3 mm) entspricht dies einer Breite von 10,46 mm. Dieser Befund wird durch Abbildung 47 bestärkt, welche den relativen Kernbreitenverlauf für die gemittelten Werte aller Versuchspunkte für die jeweilige Versuchsreihe darstellt. Ab der relativen Formteillänge von 0,05 gehen die Kurvenverläufe zunehmend auseinander. Für Versuchsreihe A (k η =1) werden die durchschnittlich längsten und breitesten Kerne erhalten. Vergleicht man Versuchsreihe A mit den Versuchsreihen B (k η >1), C (k η <1) und D (k η >1 ohne Treibmittel) gilt weiterhin, dass die durchschnittliche Kernlänge jeweils von Versuchsreihe A zu Versuchsreihe B, von Versuchsreihe B zu Versuchsreihe C und von Versuchsreihe C zu Versuchsreihe D abnimmt. Ferner gilt, dass bei Vergleich von Versuchsreihe A mit den Versuchsreihen B, C und D für längere Kerne auch größere Kernbreitenverhältnisse erhalten werden. Dieses Ergebnis stimmt mit den Beobachtungen aus der zuvor durchgeführten Versuchsreihe (Ein-Faktor-Methode) überein, bei welcher ebenfalls 72

76 für die längsten Kerne die größten Kernbreiten und für die geringsten Kernlängen die schmalsten Kerne erhalten wurden. VRA VRB VRC VRD Abbildung 47 Relativer Kernbreitenverlauf für die gemittelten Werte aller Versuchspunkte Für Versuchsreihe D sind die durchschnittlich kürzesten Kerne zu verzeichnen. Dieses Ergebnis war zu erwarten, da bei dieser Versuchsreihe ohne treibmittelbeladene Kernkomponente verfahren wurde. Bei Versuchsreihe B wurde die gleiche Materialkombination jedoch mit 2 % Treibmittelanteil in der Kernkomponente verwendet. Vergleicht man die Kurvenverläufe der Versuchsreihen D und B, so sind die Unterschiede der relativen Kernbreite bis zu einer relativen Formteillänge von ca. 0,725 relativ gering. Erst dann gehen die Kurven auseinander, da für Versuchsreihe B längere Kerne erhalten wurden. Auffällig ist, dass der Treibmittelgehalt scheinbar keinen oder nur einen sehr geringen Einfluss auf die Kernbreite ausübt. 73

77 7.7 Zusammenfassung der Ergebnisse zum Einfluss verschiedener Prozessparameter auf die Kern-Haut-Verteilung Aufgrund der Ergebnisse aus den vier Versuchsreihen A bis D bleibt festzuhalten: 1. Für ein Viskositätsverhältnis von k η = 1 sind durchschnittlich die längsten und breitesten Kerne erzielbar (siehe Abbildung 47). Ein Maximum des Kernmaterialanteils wird mit diesem Viskositätsverhältnis am einfachsten erzielt. 2. Für fast alle Probekörper fallen die langen Kerne breit und die kurzen Kerne schmal aus. 3. Die Kernlänge wird maßgeblich beeinflusst vom Vorfüllgrad und der Werkzeugtemperatur. Die Kernlänge der meisten Probekörper nimmt zu für abnehmende Vorfüllgrade und abnehmende Werkzeugtemperaturen. Für die Versuchsreihen A (k η =1) und B (k η >1) wurde jedoch für den Versuchspunkt 12 bzw. 4 trotz relativ großen Vorfüllgraden (zum jeweiligen Referenzpunkt gesehen) der zweitlängste bzw. der längste Kern erhalten. Für die Versuchsreihen C (k η <1) und D (k η >1, ohne Treibmittel) nimmt dagegen der Vorfüllgrad fast kontinuierlich vom kürzesten zum längsten Kern hin ab. Eine Verallgemeinerung, dass die Kernlänge einzig durch den Vorfüllgrad bestimmt wird, ist demnach nicht korrekt. der Vorfüllgrad wird wiederum beeinflusst von den Parametern des Aggregates für die Hautkomponente (und natürlich von den Einstellungen für den Plastifizierweg sowie für den Umschaltpunkt, welche innerhalb einer Versuchsreihe jedoch konstant gehalten wurden, außer bei der Verfahrweise mit angepasstem Vorfüllgrad, vgl. Kapitel 7.4.2). Der Vorfüllgrad steigt: stark mit ansteigendem Staudruck mit abnehmender Viskosität des Hautmaterials. Die Effektstärke ist abhängig von dem Einflussparameter auf die Viskosität und zwar: - mittel, für steigende Einspritzgeschwindigkeiten. - schwach ( ), für steigende Hautmaterialtemperaturen. 4. Sind die Werkzeugtemperatur und der Staudruck hinsichtlich des Effektes auf die Kernlänge gleich gerichtet (d.h. sind sie auf Parameterstufen, die die Kernlänge 74

78 jeweils in die gleiche Richtung verändern), resultieren daraus häufig die zu erwartenden Kernlängen: Kernlänge für: - Staudruck und Werkzeugtemperatur Kernlänge für: - Staudruck und Werkzeugtemperatur Es gibt aber auch Versuchspunkte, wo dieser Zusammenhang nicht gilt: - VRA (k η =1): o BP14, BP12 (für beide längste Kerne) o BP1, BP4 (für beide kürzeste Kerne) - VRB (k η >1): o BP4, BP12 (längste Kerne) 5. Sind die Werkzeugtemperatur und die beeinflussenden Parameter für den Vorfüllgrad (Haut-Aggregat Parameter) hinsichtlich des Effektes auf die Kernlänge entgegen gerichtet, so entscheidet über die Auswirkung auf die Kernlänge, ob der Effekt der Werkzeugtemperatur oder der des Staudrucks überwiegt. die Größe des Effektes des Vorfüllgrades auf die Kernlänge wird bestimmt von: a) der Kombination der eingestellten Parameterstufen für das Aggregat des Hautmaterials und der daraus resultierenden Größe des Vorfüllgrades: - Möglichkeit 1: Alle Parameter befinden sich auf Stufen, die den Vorfüllgrad in die gleiche Richtung beeinflussen: - Vorfüllgrad (Maximum) für: Staudruck (Stufe +), Einspritzgeschwindigkeit (Stufe +) und Massetemperatur (Stufe +) - Vorfüllgrad (Minimum) für: Staudruck (Stufe -), Einspritzgeschwindigkeit (Stufe -) und Massetemperatur (Stufe -) - Möglichkeit 2: Die Parameter befinden sich nicht alle auf Stufen, die den Vorfüllgrad in eine Richtung beeinflussen : 6 Möglichkeiten 75

79 Tabelle 21 p stau, haut (Einfluss groß = 6) V ein,haut (Einfluss mittelschwach =2,5) T m, haut (Einfluss schwach = 1,5) Tendenz für resultierenden Vorfüllgrad (10[max], 1[min]) Hoch (8,5) Hoch-mittel (6) Hoch (7,5) Mittel-niedrig (4) Niedrig (2,5) Niedrig (1) Möglichkeiten der Parameterstufenkombinationen b) der vorliegenden Materialkombination, sprich dem Viskositätsverhältnis (siehe Punkt 6) die Größe des Effektes der Werkzeugtemperatur auf die Kernlänge wird bestimmt von: der vorliegenden Materialkombination, sprich dem Viskositätsverhältnis (siehe Punkt 6) 6. Die Versuchsreihen A bis C zeigen für die Zielgröße Kernlänge ein unter- schiedlich stark ausgeprägtes Abhängigkeitsverhalten vom Vorfüllgrad: Für die Versuchsreihe A (k η = 1, Hpp575 u. Kpp575) wird die Kernlänge maßgeblich vom Vorfüllgrad beeinflusst. Der Einfluss der Werkzeugtemperatur wird vom Einfluss des Vorfüllgrades dominiert und verändert die Kernlänge nur gering. Bei den Versuchsreihen B (k η > 1, Hppca50 u. Kpp575) und C (k η < 1, Hpp575 u. Kppca50) ist der Einfluss des Vorfüllgrades auf die Kernlänge weniger stark ausgeprägt, sodass der Einfluss der Werkzeugtemperatur zunehmend ins Gewicht fällt. Für Kern verlängernde Einstellungen des Staudrucks (-) und Kern verkürzenden Einstellungen der Werkzeugtemperatur (+) werden ähnliche Kernlängen erhalten wie bei kernverkürzenden Einstellungen des 76

80 Staudrucks (+) und kernverlängernden Einstellungen der Werkzeugtemperatur (-). Die gegensätzlich wirkenden Effekte können sich also auf den genannten Stufen ausgleichen, weil beide ungefähr gleich stark ins Gewicht fallen. 7. Es besteht Grund zur Annahme, dass die Kernbreite sowohl vom Vorfüllgrad als auch von der Werkzeugtemperatur beeinflusst wird. Es gilt: Kernbreite für: Vorfüllgrad und/oder Werkzeugtemp. Kernbreite für: Vorfüllgrad und/oder Werkzeugtemp. Zur Erklärung der Effekte wurden Vermutungen dahingehend gemacht, dass: durch geringere Vorfüllgrade sich zum einen dünnere eingefrorene Randschichten des Hautmaterials ausbilden, da weniger Material in die Kavität einströmt. Zum anderen steht für die Ausbreitung des Kernmaterials ein größeres freies Volumen zur Verfügung. Als Resultat werden dickere Kerne erhalten. durch höhere Werkzeugtemperaturen die Randschichten der Hautmaterialvorlage in der Kavität länger verformbar bleiben und Hautmaterial aus diesen Schichten vom Kernmaterial in die noch freien Bereiche verdrängt werden kann. Da die Parameter des Hautaggregates den Vorfüllgrad bestimmen, dieser wiederum sowohl die Kernbreite als auch die Kernlänge beeinflusst und die Kernlänge zusätzlich von der Werkzeugtemperatur abhängt, ergeben sich für die folgenden Schichtgrenzprofile die aufgeführten Zusammenhänge: a) Langer, breiter Kern: - 1. Bedingung: Kern breit Vorfüllgrad (Vorfüllgrad = f(p stau, v ein,haut, T m,haut ), (siehe Punkt 1) und Werkzeugtemp Bedingung: Kern lang Vorfüllgrad und Werkzeugtemp. 77

81 Die Bedingungen 1 und 2 widersprechen sich hinsichtlich der Forderung für die Werkzeugtemperatur. Wird die Kernlänge allerdings durch den Effekt des Vorfüllgrades dominiert, so können trotz hohen Werkzeugtemperaturen lange und breite Kerne erhalten werden. Also gilt unter der Voraussetzung eines kernlängendominierenden Effektes des Vorfüllgrades: Langer, breiter Kern = Vorfüllgrad + Werkzeugtemp. Dieses Ergebnis passt sehr gut mit den bisher angestellten Vermutungen zur Versuchsreihe A (k η = 1, Hpp575 u.kpp575) zusammen, bei der die Kernlänge maßgeblich durch den Vorfüllgrad bestimmt wird und für welche auch durchschnittlich die längsten und breitesten Kerne aller Versuchsreihen erhalten wurden. b) Langer, schmaler Kern: - 1. Bedingung: Kern schmal Vorfüllgrad und Werkzeugtemp Bedingung: Kern lang Vorfüllgrad und Werkzeugtemp. Diesmal widersprechen sich die Bedingungen 1 und 2 hinsichtlich der Forderung für den Vorfüllgrad. Wird die Kernlänge durch den Effekt der Werkzeugtemperatur dominiert, können trotz hohen Vorfüllgraden lange und schmale Kerne auftreten. Demnach gilt unter der Voraussetzung eines kernlängendominierenden Effektes der Werkzeugtemperatur: Langer, schmaler Kern = Vorfüllgrad + Werkzeugtemp. c) Kurzer, breiter Kern: - 1. Bedingung: Kern breit Vorfüllgrad und Werkzeugtemp Bedingung: Kern kurz Vorfüllgrad und Werkzeugtemp. 78

82 Für c) gilt analog zur Argumentation bei b), dass unter der Voraussetzung des kernlängendominierenden Effektes der Werkzeugtemperatur, kurze und zugleich breite Kerne denkbar sind: Kurzer, breiter Kern = Vorfüllgrad + Werkzeugtemp. Dieses Ergebnis deckt sich in gewissem Maße mit den bisher angestellten Überlegungen zur Versuchsreihe C (k η < 1, Hpp575 u. Kppca50). Bei dieser wurde beobachtet, dass zum einen der Vorfüllgrad nicht zwangsläufig der kernlängendominierende Effekt ist und zum anderen die Kernlängen der Versuchsreihe 4 stärker durch die Materialtemperatur beeinflusst wurden. Weiterhin traten bei gleichen Parametereinstellungen (z.b. bei BP12) im direkten Vergleich zu den anderen Versuchsreihen kürzere und, zumindest bis zu einer gewissen Fließweglänge, auch gleich breite Kerne auf. Somit ist bei bestimmten Parameterkombinationen für das Viskositätsverhältnis k η < 1 das Auftreten kurzer und zugleich breiter Kerne durchaus vorstellbar. d) Kurzer, schmaler Kern: - 1. Bedingung: Kern schmal Vorfüllgrad und Werkzeugtemp Bedingung: Kern kurz Vorfüllgrad und Werkzeugtemp. 9. Der Treibmittelgehalt von 2 % bei Versuchsreihe B (k η > 1, Hppca50 u. Kpp575) wirkte sich im Vergleich zur nicht treibmittelbeladenen Kernkomponente bei Versuchsreihe D (k η > 1, Hppca50 u. Kpp575 ohne Treibmittel) nur geringfügig Kern verlängernd aus. Die Kerne wurden durchschnittlich um 7,6 % (bezogen auf die Kernlänge, nicht auf die relative Kernlänge) länger. Dagegen hatte die Zugabe von Treibmitteln zur Kernkomponente keinen Einfluss auf den Verlauf der relativen Kernbreite. Ferner trat bei den Probekörpern ohne treibmittelhaltiges Kernmaterial die Bildung von Schwindungsvakuolen (Lunkerbildung) auf, deren Größe und Lage über den Probekörperquerschnitt variierte (siehe Kapitel 7.7.2). Dadurch wurde in manchen Fällen die Kernausbreitung zu kürzeren Kernlängenwerten beeinflusst. 79

83 7.7.1 Wechselwirkungseffekte bei den durchgeführten Versuchsreihen Aufgrund der aufgetretenen Unstimmigkeiten wurden mit Hilfe der statistischen Versuchsmethodik die Wechselwirkungseffekte der Parameter bei den durchgeführten Versuchsreihen analysiert. Da sich durch die vorangegangenen Auswertungen herauskristallisierte, dass zum einen der Staudruck (aufgrund seines maßgeblichen Einflusses auf den Vorfüllgrad) und zum anderen die Werkzeugtemperatur sowohl die Kernlänge als auch die Kernbreite maßgeblich bestimmen, werden für diese Parameter die Wechselwirkungsdiagramme für alle Versuchsreihen gegenübergestellt (siehe Tabelle 22 und Tabelle 23). A B C D Tabelle 22 Gegenüberstellung der Wechselwirkungsdiagramme der Wkz-Temp. und des Staudrucks hinsichtlich der Kernlänge für alle Versuchsreihen 80

84 A B C D Tabelle 23 Gegenüberstellung der Wechselwirkungsdiagramme der Wkz-Temp. und des Staudrucks hinsichtlich der Kernbreite an Messposition 4 für alle Versuchsreihen Für die verschiedenen Viskositätsverhältnisse wurden hinsichtlich des Einflusses der Werkzeugtemperatur auf die Kernlänge und die Kernbreite unterschiedliche Zusammenhänge beobachtet: Für die Kernlängen gilt: - VRA, k η = 1: Kernlänge für Staudruck u. Werkzeugtemperatur - VRB, k η > 1: Kernlänge für Staudruck u. Werkzeugtemperatur - VRC, k η < 1: Kernlänge für Staudruck u. Werkzeugtemperatur 81

85 Für die Kernbreiten gilt: - VRA, k η = 1: Kernbreite für Staudruck u. Werkzeugtemperatur - VRB, k η > 1: Kernbreite für Staudruck u. Werkzeugtemperatur - VRC, k η < 1: Kernbreite für Staudruck u. Werkzeugtemperatur Im Anschluss erfolgt die Zusammenfassung aller Haupteffekte und Wechselwirkungen auf die Kernlänge bzw. die Kernbreite an Messposition 4 für alle Versuchsreihen in jeweils einer Tabelle. Die Pfeile symbolisieren zum einen die Richtung der Veränderung eines Parameters, aus der ein Ansteigen der Zielgröße resultiert, und zum anderen den ungefähren Stärkegrad dieser Auswirkung auf die Zielgröße ( starker Effekt, mittlerer Effekt). Für die Wechselwirkungen wird nach den Buchstaben für die Versuchsreihe (VR) die Stärke des Effektes angegeben und in Klammern die Tendenz für die Parameterstufen, damit die Zielgrößen ansteigen. Effekte die nicht aufgetreten oder schwach ausgefallen sind, werden mit einem Strich (-) gekennzeichnet. Weiterhin fallen für die Darstellungsweise doppelte Effektkombinationen an, welche im Diagramm grau schattiert wurden. 82

86 Effekt Y Effekt X T masse, haut V einspritz, haut P stau, haut T WKZ t verz, kern T masse, haut - - VRA (X Y ), VRB (X Y ), - VRA (X Y ), VRA, VRB VRB V einspritz, haut VRB (X Y ), VRA (X Y ) (X Y ) P stau, haut VRA, VRC, VRD - VRB (X Y ), T WKZ VRA, VRB, VRC, VRD VRA (X Y ), t verz, kern VRB, VRD Tabelle 24 Haupt- und Wechselwirkungseffekte auf die Kernlänge 83

87 Effekt Y Effekt X T masse, haut V einspritz, haut P stau, haut T WKZ t verz, kern T masse, haut VRA, VRB, VRC - - VRB (X Y ) - V einspritz, haut VRA, - VRB (X Y ) - P stau, haut VRA, VRB, VRC, VRD - - T WKZ VRB, VRD t verz, kern VRA, Tabelle 25 Haupt- und Wechselwirkungseffekte auf die Kernbreite an Messposition 4 (relative Formteillänge = 0,49) Zusammenfassend lässt sich daher feststellen, dass einige Versuchspunkte den aufgestellten Vermutungen entsprechen, einige Ergebnisse diesen aber auch wieder widersprechen. Das Aufstellen allgemeingültiger Abhängigkeiten ist somit aufgrund der Ergebnisgrundlage nicht möglich (vgl. auch Kapitel 8 und 10). 84

88 7.7.2 Optische Bewertung In diesem Kapitel wird auf das optische Erscheinungsbild eines repräsentativen Probekörpers (Referenzprobekörper) für unterschiedliche Versuchsreihen mit verschiedenen Viskositätsverhältnissen eingegangen. Die Probekörper der Versuchsreihe A (Abbildung 48) besitzen im Vergleich zu den Probekörpern der anderen Versuchsreihen die rundesten Konturen der Spitzen. Weiterhin wird deutlich, dass sich im Bereich der Spitzen die größten Blasen bilden. Abbildung 48 Referenzprobekörper der Versuchsreihe A (kη=1) Die Konturen der Spitzen der Versuchsreihe B (Abbildung 49) verlaufen spitzer als bei Versuchsreihe A. Außerdem nimmt die Kernbreite bei geringeren Fließweglängen ab. Die größten Blasen liegen ca. bei 1/3 und bei 2/3 der Kernlänge. Abbildung 49 Referenzprobekörper der Versuchsreihe B (kη>1) Bei den Probekörpern der Versuchsreihe C (Abbildung 50) fallen die unvollständig gefüllten Kernspitzen infolge der Schwindung auf. Die Kernspitzen sind im Vergleich zur Versuchsreihe B breiter und der Verlauf ihrer Kontur fällt runder aus. 85

89 Abbildung 50 Referenzprobekörper der Versuchsreihe C (kη<1) Abbildung 51 Referenzprobekörper der Versuchsreihe D (kη>1, ohne Treibmittel) Bei den Probekörpern der Versuchsreihe D (Abbildung 51) fallen die großen Schwindungsvakuolen auf, die auf das Fehlen von Treibmitteln in der Kernkomponente zurückzuführen sind. Der Verlauf der Kerne ist ähnlich spitz wie bei Versuchsreihe B, bei der die gleichen Materialien, allerdings mit Treibmitteln in der Kernkomponente verwendet wurden. 7.8 Untersuchungen zur Blasenstruktur von Sandwichbauteilen Einfluss der Prozessparameter Zu den experimentellen Untersuchungen der Schaumstruktur durch Variation der Einstellgrößen zur Kern-Hautverteilung wurden die Massetemperatur der Hautkomponente, die Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente, der Staudruck der Hautkomponente, die Werkzeugtemperatur und die Einspritzverzögerung als Haupteinflussfaktoren detektiert. In einer weiteren Versuchsreihe wurden die Prozessparameter der treibmittelhaltigen Kernkomponente variiert. Hierbei wurde der bereits bekannte Versuchsplan mit 16 Versuchspunkten eingesetzt (siehe Tabelle 19). 86

90 Zunächst soll Abbildung 52 einen Überblick über das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern der einzelnen Versuchspunkte und -reihen verschaffen. Zur Veranschaulichung sind in der Abbildung 52 die Messwerte miteinander verbunden. Diese Darstellung wurde lediglich dafür gewählt, um einen Gesamtvergleich aller Versuchspunkte und reihen zu ermöglichen. Abbildung 52 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern der Versuchspunkte aus den drei Versuchsreihen Es ist ersichtlich, dass die Flächenverhältnisse beim Einsatz von niedrig viskosem Material größer sind, als beim Einsatz von höher viskosem Material. Bei der Kombination von PP 100 CA50 (Haut) & PP 575P (Kern) sowie bei der Kombination von PP 575P (Haut) & PP 100 CA50 (Kern) liegen die gemessenen Werte in der Regel über den Werten der Kombination von PP 575P (Haut und Kern). Bei den Kombinationen mit PP 100 CA50 als Hautmaterial, setzt das Material dem Schwindungsausgleich durch das Treibmittel einen geringeren Widerstand infolge der niedrigeren Viskosität entgegen. Es kann während des Abkühlvorgangs in angussfernere Bereiche expandieren. Bei der Kombination mit PP 100 CA50 als Kernmaterial benötigt das Treibgas in der niedrigviskosen Schmelze einen geringeren Blaseninnendruck um größere Gaszellen zu bilden, da durch die höhere Molekülbeweglichkeit der Widerstand gegen Verformungen geringer ist. 87

91 Auffällig ist die rapide Abnahme des Flächenverhältnisses im Versuchspunkt 6. In diesem Punkt liegen die relevanten Einflussgrößen (Massetemperatur, Staudruck der Hautkomponente und die Werkzeugtemperatur) auf niedrigem Niveau. Es konnte somit die Schaumstruktur schnell stabilisiert und das Blasenwachstum beendet werden. Einflüsse auf die Flächenverhältnisse: Massetemperatur der Hautkomponente Abbildung 53 zeigt das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern für alle Materialkombinationen über der Massetemperatur der Hautkomponente. Abbildung 53 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern für alle Materialkombinationen in Abhängigkeit von der Massetemperatur der Hautkomponente Es ist zu erkennen, dass mit steigender Massetemperatur der Hautkomponente die Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern steigen. Die Vergrößerung der Zellen lässt sich mit der höheren Diffusionsfähigkeit des Treibgases begründen. Die plastische Seele des Probekörpers bleibt eine längere Zeit schmelzeflüssig und ermöglicht somit Diffusionseffekte und das Zusammenwachsen von Gaszellen (siehe Abbildung 54). Die Stabilisierung der Zellwände setzt später ein. Des Weiteren besteht durch die höheren Verarbeitungstemperaturen ein größeres Schwindungspotenzial, welches durch die Gasexpansion ausgeglichen wird. 88

92 T M : 210 C T M : 230 C T M : 250 C Abbildung 54 Vergrößerung der Schaumzellen bei steigender Massetemperatur der Hautkomponente für die Materialkombination PP 575P (Haut) und PP CA50 (Kern) bei sonst konstanten Prozessparametern Staudruck der Hautkomponente In Abbildung 55 ist das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern über den Staudruck der Hautkomponente aufgetragen. Abbildung 55 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern für alle Materialkombinationen in Abhängigkeit vom Staudruck der Hautkomponente Es wird ersichtlich, dass mit steigendem Staudruck der Hautkomponente das Flächenverhältnis ansteigt. Wie in den vorangegangenen Kapiteln ausführlich erläutert, beeinflusst der Staudruck neben der Massetemperatur und Einspritzgeschwindigkeit den Vorfüllgrad der Hautkomponente maßgeblich. Dies führt beim Einspritzen der Kernschmelze zu einem höheren Widerstand. Es entstehen durch den Gegendruck weniger Keimstellen im Bereich der Fließfront. Die hohe Temperatur in der Stabmitte begünstigt Diffusionsvorgänge in der schmelzeflüssigen Kernmitte und die Bildung von großen Zellen. Es entstehen weniger, aber dafür 89

93 größere Gaszellen. Durch den größeren Anteil an kompakter Außenhaut besteht ein größeres Schwindungspotenzial, welches zu kompensieren ist. Es ist anhand der eingescannten Probestäbe in Abbildung 5-5 zu sehen, dass die Blasengröße mit steigendem Staudruck der Haut zunimmt. p s : 30 bar p s : 60 bar p s : 90 bar Abbildung 56 Vergrößerung der Schaumzellen bei steigendem Staudruck der Haut für Materialkombination Haut: PP 100 CA50 und Kern: PP 575P bei sonst konstanten Prozessparametern Weiterhin sind deutliche Orientierungen der Gaszellen in Richtung Fließrichtung, bzw. Stabmitte zu beobachten. Die eingefrorenen Randschichten besitzen eine geringere Schwindungsneigung als die schmelzeflüssigen Innenbereiche auf erhöhtem Temperaturniveau. Das Treibgas expandiert daher in Richtung der Stabmitte. Werkzeugtemperatur Das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern in Abhängigkeit von der Werkzeugtemperatur ist in Abbildung 57 dargestellt. In der Abbildung ist erkennbar, dass eine Erhöhung der Werkzeugtemperatur eine Vergrößerung der Blasen nach sich zieht. Der Temperaturgradient wird verringert und somit erhöht sich der Zeitraum bis die Stabilisierung der Zellwände erfolgt ist (siehe auch: Einfluss der Massetemperatur). 90

94 Abbildung 57 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern in Abhängigkeit von der Werkzeugtemperatur Massetemperatur des Kernmaterials Abbildung 58 zeigt den Einfluss der Massetemperatur des Kernmaterials auf das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern. Die experimentellen Untersuchungen mit 0,75 Gew.-% und 2 Gew.-% Treibmittel im Kernmaterial zeigen, dass das Flächenverhältnis und somit die Blasenfläche abnimmt. Eine Abnahme des Flächenverhältnisses kann nicht erklärt werden, da es den theoretischen Erkenntnissen (vgl. Kapitel ) widerspricht. Lediglich die experimentelle Untersuchung mit 1,5 Gew.-% Treibmittel zeigt eine erwartungsgemäße Zunahme der Blasenfläche. Eine Erhöhung der Massetemperatur bringt immer eine Vergrößerung der Gasblasen mit sich, da sich zum Einen die Diffusionsfähigkeit des Treibgases erhöht und sich zum Anderen die Stabilisierung durch die heiße Schmelze verzögert (vgl. Kapitel ). Generell sind die Effekte der erhöhten Massetemperatur auf das Flächenverhältnis relativ gering. 91

95 Abbildung 58 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern in Abhängigkeit der Massetemperatur Allerdings darf eine Beeinflussung durch die Massetemperatur des Hautmaterials nicht ausgeschlossen werden. Die Untersuchungen erfolgten mit einer konstanten Massetemperatur des Hautmaterials von 230 C und einer konstanten Einspritzverzögerung von 1 Sekunde. Bei einer Kernmassetemperatur von 210 C entsteht ein Temperaturgradient in dem Hautmaterial in Richtung der kalten Werkzeugwand und in Richtung des kälteren Kernmaterials. Eine Abgabe von Wärme an das Kernmaterial ist möglich. Desweiteren führt eine Erhöhung der Kernmassetemperatur zu einem Temperaturgradienten in Richtung des Hautmaterials und es wird Wärme an das Hautmaterial angegeben. Um diese Effekte genauer beschreiben zu können wäre eine gezielte Untersuchung der Einflüsse der Haut- und Kerntemperaturen sinnvoll. Einspritzgeschwindigkeit des Kernmaterials Der Einfluss der Einspritzgeschwindigkeit des Kernmaterials auf die Flächenverteilung von Blasenfläche zu Kunststofffläche ist in Abbildung 59 dargestellt. Tendenziell führen höhere Einspritzgeschwindigkeiten zu größeren Dichtereduktionen. Allerdings ist dieser Effekt in dieser Versuchsreihe nur bei der 2 Gew.- %igen Treibmittelbeladung im geringen Maße zu erkennen. Die anderen experimentellen Untersuchungen führten zu einem gegenteiligem Effekt. Allerdings sind die Effekte der höheren Einspritzgeschwindigkeit auf das Flächenverhältnis 92

96 relativ gering. Diese Beobachtung ist mit dem theoretischen Hintergründen aus Kapitel 3.4 nicht erklärbar. Abbildung 59 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern in Abhängigkeit der Einspritzgeschwindigkeit Staudruck des Kernmaterials In ähnlicher Weise wie beim Einfluss der Einspritzgeschwindigkeit des Kernmaterials, stellt sich beim Staudruck der Kernkkomponente eine unterschiedliche Entwicklung auf das Flächenverhältnis A Zellen /A Kern ein (siehe Abbildung 60). In Folge des höheren Staudrucks nimmt das Flächenverhältnis bei den Versuchspunkten der 0,75 Gew.- %igen und 1,5 Gew.-%igen Treibmittelbeladung ab, während das Flächenverhältnis bei einem Treibmittelgehalt von 2% zunimmt. Die Theorie der Schaumbildung besagt, dass ein hoher Staudruck zu einem hohen Druckabfall in der Schmelze beim Einspritzen führt und dieser die Nukleierung positiv beinflusst. Es wäre somit eine Dichtereduktion durch eine feinere Schaumstruktur zu erwarten (vgl. Kapitel 3). Eindeutige Einflüsse der Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente und der Einspritzverzögerung auf das Flächenverhältnis und die Ausbildung von großen Gaszellen konnten im Rahmen der durchgeführten experimentellen Untersuchungen nicht nachgewiesen werden. 93

97 Abbildung 60 Gemessene Flächenverhältnisse A Zellen /A Kern in Abhängigkeit des Staudrucks Einfluss der untersuchten Materialkombinationen auf die Blasenstruktur Bei den durchaus hohen Treibmittelgehalten von 2 Gew.-% in den Versuchsreihen mit variierenden Materialkombinationen hat sich gezeigt, dass keine optischen Einflüsse der Kombination zu erkennen sind. Die optische Begutachtung der Schaumstruktur hat zu keinen signifikanten Unterschieden geführt. Exemplarisch sind in Abbildung 61 die Probestäbe der unterschiedlichen Versuchsreihen abgebildet (BP 7). Abbildung 61 Optische Begutachtung der Blasenstruktur nach Änderung der Kern- Hautverteilung (oben: Hautmaterial: PP 575P und Kernmaterial: PP 575P; Mitte: Hautmaterial: PP 100 CA50 und Kernmaterial: PP 575P; unten: Hautmaterial: PP 575P und Kernmaterial: PP 100 CA50) Vergleicht man die Schaumstrukturen in den jeweiligen Einteilungsbereichen, so fällt eine gewisse Ähnlichkeit auf. Im ersten Drittel bilden die Gaszellen in der Regel eine 94

98 geschlossene Struktur aus, wobei die Zellenorientierung in Fließrichtung zunimmt. Am Rand liegen die Zellen quer zur Fließrichtung orientiert vor. Das zweite Drittel zeichnet sich durch die geschlossenen, quer zur Fließrichtung orientierten Zellen in den Randbereichen aus. In der Kernmitte liegt zumeist eine starke Orientierung in Fließrichtung vor. Neben geschlossen Strukturen findet man Zelldurchbrüche. Im dritten Drittel liegen stark orientierte und in der Regel zusammengewachsene Schaumzellen vor. Markant sind in diesem Bereich die großen, spitzzulaufenden Blasen an der Kernspitze. Erklärungen für diese wiederkehrenden Schaumstrukturen sind in dem Schwindungsverhalten der dickwandigen Bauteile und dem für Kunststoffe typischen Quellfluss zu suchen. An der Fließfront kommt es zu Querströmungen. Angesichts der Wandhaftung, bzw. der Haftung der Kernschmelze an der kälteren Hautkomponente verringert sich der Kanaldurchmesser und in der Kanalmitte werden die größten Fließgeschwindigkeiten erreicht. An der Fließfront findet in Dickenrichtung eine Schmelzeumverteilung von innen nach außen statt. Die Fließfront wird verstreckt und friert in den Randbereichen ein [JM04]. Neben dem Material werden auch die entstandenen Gaszellen verstreckt. Nach dem Einfrieren verbleiben die Gaszellen im gestreckten Zustand (vgl. Kapitel 3.4). In der Mitte bleibt der Kunststoff länger schmelzeflüssig, während die Randbereiche eingefroren sind. Die Orientierungen der Moleküle relaxieren in diesem Bereich. Allerdings expandiert das Treibmittel zum Schwindungsausgleich in die schwindungsbehafteten Bereiche. Hierbei brechen zum Teil die Zellwände auf und die Gaszellen wachsen zusammen. Zum anderen halten die Zellwände dem Innendruck stand und werden durch den höheren Innendruck in Richtung des Druckgradienten verformt. Im mittleren Stab (Abbildung 61) ist deutlich die Schwindungslanze im kompakten Hautmaterial zu erkennen. Der Grund hierfür ist, dass im Kernmaterial Vakuolen entstehen. Die ausgeprägten Gasblasen an der Kernspitze entstehen während des Einspritzvorgangs. An der Fließfront herrscht der niedrigste Druck. Hier beginnt die Nukleierung und es entstehen die ersten Gasblasen, die im weiteren Abkühlverlauf wachsen und gedehnt werden (vgl. Kapitel 3.4). 95

99 8 Dimensionsanalytische Betrachtung 8.1 Diskussion der prozessrelevanten Größen Die Ausbreitung der Kernkomponente im Probekörper soll durch die Ähnlichkeitstheorie beschrieben werden. Für die Nutzung der Modelltheorie sowie für die Feststellung anwendbarer Regressionsmodelle müssen alle Einflussgrößen berücksichtig werden. Mögliche Einflussgrößen: 1. Zielgröße: Restlänge L R = [m] 2. Geometrie: Höhe H = [m] Breite B = [m] Länge L = [m] 3. Material-Kennwerte: Temperaturleitfähigkeit a eff = 2 m s Treibmittelverhältnis TMV = [-] Fließindex n = [-] Nullviskosität, Haut η 0, H = kg ms Repräsentative Viskosität, Kern = kg K ms 4. Prozessparameter: Staudruck, Kern p Stau, K = kg 2 ms Staudruck, Haut p Stau, H = kg 2 ms Einspritzdruck, Kern p Einsor., K = kg 2 ms Einspritzdruck, Haut p Einspr., H = kg 2 ms 96

100 Nachdruck, Haut p ND = kg 2 ms Einspritzgeschwindigkeit, Kern v Einspr., K = m s Einspritzgeschwindigkeit, Haut v Einspr., H = m s Verzögerungszeit t VZ = [s] Restkühlzeit t K = [s] Massentemperatur, Kern T K = [ C] Massentemperatur, Haut T H = [ C] Werkzeugtemperatur T WZ = [ C] Zielgröße: Kernlänge Die Kernlänge ist die Zielgröße der Untersuchungen für das Sandwichverfahren und deshalb in die Relevanzliste aufzunehmen. 2. Geometriegrößen: Die Geometrie der Kavität: Der Probekörper wird durch drei Größen Breite B, Höhe H und Länge L beschrieben. Die geometrischen Abmessungen sind prozessrelevante Größen und deshalb werden Höhe H, die Breite B und die Länge L in die Relevanzliste aufgenommen. 3. Material-Kennwerte: Die Viskosität der Schmelze: Die Viskosität der Schmelze ist das wichtigste rheologische Merkmal der Fließeigenschaften des Kunststoffes. Sie ist ein Maß für die Zähigkeit der Schmelze. Mit steigender Viskosität wird die Schmelze dickflüssiger. Die innere Reibung zwischen Teilchen nimmt zu, deswegen ist die Schmelze weniger fließfähig. Die Viskosität hängt von verschiendenen Parameter, wie z. B. der Temperatur oder der Schergeschwindigkeit ab. Die Einflussgrößen auf die Viskosität der Kunststoffschmelze werden in der Abbildung 62 gezeigt. 97

101 Abbildung 62 Einflüsse auf das Fließverhalten von Schmelzen [Zlo00] Die Viskosität der strukturviskosen Kunststoffschmelze ist schergeschwindigkeitsabhängig (Abbildung 63). Für die dimensionslose Auslegung wurde das Potenzfließgesetz auswählt. Der charakteristische Viskositätsverlauf der meisten strukturviskosen Flüssigkeiten wird in der folgenden Abbildung dargestellt. Abbildung 63 Typischer Viskositätsverlauf der strukturviskosen Flüssigkeiten [Zlo00] Aus der Abbildung wird deutlich, dass sich die Polymerschmelze bei niedrigen und hohen Schergeschwindigkeiten wie ein Newtonsches Fluid verhält. In diesen Bereichen ist die Viskosität nahe zu konstant. In der Arbeit wird davon ausgegangen, dass sich die Hautkomponente nachdem sie als die Schmelzevorlage in die Kavität eingespritzt wurde einen Augenblick in Ruhe befindet. Somit wird die Viskosität der Hautkomponente als Nullviskosität η 0,H für die Dimensionsanalyse verwendet. Die Viskosität der Kernkomponente liegt in strukturviskosen Bereich. Für die Bestimmung der dimensionslosen Kenngröße wird angenommen, dass die Viskosität der 98

102 Kernkomponente bei der Schergeschwindigkeit K gleich s vorliegt. Dieser Wert der Schergeschwindigkeit wurde an dieser Stelle beispielhaft gewählt. Es wird angenommen, dass die Viskosität der Kernkomponente sich in mittleren strukturviskosen Bereich befindet. Üblicherweise liegen die Schwergeschwindigkeiten bei einem Spritzgießprozess zwischen 500 und 1000 s 1 [JM04]. Im weiteren Vorgehen wird die Viskosität als repräsentative Viskosität der Kernkomponente 1 η K ( K = 750 ) bezeichnet. So werden die Nullviskosität der s Hautkomponente η 0,H und die repräsentative Viskosität der Kernkomponente die Relevanzliste aufgenommen. η K in Das Treibmittelverhältnis: Das Treibmittelverhältnis ist ein prozentualer Anteil des Treibmittels in der Kernkomponente. Die Polymerschmelze wird aufgeschäumt. Das Gas wirkt der Schwindung entgegen und dient als Nachdruck. Da das Treibmittelverhältnis den Untersuchungen zu Folge weder einen Einfluss auf die Viskosität noch auf die Kern- Haut-Verteilung ausübt, wird es nicht in die Relevanzliste aufgenommen. Die Temperaturleitfähigkeit: Die effektive Temperaturleitfähigkeit hat ein Einfluss auf die Abkühlgeschwindigkeit des Kunststoffes in der Kavität und damit auf den Viskositätsverlauf der Schmelze. Die Temperaturleitfähigkeit ist zusammengefasst aus die Wärmeleitfähigkeit λ, spezifische Wärmekapazität c p und der Dichte ρ der Kunststoffschmelze. a = eff ρcp Da die Werkzeugtemperatur im Rahmen dieser Untersuchungen einen geringen Einfluss auf die Kern-Haut-Verteilung gezeigt hat und für die experimentellen Untersuchungen gleiches Material benutzt wurde, wird angenommen, dass die Temperaturleitfähigkeit ungefähr konstant bleibt. Daher wird sie nicht in die Relevanzliste aufgenommen. 99

103 4. Prozessparameter: Die Beschreibung der Prozessparameter sowie deren Einflüsse sind den entsprechenden Kapiteln des Berichts zu entnehmen. 8.2 Erstellen der Relevanzliste Alle prozessrelevanten Größen werden auf Grundlage der Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen in der Relevanzliste zusammengefasst. Zum Aufstellen der Dimensionsmatrizen sind die Dimensionen mit den physikalischen Einheiten im SI-System erforderlich. Größe Formelzeichen Dimension SI- Basiseinheit Restlänge L Kern L m Höhe H L m Breite B L m Länge L L m Massetemperatur der Hautkomponente T H T K Werkzeugtemperatur T W T K Nullviskosität der Hautkomponente 0, H ML t kg s m Repräsentative Viskosität der Kernkomponente K ML t kg s m Verzögerungszeit t VZ t S Staudruck der Haut p stau,h Einspritzgeschwindigkeit der Hautkomponente v H L t m s Tabelle 26 Prozessrelevante Größen 100

104 8.3 Bestimmung der dimensionslosen Kenngrößen Alle prozessrelevanten Größen, die für die Kernverteilung im Formteilinneren bedeutend sein können, sind besprochen worden. Daraus entstehen zehn Größen, die den Prozess definieren. In Abbildung 64 sind diese Größen zusammengefasst. Abbildung 64 Zusammenfassung der prozessrelevanten Größen Die Zielgröße lässt sich allgemein in einer Funktion formulieren: Die Bestimmung der π-größen wird nach der Methode von [Paw71] durchgeführt. Aus den relevanten Größen wird eine Dimensionsmatrix erstellt. Die Zeilen dieser Matrix werden aus den SI-Einheiten gebildet, die in allen prozessrelevanten Größen vorkommen. Die Spalten werden mit den einzelnen Prozessgrößen zugeordnet. Die Dimensionsmatrix wird in Kern- und Restmatrix unterteilt. Der Rang der Matrix entspricht der Anzahl der SI-Einheiten (hier r = 4). Nach dem -Theorem wurden die dimensionslosen -Größen reduziert. Die Anzahl der der dimensionslosen -Größen ist definiert durch: m=n-r Wobei n die Anzahl der prozessrelevanten Größen (hier n = 11) bedeuten. So ergeben sich 7 dimensionslose Kennzahlen, die nach Aufstellen und Umformen der Dimensionsmatrix bestimmt werden können [Zlo00]. Die Dimensionsmatrix ist in Tabelle 27 dargestellt. 101

105 SI- Einheiten Kernmatrix Restmatrix Länge [m] Masse [Kg] Zeit [s] Temp. [K] 1 1 Tabelle 27 Dimensionsmatrix des Problems Im nächsten Schritt wird die Kernmatrix durch Lineartransformationen in eine Einheitsmatrix umgerechnet. Die Restmatrix wird in analogen Rechenoperationen ebenfalls umgestellt [Paw71]. Die daraus entstandene Matrix ist in Tabelle 28 dargestellt. SI-Einheiten Kernmatrix (i-menge) Restmatrix (j-menge) Länge [m] Masse [Kg] Zeit [s] Temp. [K] 1 1 Tabelle 28 Aus der Dimensionsmatrix erzeugte Einheitsmatrix Aus der Dimensionsmatrix lässt sich für jede der Größen in der Restmatrix eine dimensionslose Kenngröße herleiten. Der Zähler wird aus den prozessrelevanten Größen, die in der Restmatrix zugeordnet sind, gebildet. Der Nenner wird gebildet aus dem Produkt der Größen der Kernmatrix, potenziert mit den Elementen aus der entsprechenden Spalte der Matrix: 102

106 Damit ergeben sich folgende π-größen: Aufgrund der Tatsache, dass die vorliegenden Ergebnisse keine eindeutigen Aussagen bezüglich der Auswirkungen der einzelnen Einflussparameter zulassen, kann die dimensionsanalytische Betrachtung an dieser Stelle nicht fortgesetzt werden. Das Aufstellen der Modellgesetze kann somit nicht durchgeführt werden. Ausführliche Beschreibung der Problematik befindet sich in Kapitel

107 9 Verwendung der Zuwendungen Die folgende Tabelle verdeutlicht den eingesetzten Personaleinsatz über der Gesamtlaufzeit: bis : Projektlaufzeit Wissenschaftler x x x x x x x /2 1/2 1/ Techniker x x x x x x x Studentische Hilfskraft x x x x x x x Geräte - Mischkopf ,73 Softwarepaket 2.444,12 Projektlaufzeit Wissenschaftler 1 1 x x x x x x x x x X x x x x 2 2 5/6 x x x x x 2 Techniker x x x x x x x x x x x x 1 1 x x x x x x Studentische Hilfskraft 2 2 x x x x x x x x x x x x x x x x x x x Geräte Werkzeug ,50 - Tabelle 29 Projektlaufzeit mit Zuordnung des Personaleinsatzes Daraus ergeben sich folgende Personalkosten: - Wissenschaftlicher Mitarbeiter: ,17 - Techniker ,88 - Kosten für Hilfskräfte: ,41 Die Kosten entsprechen den laut Antrag vorgesehenen Kosten für den Personaleinsatz. Die Betreuung des Projektes erfolgte über die gesamte Laufzeit durch einen wissenschaftlichen Mitarbeiter, der nach 19 Monaten (Februar 2010) wechselte. Die letzten 4 1/3 Monate wurden nach einer Pause von 13 Monaten abgeleistet. Die 104

108 wissenschaftlichen Mitarbeiter hatten jeweils die Aufgabe, die durchzuführenden Untersuchungen zu planen und auszuführen sowie die Ergebnisse wissenschaftlich auszuarbeiten und auszuwerten. Die Leitung des Projektes von Seiten des KTP erforderte aufgrund des wissenschaftlichen Anspruchs einen wissenschaftlichen Mitarbeiter mit abgeschlossener Universitäts- oder Hochschulausbildung und ausreichendem kunststofftechnischen Wissen und Spritzgießerfahrung. Dies ist daher notwendig, da auf Entwicklungen des Projektes fundiert reagiert werden musste und das gesamte Projekt einem angemessenen wissenschaftlichen Anspruch genügen muss. Alle Untersuchungen wurden vom wissenschaftlichen Mitarbeiter geplant und koordiniert. Hierzu mussten geeignete Versuchspläne von ihm aufgestellt werden. Im zweiten Teil des Projektes musste auf die vorliegenden Ergebnisse aus den vorangegangenen Untersuchungen reagiert werden und Entscheidungen und Absprachen mit dem projektbegleitenden Ausschuss getroffen werden (z.b. Konstruktion des Werkzeugs, Problematik Vorfüllgrad, etc.). Die Auswertung der Ergebnisse fiel ebenfalls in den Aufgabenbereich des wissenschaftlichen Mitarbeiters. Über die gesamte Projektzeit lag die Verantwortung für die Auswertung und Interpretation der Ergebnisse bei dem wissenschaftlichen Mitarbeiter. Darüber hinaus ist er für die sachgemäße Dokumentation des gesamten Projektes verantwortlich. Auch die abschließende Erstellung des Abschlussberichtes, der Veröffentlichung sowie die Maßnahmen zum Transfer der Ergebnisse in die Wirtschaft fallen in seinen Aufgabenbereich. Hierbei muss angemerkt werden, dass der Wegfall des ersten wissenschaftlichen Mitarbeiters nach 19 Projektmonaten die Projektdurchführung erschwert hat, da sich ein neuer Mitarbeiter zunächst in die sehr komplexe Thematik einarbeiten musste und in der restlichen Laufzeit die Projektaufgaben erfüllen musste. Hierfür wurde ihm anfänglich (2 Monate: Mai und Juni 2011) ein bereits mit dem Projekt vertrauter Mitarbeiter zur Seite gestellt. Dies war deswegen notwendig, weil ansonsten die abzuleistende Arbeit (abschließende Untersuchungen, Verfassen des Abschlussberichts) nicht in den verbleibenden Projektmonaten bewerkstelligt werden konnte. Unterstützt wurde der wissenschaftliche Mitarbeiter von einem Techniker sowie einer studentischen Hilfskraft. Die Herstellung der Probekörper und das Umrüsten der Maschine erfolgten in Zusammenarbeit mit dem eingeplanten Techniker und einer studentischen Hilfskraft. Die Präparation der Probeteile für die anschließenden 105

109 experimentellen optischen Untersuchungen erfolgte ebenfalls durch den Techniker in Zusammenarbeit mit der studentischen Hilfskraft. Des Weiteren erfolgte die Beschaffung von folgenden Geräten für die Durchführung der experimentellen Untersuchungen: - 1 Stück Spritzgießwerkzeug (siehe Kapitel 4.3.2) ,50-1 Stück Softwarepaket 2.444,12-1 Stück Mischkopf (siehe Kapitel 4.2) ,73 10 Zusammenfassende Beurteilung der Forschungsergebnisse und ihre Bedeutung für KMU 10.1 Bewertung der erzielten Ergebnisse Ziel des Forschungsvorhabens war die Entwicklung einer Modellübertragung, die eine einfach anzuwendende Methode zur Berechnung der Kern-Haut-Verteilung und damit zur Werkzeugauslegung für dickwandige Sandwichbauteile mit geschäumter Kernkomponente darstellt. Abschließend lässt sich aus allen Ergebnissen ableiten, dass sich der Prozess der Entstehung der Kern-Haut-Struktur zu komplex für eine dimensionsanalytische Betrachtung darstellt. Insbesondere vor dem Hintergrund der vorliegenden Ergebnisse können keine Modellgesetze erstellt werden, da diese keine eindeutigen Aussagen bezüglich der Auswirkungen der einzelnen Einflussgrößen zulassen. In einigen Fällen können eindeutige Abhängigkeiten formuliert werden, in vielen Fällen widersprechen die Ergebnisse jedoch jeden Erwartungen und sind teilweise widersprüchlich zu sich selbst. Hierfür wurde eine Vielzahl von Fehleranalysen durchgeführt, um eine eventuelle Fehlerquelle auszuschließen (Inspektion der Maschine, Testen der Rückstromsperre, Überwachung der Restmassepolster, etc.). Die Unstimmigkeiten konnten dabei weder eindeutig mit Prozess- oder Messungenauigkeiten erklärt, noch als Ausreißer identifiziert werden. Hinzu kommt, dass die Ergebnisse auf starke Wechselwirkungen hindeuten, die wiederum eine dimensionsanalytische Betrachtung erschweren. Hier sei vor allem auf den von den Hautparametern beeinflussten Vorfüllgrad hingewiesen, der sich natürlich wiederum drastisch auf die Kern-Haut-Verteilung auswirkt. Die Frage ist also, ob sich die 106

110 Parameter allein auf den Vorfüllgrad auswirken oder ob sie auch separat betrachtet einen Einfluss auf die Verteilung haben. Die Antwort, die durch die experimentellen Untersuchungen mit Anpassung des Vorfüllgrades gewonnen wurde, hat gezeigt, dass die Parameter sich auch einzeln betrachtet auf die Kernverläufe auswirken. Diese Überlagerung der Effekte macht die Komplexität der ablaufenden Prozesse bei der Entstehung der Kern-Haut-Struktur deutlich. Es zeichnet sich also ab, dass eine Erklärung der vorliegenden Effekte auf die Kernflächenverhältnisse aufgrund gängiger Erfahrungen aus dem Standardspritzgießbereich sowie vorangegangenen Untersuchungsergebnissen zum Sandwich-Verfahren mit großen Schwierigkeiten verbunden ist. Erschwerend kommt hinzu, dass Erklärungsmodelle des einen Parameters häufig denen eines anderen Parameters widersprechen. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass sich die Auswertung der Effekte auf die Kernflächenverhältnisse zum einen durch widersprüchlich erscheinende Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen und zum anderen durch einen Mangel an Erklärungsmöglichkeiten nur mit großer Unsicherheit bewerkstelligen lässt. Die Komplexität und teilweise auch Widersprüchlichkeit der Ergebnisse macht deutlich, dass eine dimensionsanalytische Betrachtung der Einflüsse auf die Kern- Haut-Verteilung nicht durchgeführt werden kann und auch nicht sinnvoll ist. Dennoch ist eine industrielle Anwendung der Ergebnisse des Projektes möglich, da wichtige Erkenntnisse für KMU hinsichtlich des Einflusses verschiedener Prozessparameter auf die Kern-Haut-Verteilung erarbeitet worden sind, an denen sich bei der Einstellung eines neuen Sandwich-Prozesses mit geschäumter Kernkomponente orientiert werden kann. Leider konnte aber aufgrund der oben vorgestellten Gründe kein Modell erstellt werden, mit dem eine genaue Vorhersage der Kern-Haut-Verteilung möglich wird Wissenschaftliche und technische und wirtschaftliche Bedeutung für KMU Derzeit wird im Planungsstadium eines Sandwichbauteils der jeweilige Anteil von Kern- und Hautkomponente grob abgeschätzt. Diese Schätzungen beruhen auf Erfahrungswerten und erschweren somit den Neueinstieg in diese Technologie. Eine genauere Kenntnis der Verteilung in Abhängigkeit der verschiedenen Einflussparameter führt somit zu einer Verbesserung der Kalkulation von KMU. Insbesondere 107

111 kann der Einfluss der verschiedenen Prozessparameter auf den Vorfüllgrad auf Grundlage der vorliegenden Ergebnisse gut abgeschätzt werden. Mit den Projektergebnissen ist eine bessere Bewertung der Parametereinflüsse gewährleistet, auch wenn aufgrund der teilweise sehr undurchsichtigen Zusammenhänge (vgl. Kapitel 10.1) zwischen den einzelnen Einflussparametern und teilweise widersprüchlichen Ergebnissen kein Modell zur Vorhersage der Kern-Haut-Verteilung erstellt werden konnte. 108

112 11 Ergebnistransfer in die Wirtschaft Der Ergebnistransfer wird in der folgenden Tabelle zusammengefasst. Spezifische Maßnahme Art des Transfers Ziel Datum / Zeitraum Informationen der Unternehmen des Projekt begleitenden Ausschusses (pba) Sitzungen des pbas (Projekttreffen) Kontinuierlicher Ergebnistransfer Absprache des weiteren Vorgehens Abschlussprojekttreffen ist in Planung (falls gewünscht) Publikation auf der Beschreibung des Ermöglichung der institutseigenen Projekts Kontaktaufnahme Internetseite bei Interesse Während der Laufzeit Projektinhalt breiter des Projektes Öffentlichkeit zugänglich machen Wissenschaftliche Arbeiten /Publikationen a) Studien-, Diplom-, Bachelor- und Masterarbeiten b) Veröffentlichung in einer Fachzeitschrift a) Vermitteln von wissenschaftlichem Arbeiten. Alle erstellten Arbeiten sind öffentlich und a) Über die gesamte Projektlaufzeit (insgesamt:3 Studienarbeiten, 4 Bachelorarbeiten, 1 Masterarbeit) können bei b) Nach Abschluss Interesse des Projektes ausgeliehen werden. b) Erarbeitete Ergebnisse breiter Öffentlichkeit zugänglich machen. Innerhalb der Kunststofftechnisches Vorstellen der Forschungsstelle Kolloquium (Vortrag über Projektinhalte mit anschließendem Projektinhalte und ergebnisse und Diskussion des Während der Projektlaufzeit einmal Kollegengespräch weiteren Vorgehens 109

113 Einbindung in die Vorlesung, Übung und Studenten Einblicke in Lehrveranstaltungen Praktika zum Thema die Forschung geben. des Instituts für Sandwichspritzgießen. Im Einbindung der Kunststofftechnik Praktikum wurden den Projektinhalte in die Studenten die begleitenden verschiedenen Einflüsse Unterlagen. auf die Kern-Haut- Verteilung vermittelt. Hierbei wurde insbesondere auf die Auswirkungen des Während und nach der Projektlaufzeit Vorfüllgrades eingegangen. Außerdem wurde in der Vorlesung Mehrkomponententechnik eine Vorlesungseinheit zum Thema Sandwichspritzgießen erstellt. Verein zur Förderung der Kunststofftechnologie 1 Vorstellung der Projektinhalte und ergebnisse auf den Vereinssitzungen Präsentation der Ergebnisse für die KMUs aus der Region Einmal jährlich während der Projektlaufzeit Tabelle 30 Zusammenfassung des Ergebnistransfers Nach Abschluss des Projektes ist eine Veröffentlichung zu dem Thema der Blasenstrukturentwicklung in Abhängigkeit der verschiedenen Einflussparameter und Materialviskositäten geplant. Eine Veröffentlichung der weiteren Ergebnisse wurde aufgrund der dargestellten Unstimmigkeiten und den daraus resultierenden Widersprüchlichkeiten in den Erklärungsansätzen nicht durchgeführt, da dies für nicht sinnvoll erachtet wurde. Die Wahrscheinlichkeit der Einbindung der Ergebnisse in 1 Der Verein zur Förderung der Kunststofftechnologie fungiert als Bindeglied zwischen Industrie und Hochschule, sodass sich über die Beratung von Unternehmen sowie regelmäßige öffentlich zugängliche kunststofftechnische Seminare, die Möglichkeit ergibt, die Forschungsergebnisse konkret in industriellen Anwendungen umzusetzen. Durch das Mitwirken des Vereins zur Förderung der Kunststofftechnologie e. V. in regionalen und überregionalen Initiativen wie Kunststoffe in OWL, Wissens- und Innovationsnetzwerk Polymertechnik (WIP, Niedersachsen) oder Kunststoffland NRW bietet sich hier vor allem die Möglichkeit, den dort beteiligten KMUs die Ergebnisse zu präsentieren und so eventuell neue Interessenten zu akquirieren. 110

114 eine Dissertation ist aus den gleichen Gründen als eher unwahrscheinlich zu bezeichnen. 12 Förderhinweis Die Untersuchungen wurden aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums für Wirtschaft und Technologie (BMWi) über die Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen Otto von Guericke e.v. (AiF) (AiF-Nr.: N) gefördert und von der Forschungsvereinigung IKV unterstützt. Für diese Unterstützung sei gedankt. 111

115 13 Literaturverzeichnis [AM11] [Fer08] [Fer11] [Jar08] Altstädt, V.; Mantey, A.: Thermoplast-Schaumspritzgießen, Hanser Verlag, München, 2011 Internetseite der Firma Ferromatik Milacron Europe unter: Stand Mai 2008, Abruf Internetseite der Firma Ferromatik Milacron Europe unter: Stand Februar 2011, Abruf Jaroschek, C.: Spritzgießen für Praktiker. 2. Aufl., Carl Hanser Verlag, München 2008 [Kun09] Fachzeitschrift Kunststoffe: Coinjektion, Ausgabe November 2009 [Küh05] Kühnert, I.: Grenzflächen beim Mehrkunststoffspritzgießen, Dissertation, TU Chemnitz, 2005 [Mic02] [Paw71] [Pet05] [Pre05] [WH08] Michaeli, W.: Vorlesungsskript Kunststoffverarbeitung III (Schäumen von Kunststoffen), Institut für Kunststoffverarbeitung, RWTH Aachen, 2002 Pawlowski, J.: Die Ähnlichkeitstheorie in der physikalisch-technischen Forschung, Springer Verlag, Berlin, 1971 Peters, R.: Schaumstrukturanalyse mit digitalen Bildverarbeitungsmethoden, Dissertation, Institut für Kunststoffverarbeitung, RWTH Aachen, 2003 Pretel, G. U.: Fließverhalten treibmittelbeladener Polymerschmelzen, Dissertation, Institut für Kunststoffverarbeitung, RWTH Aachen, 2005 Wintermantel, E.; S.-W. Ha: Medizintechnik-Life Science Engineering, Springer Verlag, 2008 [WH09] Wintermantel, E.; Ha, S.: Medizintechnik, Springer Verlag, Berlin, 2009 [Zip92] Zipp, T.: Fließverhalten beim Zweikomponenten-Spritzgießen, 1. Auflage, Verlag der Augustinus-Buch, Aachen, 1992 [Zlo00] Zlokarnik, M.: Scale-Up Modellübertragung in der Verfahrenstechnik, Wiley-VCH Verlag, Weinheim,

116 14 Anhang 14.1 Materialdatenblätter 113

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121 14.2 Datenblatt des Treibmittels Hydrocerol BM