Wissenschaftlicher Zeitschrift Kunststofftechnik Journal ... · Rudolph et al. Temperaturänderung...

© Carl Hanser Verlag Zeitschrift Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 5 (2009) 4

eingereicht/handed in: 22.09.2008 angenommen/accepted: 29.05.2009

Dipl.-Ing. (FH) Natalie Rudolph, Dipl.-Ing. Karoline Vetter, Dr.-Ing. Ines Kühnert Lehrstuhl für Kunststofftechnik, Universität Erlangen-Nürnberg

Temperaturänderung bei Kompression und Expansion von Kunststoffschmelzen Die Aufbringung von Druck auf Kunststoffschmelzen ist sowohl beim konventionellen Spritzgießen z. B. in der Nachdruckphase als auch bei neuen Verfahrensvarianten wie der Druckverfestigung und dem Expansionsspritzgießen von Bedeutung für die Prozessführung. Zur Untersuchung der Kom-pressionserwärmung und Expansionsabkühlung von amorphen und teilkristallinen Thermoplasten wurde mit langsamer und schneller Druckänderung die resultierende Temperaturänderung in Abhän-gigkeit von der Ausgangstemperatur und Druckhöhe analysiert und mit den Lösungen bekannter Be-rechnungsansätze verglichen.

Temperature change by compression and ex-pansion of polymer melts The compression of polymer melts is of importance for the process management of conventional in-jection molding as well as for new techniques such as Compression Induced Solidification (CIS) and Expansion Injection Molding (EIM). To investigate the compression heating and expansion cooling of amorphous and semi-crystalline thermoplastics, the resulting temperature change due to slow and fast compression was measured and analysed. In addition, the experimental results were correlated to solutions of well known arithmetical approaches.

Zeitschrift Kunststofftechnik Wissenschaftlicher

Arbeitskreis der

Universitäts-

Professoren der

Kunststofftechnik Journal of Plastics Technology archivierte, peer-rezensierte Internetzeitschrift des Wissenschaftlichen Arbeitskreises Kunststofftechnik (WAK) archival, peer-reviewed online Journal of the Scientific Alliance of Polymer Technology www.kunststofftech.com; www.plasticseng.com

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Zeitschrift Kunststofftechnik 5 (2009) 4 250

Temperaturänderung bei Kompression und Ex-pansion von Kunststoffschmelzen

N. Rudolph, K. Vetter, I. Kühnert

1 EINLEITUNG

Das explosionsartige Wachstum der Informationstechnologie und Unter-haltungselektronik hat zu einer zunehmenden Bedeutung des Spritzgieß-verfahrens im Bezug auf eine kostengünstige und flexible Herstellung von an-spruchsvollen, präzisen Massenprodukten geführt. Beispielanwendungen hier-bei sind Mobiltelefone, Digitalkameras, neue Massendatenspeicher und opti-sche Bauteile. Wesentliche Anforderung an den Herstellprozess solcher Artikel ist die Einhaltung enger Maßtoleranzen. Beim konventionellen Spritzgießen sind aufgrund der Prozessführung Grenzen bei der Genauigkeit gesetzt [1]. Die wesentlichen Einflussfaktoren auf die Genauigkeit sind die Schwindung des Materials während der Abkühlung sowie die exakte Reproduzierbarkeit des Pro-zessverlaufs.

Die Höhe der Schwindung wird neben vielen anderen Parametern vom Druck und die lokale Verteilung der Schwindung vom zeitlich versetzten Übergang vom schmelzflüssigen in den festen Zustand, hervorgerufen durch den Tempe-raturgradienten im Bauteil, beeinflusst. Daher haben sich unterschiedliche Ver-fahrensvarianten zum Spritzgießen wie z. B. das Spritzprägen entwickelt, um durch eine gleichmäßige Druckbeaufschlagung die Schwindung besser zu kompensieren. Es gibt darüber hinaus zwei neuere Verfahren, die einerseits die Druckbeaufschlagung zur homogenen Verfestigung nutzen (Druckverfestigung) [2] oder andererseits über Schmelzevorkompression und -expansion (Expansi-onsspritzgießen, X-Melt) [3] ein reproduzierbar genaues Bauteilvolumen einstel-len können. Zu diesen Kompressions- und Expansionsvorgängen hat sich um-fangreicher Forschungsbedarf, u. a. zur Aufklärung von thermodynamischen Effekten, ergeben.

Im Folgenden werden daher Betrachtungen zur Temperaturänderung bei Kom-pression und Expansion von Thermoplasten in Abhängigkeit von der Kompres-sionsgeschwindigkeit vorgestellt. Im Mittelpunkt dieser Untersuchungen stehen amorphe Thermoplaste, ergänzend werden Ergebnisse für teilkristalline Ther-moplaste vorgestellt. Abschließend werden die Konsequenzen für die beiden o. g. neuen Verfahrensvarianten des Spritzgießens diskutiert.

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Rudolph et al. Temperaturänderung in Kunststoffschmelzen


2 RELEVANTE VERFAHREN

2.1 Verfahrensvariante Druckverfestigung

Kunststoffgerechtes Konstruieren bedeutet u. a. Masseanhäufungen zu vermei-den, um eine gleichmäßige Abkühlung zu gewährleisten. Aufgrund der Funktio-nalität bei z. B. optischen Bauteilen können große Wanddickenunterschiede aber nicht vermieden werden. Somit resultieren im Werkzeug während des Spritzgießens Druck- und Temperaturunterschiede über den Bauteilquerschnitt. Diese Größen steuern wiederum den Werkstoffzustand am Phasenübergang, der im Bauteil eingefroren wird [4, 5]. Neben der Viskosität unterscheiden sich u. a. die thermische Ausdehnung, Wärmeleitung und -inhalt der Schmelze von den entsprechenden Kenngrößen im festen Zustand. Das deutlich voneinander abweichende Verhalten der Zustände schmelzflüssig und fest führt zu inhomo-gener Schwindung und Abweichungen von den Sollmaßen beim konventionel-len Spritzgießen [6, 7].

Durch die verfahrenstechnische Trennung von Verfestigung und Abkühlung wird der Punkt der größten Eigenschaftsänderungen, der Glasübergang, über das ganze Bauteil gleichmäßig und gleichzeitig überschritten, so dass Bauteile mit hohen Anforderungen an die Maßhaltigkeit und an die optischen Eigen-schaften hergestellt werden können. Zur Umsetzung dieses Verfahrens wird das Werkzeug auf Schmelzetemperatur aufgeheizt. Die Formfüllung erfolgt so-mit ohne gleichzeitige Ausbildung einer erstarrten Randschicht. Anstelle des sonst üblichen Nachdrucks zur Kompensation der abkühlbedingten Volumen-kontraktion wird ein isostatisch wirkender Druck zur homogenen Verfestigung des gesamten Bauteilvolumens aufgebracht [2].

Bild 1 zeigt mögliche Prozessverläufe in einem pvT-Diagramm, die im Folgen-den näher diskutiert werden sollen. Es ist die Druckabhängigkeit der Glasüber-gangstemperatur (Einfrierlinie) für amorphe Thermoplaste dargestellt [8]. Es kann angenommen werden, dass der oberhalb der Glasübergangstemperatur flüssige Kunststoff unter Einwirkung eines entsprechenden isostatischen Drucks gleichzeitig und gleichmäßig erstarrt [9]. Im Anschluss an die Verfestigung wird z. B. analog zur pvT-Messung durch konstante Kraftaufbringung isobar abge-kühlt. Ab dem Erreichen des Glasübergangs bei Atmosphärendruck kann eine Druckentlastung erfolgen.

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Bild 1: Schematischer Prozessverlauf der Druckverfestigung von amorphen Thermoplasten

Bei der Kompression sind abhängig von der Kompressionsgeschwindigkeit un-terschiedliche Prozessverläufe möglich. Bei sehr langsamer Kompression kommt es zu einem isothermen Verlauf (1). Bei sehr schneller, adiabater Kom-pression kommt es zu einer Temperaturerhöhung (2). In diesem Fall muss der Druck wiederum entsprechend höher gewählt werden, um eine Verfestigung, d. h. die Überschreitung der Einfrierlinie, erzielen zu können. Die Untersuchun-gen sollen aufklären, wie hoch die resultierende Temperaturerhöhung durch Kompression der Schmelze ausfällt und ob die Kompressionserwärmung even-tuell so hoch ist, dass keine Verfestigung möglich ist, Linie (3).

2.2 Verfahrensvariante Expansionsspritzgießen

Die Schmelzekompression wird außerdem bei dem speziell für die Herstellung von Dünnwand- und Mikroformteilen entwickelten Expansionsspritzgießen ge-zielt genutzt. Im Folgenden soll die Relevanz der Kompressionserwärmung bei diesem Verfahren diskutiert werden.

Kunststoffformteile mit geringen Wanddicken oder Bauteildimensionen stellen besondere Anforderungen an die Prozesstechnik. Kleine Schussvolumina sowie hohe Einspritzgeschwindigkeiten sind beim konventionellen Spritzgießen nicht mit der notwendigen Präzision realisierbar [3].

Beim Expansionsspritzgießen wird die Kunststoffschmelze vor dem Einspritzen z. B. in einer kavitätsnahen Kompressionskammer mit einem definierten Druck von bis zu 250 MPa beaufschlagt. Je nach Kompressibilität des Kunststoffs wird die Schmelze dadurch um ein bestimmtes Volumen, meist 10-15 %, kompri-

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miert. Zum Füllen der Kavität wird die Schmelzeexpansion genutzt. Beim X-Melt-Verfahren (Fa. ENGEL Austria GmbH) wird z. B. bei arretierter Plastifi-zierschnecke ein Verschluss geöffnet, so dass die Schmelze in die Kavität ex-pandiert [10]. Das Einströmen der Kunststoffschmelze in die Kavität erfolgt nur durch den in der Kunststoffschmelze gespeicherten Druck in der Kompressi-onskammer. Das füllbare Volumen ist von der Kompressibilität abhängig und liegt somit bei 10-15 % des Volumens der Kompressionskammer. Durch die verfahrenstechnische Entkoppelung des Einspritzvorganges von der Plastifizie-rung können hohe Einspritzgeschwindigkeiten sowie eine Verbesserung der Reproduzierbarkeit bei kleinen Schussvolumina erreicht werden. Zur Analyse der Vorgänge kann der Prozess des Expansionsspritzgießens in drei Phasen unterteilt werden: die Kompression, Expansion sowie die Fließvorgänge bei der Formfüllung. In einem ersten Schritt werden die thermodynamischen Vorgänge bei der Kompression und Expansion betrachtet. Bild 2 zeigt mögliche Verläufe in der Kompressionskammer in einem pvT-Diagramm eines teilkristallinen Thermoplasts. Analog zur Glasübergangstemperatur, Bild 1, ist die Kristallisati-onstemperatur ebenfalls druckabhängig (Kristallisationsbeginn).

Bild 2: Schematischer Verlauf der Kompressions- und Expansionsphase im Kompressionsraum für das Expansionsspritzgießen am Beispiel ei-nes teilkristallinen Thermoplasten

Beim Expansionsspritzgießen erfolgt die Kompression bei spritzgießüblichen Schmelzetemperaturen, so dass sich der Kunststoff zu Beginn der Kompression weit oberhalb des Kristallisationsbeginns befinden sollte. Durch die Druckab-hängigkeit der Kristallisationstemperatur wird der Temperaturunterschied zwi-schen der Schmelze- und der Kristallisationstemperatur während der Kompres-sion kleiner. Bei einigen Materialien, z. B. PBT oder POM, kann durch Kom-pression theoretisch auch schon bei üblichen Verarbeitungstemperaturen der

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Beginn der Kristallisation hervorgerufen werden. Dies ist bislang jedoch schwer praktisch nachzuvollziehen.

Während einer schnellen Kompression (ca. 100 MPa/s) steigt die Temperatur des Kunststoffs an (K in Bild 2). Für das Expansionsspritzgießen ist darüber hinaus der Einfluss einer Expansionsabkühlung auf die Formfüllung von gro-ßem Interesse, da sich diese direkt auf die Viskosität und damit auf das Fließ-verhalten der Schmelze auswirkt. Bedingt durch den Fließwiderstand in der Ka-vität stellt sich in der Kompressionskammer unmittelbar nach dem Druckabfall bei der Expansion der Schmelze ein Druckniveau ein, das deutlich oberhalb des Atmosphärendrucks liegt. In Bild 2 sind für die Expansion zwei unterschiedliche Verläufe der Temperatur eingezeichnet. Die Linie (1) steht für die betragsmäßi-ge Übereinstimmung von Kompressionserwärmung und Expansionsabkühlung. Hingegen deutet Linie (2) an, dass bei einer sehr schnellen Expansion eine Un-terkühlung der Schmelze denkbar ist. In den Untersuchungen ist nun aufzuklä-ren, welche Effekte überwiegen, um das Verständnis für die Abläufe in den ein-zelnen Prozessphasen des Expansionsspritzgießens zu erarbeiten.

3 THERMISCHE EFFEKTE BEI DER DRUCKBEAUF-SCHLAGUNG VON SCHMELZEN

Die Deformation von Polymeren wurde bislang hauptsächlich an amorphen Po-lymeren im Festkörperzustand unter einachsiger Zug- oder Druckbeanspru-chung untersucht und wird im Folgenden zum Stand des Wissens zusammen-gefasst.

Ausgangspunkt der Betrachtungen ist dabei die Thermoelastizität. Sie ist eine Eigenschaft aller Hooke´schen Materialien. Derartige Materialien weisen durch das Verrichten von Volumenänderungsarbeit eine Temperaturzunahme bei Kompression und eine Temperaturabnahme bei Expansion auf, die als Joule-Thomson-Effekt bezeichnet wird [4, 11-17].

Tritt in einer Schmelze eine plötzliche Druckänderung (Δp) auf, so handelt es sich bei Vernachlässigung des Wärmeaustausches zwischen Schmelze und Umgebung um eine adiabate Kompression oder Expansion. Hierfür kann die Temperaturänderung (ΔT) infolge Kompression oder Expansion für inkompres-sible Medien und Festkörper näherungsweise nach folgender Gleichung be-rechnet werden [4]:

pc

TT

p

vsonhomTJoule

(3.1)

In dieser Gleichung steht v für den Volumenausdehnungskoeffizienten im je-weiligen Aggregatzustand, T für die absolute Temperatur in Kelvin, für die Dichte, cp für die spezifische Wärmekapazität bei konstantem Druck und p für die Druckänderung. Die resultierende Temperaturerhöhung ist von der Kom-

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pressionsgeschwindigkeit abhängig, Bild 3. Annähernd adiabate Bedingungen (a) treten bei sehr hohen Deformationsgeschwindigkeiten auf, besonders wenn die Oberfläche für den Wärmeaustausch klein ist. Mit abnehmender Kompres-sionsgeschwindigkeit resultiert aufgrund von Wärmeleitungseffekten eine gerin-gere Temperaturerhöhung (polytrop, b). Isotherme Bedingungen (c) können durch sehr langsame Deformationsgeschwindigkeiten erreicht werden, d. h. die Temperaturänderung wird durch Wärmeleitung komplett kompensiert.

Bild 3: Auswirkung der Kompressions- und Expansionsgeschwindigkeit auf die resultierende Temperaturänderung

In der Literatur [4] ist neben der bekannten Joule-Thomson-Gleichung (3.1) noch eine weitere Gleichung für die Kompressionserwärmung benannt. Die Gleichung auf Basis des Voigt-Kelvin-Modells bezieht die Kompressibilität des Systems mit in die Berechnung ein. Dabei wird die viskose Reibung (irreversib-ler Anteil) berücksichtigt. Da es sich bei den hier vorliegenden Kompressions-vorgängen um reversible Prozesse handelt, wird diese Gleichung im Folgenden nicht weiter betrachtet.

Berechnungen nach der Joule-Thomson-Gleichung werden in der Literatur [14-16] bereits mit gemessenen Werten bei reiner Festkörperkompression vergli-chen. So haben u. a. Untersuchungen von Rodriguez [16] an PMMA (Tg ≈ 105°C) bei einer Referenztemperatur von 100 °C und einem Druck von 160 MPa eine Temperaturerhöhung von 6,2 K ergeben. Der Vergleich der Messwerte mit den nach Gleichung (3.1) berechneten Werten ergibt eine gute Übereinstimmung im Bereich geringer Drücke. Bei hohem Druck und hohen Temperaturen (nahe Tg) liegen die gemessenen Werte immer deutlich über den

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rechnerisch ermittelten Werten. Die Abweichung führt Rodriguez auf die ungül-tige Annahme der Inkompressibilität (/*cp = const.) zurück. Dies wird eben-falls von Haward [14] bestätigt, der anhand der gemessenen Temperaturerhö-hung den linearen Ausdehnungskoeffizienten und die spezifische Wärmekapa-zität berechnet und eine starke Temperatur- und Druckabhängigkeit ermittelt.

Nach der Theorie der Thermoelastizität hängen die thermischen Effekte im All-gemeinen stärker von Entropieänderungen als von der Änderung der inneren Energie ab [18]. Entropieänderungen resultieren aus Fehlstellen im Kettenauf-bau und der Änderung des freien Volumens [19]. Laut Kanig [20] hängt das re-sultierende freie Volumen bzw. das spezifische Volumen von der Molekülstruk-tur und somit von der Kettenbeweglichkeit ab. Steifere Kettenmoleküle mit Di-polwechselwirkungen oder sperrig gebauten Seitengruppen weisen einen grö-ßeren Wert des freien Volumens auf als beweglichere Kettenmoleküle. Aus die-sem Grund können die steiferen Ketten während der Abkühlung schon bei hö-heren Temperaturen und damit einem höheren Leerstellengehalt keine Platz-wechselvorgänge mehr durchführen. Daher treten bei Polymeren mit großer Kettenbeweglichkeit starke thermische Effekte auf. Das erklärt, dass für sperri-ge, amorphe Thermoplaste mit niedriger Kettenbeweglichkeit die gemessene Temperaturänderung bei Festkörperkompression deutlich geringer ist als bei teilkristallinen Materialien [16]. Mit der Änderung des freien Volumens am Glas-übergang ist daher im Schmelzezustand auch eine Änderung in der Tempera-turzunahme durch Kompression zu erwarten.

4 WERKSTOFFE

Für diese Untersuchungen wurden Vertreter amorpher und teilkristalliner Ther-moplaste ausgewählt, die entweder für optische oder für technische Anwen-dungen in Frage kommen. Die folgende Tabelle 1 gibt eine Übersicht über die eingesetzten Materialien:

PC PMMA PS PP PA66 PBT PVC-U

PEEK PVDF

Handelsname Makrolon 2805

Plexiglas 8N

143E Moplen HP500N

A3SK Pocan B1501

K60 Vesto-peek

2000G

Solef 1008

Tg/k [°C] 150 112 98 139 245 220 73 320 160 Kompression langsam, schnell langsam schnell

Tabelle 1: Übersicht der verwendeten Materialien

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5 VERSUCHSEINRICHTUNGEN UND –DURCHFÜHRUNG

Zur Untersuchung langsamer (pvT-Gerät) und schneller (Pressvorrichtung) Kompressionsvorgänge wurden zwei unterschiedliche Geräte eingesetzt, die im Folgenden beschrieben werden.

pvT-Gerät Pressvorrichtung

d = 7,8/ h = 12-15 d = 14,95/ h = 8; 12; 16

Probengeometrie (Durchmesser d/ Höhe h) [mm]

12 12

Heizrate/ Kühlrate [K/min] 3-60/ 1-10 40/ 40

Kompressionsgeschwindig-

keit [MPa/min]

langsam:

75 (konstant)

schnell:

1000 (regelbar)

Tabelle 2: Vergleich der beiden Versuchsvorrichtungen

5.1 pvT-Gerät

Bei dem für langsame Kompressionsvorgänge verwendeten pvT-Gerät (pvT 100 der Firma SWO Polymertechnik GmbH) wird der Druck über einen Kolben auf die sich in einem Zylinder befindende Probe aufgebracht, Bild 4 links.

Für die klassische pvT-Messung wird die Probe im Druckzylinder von zwei PTFE- oder Polyimid-Dichtungen abgeschlossen. Von unten wird der Hohlraum durch den feststehenden Unterstempel begrenzt. Das Aufbringen des Drucks erfolgt uniaxial durch das Verfahren des beweglichen Oberstempels. Der Druckzylinder selbst ist schwimmend gelagert, um die Reibung so gering wie möglich zu halten und einen annähernd isostatischen Druckzustand in der Pro-be zu gewährleisten.

Während der Ausdehnung oder Schwindung der Probe in Abhängigkeit von Druck p und Temperatur T wird die Wegänderung des Oberstempels l induktiv gemessen. Aus den Längenwerten wird unter Verwendung der Probenmasse m der Absolutwert des spezifischen Volumens v des Probenmaterials berechnet:

m

r)T,p(l)T,p(v

2 (4.1)

Die Werte des spezifischen Volumens bei Umgebungsdruck (0,1 MPa) werden durch Extrapolation ermittelt.

Der Messbereich umfasst Temperaturen von 20 °C bis 420 °C und Drücke von 20 MPa bis 250 MPa. Die Temperaturregelung erfolgt über eine elektrische Hei-

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zung und Druckluftkühlung. Damit können Abkühlraten von 1 K/min bis max. 10 K/min und Aufheizraten von 3 K/min bis 40 K/min realisiert werden. Die Druckmessung erfolgt nicht direkt in der Probe, sondern indirekt über den Druck im Hydrauliksystem bzw. über die Kraft, die auf den Oberstempel wirkt [21]. Für die Messung der Schmelzetemperatur wurde in den Oberstempel zentriert ein 1 mm dickes Thermoelement (Typ K, Fa. Thermocoax) eingebracht, das 5 mm in die Schmelze eintaucht, Bild 4 rechts.

Bild 4: Erweitertes pvT-Gerät mit Thermoelement links: Skizze, rechts: Ansicht ohne Druckzylinder

5.2 Pressvorrichtung

In Anlehnung an das Prinzip der pvT-Messung nach dem Kolbenverfahren wur-de ein Werkzeug entwickelt, das über den Hub einer Presse eine sehr schnelle Druckbeaufschlagung ermöglicht. Im Gegensatz zum pvT-Gerät sind mit die-sem Versuchsaufbau 10mal höhere Kompressionsgeschwindigkeiten realisier-bar. Außerdem wurde zur Reduzierung möglicher Wärmeleitungseffekte ein größeres Probenvolumen gewählt, s. Kapitel 6.1. Der generelle Aufbau der Ver-suchseinrichtung besteht, wie in Bild 4 dargestellt, aus vier verschiedenen Sys-temkomponenten: der Presse mit der dazugehörigen Pressensteuerung, dem Werkzeug, der Temperaturregelung für das Werkzeug sowie der Messdatener-fassung für die Schmelzetemperatur.

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Bild 5: Schematischer Versuchsaufbau zur Messung der adiabaten Kom-pressionserwärmung

Für die Überwachung und Regelung der prozessbestimmenden Parameter sind in die Versuchsvorrichtung entsprechende Sensoren integriert. Die Temperatu-ren zur Regelung des Aufheizens und Abkühlens werden dabei über Thermo-elemente in zentral angebrachten Bohrungen des oberen und unteren sowie des mittleren Werkzeugelements erfasst. Um ein Überhitzen des Kunststoffs während der Untersuchungen zu verhindern, wurde die ideale Position der Thermoelemente in Vorversuchen ermittelt. Sie werden nahe den Heizelemen-ten angebracht. Der Temperaturverlauf, der sich im Werkstoff bei Druckaufbrin-gung und -entlastung einstellt, wird analog zum erweiterten pvT-Gerät direkt durch ein im Oberstempel befindliches Mantelthermoelement gleichen Typs gemessen. Dieses taucht während des Prozesses 6 mm in den Kunststoff ein und ist somit in der Lage, dessen exakte Momentantemperatur zu ermitteln.

Die Kavität des Werkzeugs wird durch das Eintauchen des Ober- und Unter-stempels in den mittleren Werkzeugteil gebildet. Während Ober- und Unter-stempel fest an der jeweiligen Werkzeughälfte montiert sind, ist der mittlere Teil beweglich ausgeführt, so dass die Kunststoffmasse nach dem Versuchsdurch-lauf leicht entformt werden kann, Bild 6. Durch den Hub der Presse werden die obere und untere Werkzeughälfte sowie die daran befestigten Stempel vertikal ineinander gefahren. Distanzringe unterschiedlicher Höhe stellen dabei das Probenvolumen ein. Um ein Austreten der schmelzeflüssigen Formmasse zu verhindern, ist zusätzlich im Bereich beider Stempel eine ringförmige Polyimid-Dichtung integriert. Diese passt sich mit steigender Temperatur so an die Kavi-tät an, dass keine Schmelze entweichen kann. Über Heizpatronen im so ge-nannten Heizring, kann das Material auf die gewünschte Temperatur gebracht werden.

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Bild 6: Schematischer Aufbau des Presswerkzeugs

Rotationssymmetrisch angeordnete Kühlrippen sorgen unter Luftzufuhr durch ein externes Gebläse für die schnelle Kühlung des Werkzeugs und somit des in der Druckzelle befindlichen Probekörpers. Mit Hilfe dieser Konstruktionsweise ist es während der Versuche möglich, sehr hohe Aufheiz- und Abkühlraten im Bereich von 40 K/min zu realisieren. Konventionelle pvT-Messgeräte weisen hingegen während der Abkühlung maximal Werte von ca. 10 K/min auf.

6 ERGEBNISSE

6.1 Bewertung der Versuchsvorrichtungen für adiabate Messungen

Besonders die Messung der adiabaten Temperaturänderung stellt eine Heraus-forderung an den experimentellen Aufbau dar. So kann beispielsweise der Wär-meverlust durch Kabel oder das Aufheizen des Thermoelements zur Verfäl-schung der Ergebnisse führen. Solchen Faktoren wurde bei der Konzipierung des Versuchsaufbaus Rechnung getragen. Unter anderem wurde das Verhält-nis zwischen Probe und Sensor so gewählt, dass die Oberfläche des Probekör-pers relativ groß im Vergleich zur Oberfläche des Thermoelements ist. Das Ab-kühlverhalten wird somit nur sehr geringfügig durch die Sensoren beeinflusst.

Die Ansprechzeit der verwendeten Thermoelemente liegt im Bereich der bei Mantelthermoelementen Typ K mit verschweißter Messstelle (TM) üblichen Zei-ten von einigen Millisekunden. Neben der Ansprechzeit der Messelemente ist

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für adiabate Bedingungen außerdem die Kompressionsdauer entscheidend. Beim Überschreiten einer bestimmten Kompressionsdauer ist die gemessene Temperaturerhöhung überlagert von Wärmeleitungseffekten. Der gemessene Wert entspricht dann nicht der adiabaten Erwärmung. Diese Dauer ist haupt-sächlich abhängig von den Probenabmessungen, der Position des Messele-ments sowie der Wanddicke der umgebenden Messzelle (im Folgenden Gefäß genannt). Um möglichst adiabate Bedingungen zu gewährleisten, sind die Ther-moelemente von vorneherein zentriert zum Probenraum eingebracht. Während der Messungen in der Pressvorrichtung wird zudem sichergestellt, dass sich die Messspitze auch über die gesamte Probenlänge im Zentrum befindet. Die Ab-messungen (Radius r, Gefäßwanddicke s und Probenhöhe h) der Messzelle und der pvT-Zelle sind in Tabelle 3 dargestellt.

Radius r

[mm]

Gefäßwand-

dicke s [mm]

Probenhöhe

h [mm]

Eintauch-

tiefe [mm]

Kompressions-

dauer t [s]

pvT 3,9 11,0 15 5 2,7

Presse 7,5 50,0 12 6 13

Tabelle 3: Abmaße der Messzellen und berechnete maximale Kompressions-dauer bei adiabaten Bedingungen für das pvT-Gerät und die Press-vorrichtung

Zur Abschätzung der Wirkung der äußeren Kühlung im Zentrum der Probe nach dem plötzlichen Temperatursprung, wird das Gefäß als Kugelmantel idealisiert.

Der äquivalente Kugeldurchmesser dK berechnet sich aus

h

r1

r3

A

V6dK (6.1)

Für beide Messeinrichtungen werden die Stoffwerte von rostfreiem Stahl

Stahl = 17 W/mK,

aStahl = 4,2 x 10-6 m²/s,

Stahl = 7,9 x 103 kg/m3 und

cStahl = 0,515 x 103 J/(kg K))

verwendet. Für Polymere wird eine mittlere Wärmeleitfähigkeit von

P = 0,2 W/mK

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angenommen. Der effektive, mittlere Gefäßwanddurchmesser dmG wird unter Einbeziehung der Gefäßwanddicke s ermittelt mit:

2/1KKmG s2ddd (6.2)

Der Wärmedurchgangskoeffizient kG für das Gefäß berechnet sich mit:

sd

dk

K

mGStahlG

(6.3)

Damit ergibt sich die Biotzahl Bi für den äußeren Wärmedurchgang durch das Druckgefäß zur Probe mit

P

KG 2

dkBi

(6.4)

Für adiabate Bedingungen wird festgelegt, dass die gemessene Temperaturer-höhung durch Wirkung der äußeren Kühlung im Zentrum der Probe um weniger als 10 % ( = 0,90) abfallen darf. Mit der dimensionslosen Übertemperatur = 0,90 ergibt sich der Wert der Fourierzahl Fo (dimensionslose Zeit):

BiFo

(6.5)

Die maximale Kompressionsdauer t berechnet sich dann wie folgt:

Stahl

2

2Stahl

arFo

tr

taFo

(6.6)

Es ergeben sich 13 Sekunden in der Pressvorrichtung und nur 2,7 Sekunden im pvT-Gerät, Tabelle 3. Das bedeutet zusammen mit der schnellen Ansprechzeit der Thermoelemente, dass nur in der Pressvorrichtung durch die mögliche Messzeit von 13 Sekunden für annähernd adiabate Bedingungen gesorgt ist.

Die Berechnung der adiabaten Bedingungen wurde durch Versuche in der Pressvorrichtung überprüft, indem der Einfluss der Kompressionsdauer auf die Temperaturänderung untersucht wurde. Die einstellbaren Pressengeschwindig-keiten von 1 – 40 mm/s wurden nicht erreicht. Daher wurde die bei der jeweili-gen Einstellung resultierende Kompressionszeit t ermittelt und die gemessene Temperaturänderung darüber aufgetragen. Durch die unzureichende Einstell-barkeit ergeben sich hierbei einige wenige Messwerte, die in Bild 7 dargestellt sind. Bei der schnellen Kompression mit Kompressionszeiten von bis zu 4 s ist die gemessene Temperaturerhöhung im Rahmen der Messgenauigkeit (± 0,4 K) des Thermoelements konstant. Bei langsamerer Kompression (13,2 s) hingegen wird eine deutlich geringere Temperaturerhöhung gemessen. Der um 1 K niedrigere Wert liegt außerhalb der Messgenauigkeit des Thermoelements. Da die wenigen Messwerte keine bessere Auflösung ermöglichen, wird eine Kompressionsdauer von weniger als 4 s als Obergrenze festgelegt. Dies ist mit einer Pressengeschwindigkeit von 20 mm/s reproduzierbar möglich, so dass alle Versuche mit dieser Geschwindigkeit durchgeführt wurden.

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Bild 7: Verringerung der gemessenen Temperaturerhöhung mit zunehmen-der Kompressionszeit

6.2 Temperaturerhöhung bei langsamer Kompression

Für diese Versuchsreihe im pvT-Gerät wurden amorphe und teilkristalline Ther-moplaste ca. 20 K oberhalb ihrer Schmelz- bzw. Glasübergangstemperatur iso-therm gehalten und mit einem Druck von 100 bzw. 200 MPa beaufschlagt. Die Betrachtung der Messergebnisse für einen amorphen und teilkristallinen Ther-moplasten gibt Aufschluss über die Ursachen der unterschiedlichen Phänome-ne.

Bild 8 zeigt exemplarisch an PS, dass für amorphe Thermoplaste der Betrag der Temperaturänderung bei Kompression und Expansion gleich sowie zusätz-lich druckunabhängig ist. Die Temperaturänderung beträgt in diesem Beispiel 2,5 K. Dies ist dadurch zu erklären, dass bei konstanter Kompressionsge-schwindigkeit für höheren Druck eine längere Zeit zum Druckaufbau nötig ist. Es steht somit mehr Zeit für die Wärmeleitung zur Verfügung. Der gezeigte un-stetige Temperaturverlauf resultiert aus der Messgenauigkeit des Thermoele-mentes von 0,4 K.

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Bild 8: Druck- und Temperaturverlauf bei Kompression und Expansion eines amorphen Thermoplasten (PS) mit 100 MPa und 200 MPa

Bild 9 zeigt hingegen, dass bei teilkristallinen Thermoplasten erwartungsgemäß ein anderes Verhalten vorliegt. Am Beispiel von PBT ist zu erkennen, dass bei 200 MPa im Vergleich zu 100 MPa eine annähernd doppelt so hohe Tempera-turerhöhung auftritt. Während der Haltezeit fällt die Temperatur jedoch in beiden Fällen nicht auf den Ausgangswert ab. Dabei ist der verbleibende Temperatur-anstieg vom Druck abhängig. Bei der Druckbeaufschlagung mit 200 MPa wird zusätzlich zur Kompressionserwärmung Kristallisationswärme frei (exotherme Reaktion), was durch den zusätzlichen Peak charakterisiert ist. Aus pvT-Messungen kann abgeleitet werden, dass sich bei PBT die Kristallisationstem-peratur von 220 °C (Atmosphärendruck) zu 260 °C (200 MPa) verschiebt. Bei der Versuchstemperatur von ca. 250 °C tritt folglich bei 200 MPa Kristallisation auf. Die höhere Temperatur während der Haltezeit resultiert daher vermutlich aus der weiter voranschreitenden Kristallisation. Da bei einem Kompressions-druck von 100 MPa ebenfalls ein Temperaturunterschied vorhanden ist, ist da-von auszugehen, dass auch bei diesem Druck während der Haltezeit Kristallisa-tion auftritt. Auf Grund des Kurvenverlaufes ist anzunehmen, dass die durch Kristallisation frei werdende Energie den gleichen Betrag aufweist wie die durch Wärmeleitung abgeführte Energie.

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Bild 9: Druck- und Temperaturverlauf bei Kompression und Expansion eines teilkristallinen Thermoplasts (PBT) mit 100 MPa und 200 MPa

Im Falle der Expansion kommt es zu einer Abkühlung. Bei 200 MPa fällt diese Abkühlung deutlich größer (10 K) aus als die Erwärmung (7,1 K) bei der Kom-pression. Hier sind unterschiedliche Erklärungen denkbar. Zum Einen könnte es wiederum zur Überlagerung zweier Effekte kommen: die Abkühlung durch den Expansionsvorgang und das endotherme Aufschmelzen der Kristalle (auch durch Nachkristallisation während der Haltezeit). Zum Anderen könnte die Kris-tallisation langsamer erfolgen als das Aufschmelzen. Die Ursachen für diesen Unterschied zwischen Kompression und Expansion lassen sich aus den vorlie-genden Untersuchungen nicht vollständig aufklären und sind Gegenstand ge-planter Untersuchungen.

Diese Ergebnisse zeigen, dass es durch geeignete Parameterwahl möglich ist, die Kristallisationsvorgänge in Abhängigkeit vom Druck am Temperatur- oder auch Volumenverlauf (Schwindung) im pvT-Gerät zu verfolgen. Eine Übersicht der gemessenen Temperaturerhöhung an weiteren Materialien ist in Bild 10 dargestellt. Die Temperaturangaben beziehen sich auf die Versuchstemperatur.

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Tem

pera

ture

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[K]

2

0

4

6

8

10

PP PBT PA66PS PMMA PC

180 °C

250 °C

280 °C

130 °C 140 °C170 °C

100 MPa200 MPa

Bild 10: Temperaturerhöhung nach langsamer Kompression im pvT-Gerät

Die Temperaturänderungen unterscheiden sich innerhalb der Gruppe der a-morphen Thermoplaste wenig, bei den teilkristallinen Materialien sind Unter-schiede zu erkennen. Da bei amorphen und teilkristallinen Thermoplasten bei entsprechender Parameterwahl keine signifikanten Unterschiede in der Tempe-raturänderung zwischen der Kompression mit 100 und 200 MPa zu erkennen sind, ist davon auszugehen, dass die gewählte Dauer der Kompression zu an-nähernd isothermen Verhältnissen führt. Insgesamt zeigen die Ergebnisse, dass die Kompressionsgeschwindigkeit im pvT-Gerät mit 75 MPa/min prinzipiell so langsam ist, dass die Effekte der Wärmeleitung überwiegen. Eine Messung der adiabaten Temperaturerhöhung muss mit der neu entwickelten Versuchs-vorrichtung vorgenommen werden.

6.3 Temperaturerhöhung bei schneller Kompression (adi-abat)

Wiederum wurden amorphe und teilkristalline Thermoplaste bei unterschiedli-chen Ausgangstemperaturen mit Druck beaufschlagt. Der Druck wurde in den unterschiedlichen Versuchen immer um den gleichen Faktor (30 MPa) erhöht. In Bild 11 ist exemplarisch eine Messung bei 40 MPa und 100 MPa dargestellt. Es zeigt sich, dass der Kompressionsvorgang komplett reversibel ist, da die Temperatur nach der Expansion sofort wieder das Ausgangsniveau erreicht. Der Betrag der Temperaturänderung bei Kompression und Expansion ist gleich.

Bild 12 zeigt die gemessene Kompressionserwärmung beispielhaft für PC bei verschiedenen Massetemperaturen in Abhängigkeit vom Druck. Wie erwartet, nimmt die Temperaturerhöhung mit steigender Massetemperatur und noch deutlicher mit dem Druck zu. Der Einfluss des Drucks auf die Temperaturerhö-hung ist annähernd linear bzw. leicht degressiv.

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Bild 11: Druck und Temperaturverlauf bei Kompression und sofortiger Ex-pansion am Beispiel von PC mit 40 MPa und 100 MPa

Bild 12: Kompressionserwärmung von PC bei unterschiedlichen Temperatu-ren in Abhängigkeit von der Druckhöhe, Tg(0,1 MPa) = 150 °C

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Durch die Wahl der Parameter kann in eine reine Schmelzekompression bei 240 °C, eine Kompression, in deren Verlauf es zu einer Verfestigung kommt (180 °C und 200 °C), sowie eine reine Festkörperkompression bei 160 °C unter-teilt werden. Dabei zeigt sich, dass die Temperaturerhöhung im Festkörper ge-ringer ausfällt als in der Schmelze. Dies ist beim Vergleich der Steigung der 160 °C (Festkörper) und 240 °C-Isothermen (Schmelze) zu erkennen, Bild 12. Beim Wechsel von Schmelze zu Festkörper durch Kompression zeigt sich eine Steigungsänderung (Isothermen von 180 °C und bei 200 °C). Der Druck, bei dem die Steigung wechselt, stimmt mit dem Glasübergangsdruck pg bei der je-weiligen Temperatur überein (pg(180°C) = 80 MPa, pg(200°C) = 160 MPa), strich-punktierte Linien in Bild 12. Der leicht degressive Verlauf aller Kurven ist durch die direkte Abhängigkeit von der Kompressibilität bedingt, die ebenfalls mit dem Druck abnimmt. Die geringe Temperaturerhöhung bei Kompression im Festkör-per kann mit der Theorie der Thermoelastizität erklärt werden, nach der sich die Änderung des freien Volumens am Glasübergang auf die Kompressionserwär-mung auswirkt, Kapitel 3. Oberhalb des Glasübergangs ist demnach das freie Volumen größer bzw. stärker kompressibel, so dass die Kompressionserwär-mung in der Schmelze höher ausfällt. Dieser Zusammenhang gilt allerdings nicht nur für das freie Volumen, sondern auch für das Schwingungsausdeh-nungsvolumen.

Diese Messergebnisse sollen mit der Lösung der Joule-Thomson-Gleichung (3.1) verglichen werden, um den Messaufwand zukünftig zu minimieren und die Temperaturerhöhung aus Kompressibilitätsmessungen zu berechnen. Für die Berechnung wurde die Volumenänderung über dem Druck bei schneller Kom-pression ebenfalls in der Pressvorrichtung für die entsprechenden Temperatu-ren ermittelt. Die Volumenausdehnungskoeffizienten in der Schmelze und im festkörper wurden durch Differentiation der 0,1 MPa-Kurve in einem pvT-Diagramm ermittelt und als konstant angenommen (vSchmelze = 6,71*10-4 K-1; vFestkörper = 2,24*10-4 K-1). Der lineare Ausdehnungskoeffizient ist ein Drittel des Volumenausdehnungskoeffizienten. Die spezifische Wärmekapazität wird tem-peraturabhängig berücksichtigt und wurde in einer DSC-Messung ermittelt.

In Bild 13 ist ein grafischer Vergleich der nach Gleichung (3.1) mit den eben beschriebenen Stoffdaten berechneten Temperaturerhöhung mit der für eine Massetemperatur von 200 °C gemessenen dargestellt.

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Bild 13: Vergleich der gemessenen Temperaturerhöhung bei 200 °C mit der aus der Gleichung (3.1) berechneten Temperaturänderung

Die Berechnung nach der Joule-Thomson-Gleichung (3.1), bei der mit dem Vo-lumenausdehnungskoeffizienten der Schmelze gerechnet wird, liefert deutlich höhere Werte als die Messungen. Der neue Ansatz besteht darin, zur Berech-nung den Volumenausdehnungskoeffizienten des Festkörpers heranzuziehen, der im Wesentlichen das Schwingungsausdehnungsvolumen repräsentiert. Durch diese Modifikation der Berechnung ergibt sich die beste Übereinstim-mung mit den Messwerten. Das deutet darauf hin, dass die Kompressionser-wärmung in der Schmelze stärker von den Schwingungen der Ketten abhängt als vom freien Volumen. Nach Vretas und Duda [22-24] kann das freie Volumen ohne Energieeinsatz umverteilt werden, was diese Beobachtung stützt.

Beim Vergleich der Berechnung mit Gleichung (3.1) und vFestkörper mit den Messwerten bei unterschiedlichen Temperaturen, Bild 14, ist die gute Überein-stimmung in der Schmelze vorhanden. Dagegen ist im Festkörper bei 160 °C aber eine deutliche Abweichung (Pfeile) zu erkennen.

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Bild 14: Vergleich der gemessenen zur berechneten Kompressions-erwärmung, Berechnung nach Gleichung (3.1) mit dem Festkörper-ausdehnungskoeffizienten

Dies ist damit zu erklären, dass bei der Festkörperkompression nicht mit dem Volumenausdehnungskoeffizienten, sondern mit dem linearen Ausdehnungsko-effizienten des Festkörpers gerechnet werden muss. Die beste Übereinstim-mung zwischen Messung und Berechnung zeigt sich, wenn das aus Kompres-sibilitätsmessungen bestimmte Ende des Einfrierens pg;E gewählt wird, Bild 15. Die Abweichungen zwischen Berechnung und Messung sind voraussichtlich auf die nicht bei allen Stoffdaten berücksichtigte Abhängigkeit vom Druck zurückzu-führen.

Dies wird durch eine direkte Korrelation zwischen Temperatur- und Volumen-änderung bei der Kompression bestätigt. Dazu wird die Temperaturänderung ins Verhältnis zur Volumenänderung gesetzt, Bild16. Im Festkörper zeigt sich ein linearer Zusammenhang zwischen Temperatur- und Volumenänderung. In der Schmelze tritt ein progressiver Anstieg der Temperatur über dem Volumen auf. Daraus folgt, dass ein direkter Zusammenhang zwischen der Temperatur-erhöhung und der Volumenänderung bzw. der Kompressibilität bestehen muss, der vom Phasenzustand abhängig ist. Da die zugrundeliegenden Messdaten für die Volumenänderung unmittelbar in die Berechnung eingegangen sind, muss eine Abweichung bei den anderen Stoffdaten vorliegen. Daher sind weitere Un-tersuchungen zur Temperatur- und Volumenänderung auch an anderen Materi-alien geplant.

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Bild 15: Vergleich der gemessenen zur berechneten Kompressionserwär-mung, Berechnung nach Gleichung (3.1) mit dem kubischen Fest-körperausdehnungskoeffizienten in der Schmelze (unterhalb pg) und mit dem linearen Festkörperausdehnungskoeffizienten im Festkörper

Bild 16: gemessene Temperaturerhöhung bezogen auf die resultierende rel.

Volumenänderung für Massetemperaturen von 180, 200 und 220 °C

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In Tabelle 4 wird ein zusammenfassender Überblick über die Kompressionser-wärmung der Schmelze in Abhängigkeit vom Druck Tkomp/ 10 MPa aller unter-suchten amorphen und teilkristallinen Thermoplaste gegeben. Dabei wird die maximale Erwärmung bei reiner Schmelzekompression ausgewertet. Es zeigt sich, dass die Kompressionerwärmung von PC und PMMA annähernd gleich hoch ausfällt, PS und PVC-U hingegen eine geringere Erwärmung aufweisen. Die Werte liegen in der Größenordnung der teilkristallinen Thermoplaste PEEK und PVDF.

Um generell abschätzen zu können, welche Kunststoffe gut für eine Prozess-führung wie z. B. die Druckverfestigung geeignet sind, ist zunächst eine einfa-che Formel hilfreich:

Komp

g

Komp

g

T

T

pT

pTDV

(6.7)

Diese beschreibt das Verhältnis zwischen der Verschiebung des Glasüber-gangs durch den Druck zur Temperaturerhöhung mit dem Druck. Demnach wä-re für DV ≤ 1 eine Druckverfestigung unter adiabaten Bedingungen nicht mög-lich, weil die Kompressionserwärmung deutlich stärker ausgeprägt ist als die Druckabhängigkeit vom Glasübergang. Für DV > 1 ist das Verfahren prinzipiell anwendbar. Je größer allerdings DV ist, desto geringer ist der zusätzliche Druckbedarf der unter Berücksichtigung der Temperaturerhöhung zur Verfesti-gung notwendig ist und desto besser eignet sich das Material für das Verfahren.

PC PMMA PS PVC-U PEEK PVDF

Tg/k/ 10 MPa [°C] 2,8 1,3 2,5 2,0 3,75 2,8

Tkomp/ 10 MPa [°C] 0,6 0,61 0,46 0,20 0,40 0,21

Kennzahl DV 4,67 2,13 5,43 10,00 9,38 13,33

Tabelle 4: Vergleich zwischen der Verschiebung des Glasübergangs Tg und der Kristallisationstemperatur Tk mit der Kompressionserwärmung in Ab-hängigkeit vom Druck

Bei allen hier gemessenen Materialien ist die Kompressionserwärmung so ge-ring, dass sie dem vorn gezeigten Verlauf (2) in Bild 1 entspricht, Kapitel 2.1. Es ist also eine Verfestigung möglich. Die Messungen zeigen konkret, dass z. B. PMMA mit einer Kennzahl von 2,13 weniger für das Verfahren der Druckverfes-tigung geeignet ist, weil ein relativ hoher Druck benötigt würde.

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7 FAZIT

Die Messung der Temperaturänderung von Schmelzen bei langsamer Kom-pression und Expansion im pvT-Gerät lässt keine Aussage über die wahre Kompressionserwärmung und Expansionsabkühlung zu, da eine Überlagerung von Wärmeleitungseffekten auftritt. Allerdings zeigen die Ergebnisse an teilkri-stallinen Materialien, dass die Kristallisations- und Schmelzvorgänge unter Druck anhand der Temperaturmessung verfolgt werden können. Zusammen mit der Schwindungsmessung über den Längenaufnehmer, der Morphologie sowie physikalischen und thermodynamischen Größen können im pvT-Gerät die Kris-tallisationsvorgänge unter Druck untersucht werden.

Im Hinblick auf die Messung der adiabaten Temperaturänderung bei Kompres-sion und Expansion stellt sich die neu entwickelte Messvorrichtung als geeignet heraus. Es konnte gezeigt werden, dass die Kompression als ein thermodyna-misch reversibler Vorgang abgebildet werden kann, da bei der Expansion der Betrag der Temperaturänderung gleich ist.

Das Verhältnis von der Kompressionserwärmung zur Druckabhängigkeit der Glasübergangstemperatur ist für den Prozess der Druckverfestigung maßgeb-lich. Es wurde eine Kennzahl definiert, welche es erlaubt, Thermoplaste hin-sichtlich ihres Potentials zur Druckverfestigung zu charakterisieren. In diesem Zusammenhang konnte gezeigt werden, dass eine Druckverfestigung nach Ver-lauf (1 und 2) in Bild 1 erfolgen kann.

Für das Expansionsspritzgießen lässt sich ableiten, dass bei sehr schneller Prozessführung die Kompressionserwärmung komplett durch die Expansions-abkühlung kompensiert wird. Es ist also anzunehmen, dass der Verlauf der Kurve (1) in Bild 2 entspricht. Die resultierende geringfügige Erwärmung auf-grund der prozessbedingten Abweichung vom Ausgangsdruck, Kapitel 2.2, ist vernachlässigbar. Außerdem ist keine Schädigung des Materials auf Grund der hier eher kurzen Kompressionsdauer (< 5 s) zu erwarten. Abgeleitet aus den Ergebnissen zur Überlagerung von Kompressionserwärmung und Kristallisa-tionsenthalpie ist es bei teilkristallinen Materialien von Interesse, bei welchen Prozessparametern bereits die Kristallisation einsetzt und wie schnell die ent-standenen Sphärolithe bei der Expansion wieder aufschmelzen. Eine genaue Untersuchung der Kristallisationsvorgänge ist in weiteren Arbeiten geplant.

8 DANKSAGUNG

Wir danken der DFG für die finanzielle Förderung der Arbeit. Besonderer Dank gebührt Herrn Prof. G. W. Ehrenstein für die Idee zum Verfahren Druckverfesti-gung und der steten Diskussion und Ermunterung für die Durchführung des Projektes sowie Herrn Prof. Dr. W. Leiner, Universität Bochum, für die kritische Diskussion und Anregungen zum Verständnis der thermodynamischen Vorgän-

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ge. Außerdem gilt unser Dank Herrn Dr. N. Müller (jetzt: Inhaber der Schaum-form GmbH) für die Entwicklung des Werkzeuges.

Literatur

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Stichworte: Kompressionserwärmung, Expansionsabkühlung, Druckverfestigung, Expan-sionsspritzgießen

Keywords: compression heating, expansion cooling, compression induced solidification, expansion injection molding

Autor/author: Dipl.-Ing. (FH) Natalie Rudolph (Autor) Dipl.-Ing. Karoline Vetter (Autor) Dr.-Ing. Ines Kühnert (Autor) Lehrstuhl für Kunststofftechnik Universität Erlangen-Nürnberg Am Weichselgarten 9 91058 Erlangen

E-Mail-Adresse: [email protected] Webseite: www.lkt.uni-erlangen.de Tel.: +49(0)9131/85297-12 Fax: +49(0)9131/95297-09

Herausgeber/Editor: Europa/Europe Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein, verantwortlich Lehrstuhl für Kunststofftechnik Universität Erlangen-Nürnberg Am Weichselgarten 9 91058 Erlangen Deutschland Phone: +49/(0)9131/85 - 29703 Fax.: +49/(0)9131/85 - 29709 E-Mail-Adresse: [email protected]

Amerika/The Americas Prof. Prof. h.c Dr. Tim A. Osswald, responsible Polymer Engineering Center, Direc-tor University of Wisconsin-Madison 1513 University Avenue Madison, WI 53706 USA Phone: +1/608 263 9538 Fax.: +1/608 265 2316 E-Mail-Adresse: [email protected]

Verlag/Publisher: Carl-Hanser-Verlag Jürgen Harth Ltg. Online-Services & E-Commerce, Fachbuchanzeigen und Elektronische Lizenzen Kolbergerstrasse 22 81679 Muenchen Tel.: 089/99 830 - 300 Fax: 089/99 830 - 156 E-mail-Adresse: [email protected]

Beirat/Editorial Board: Professoren des Wissenschaftlichen Arbeitskreises Kunststofftechnik/ Professors of the Scientific Alliance of Polymer Technology

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Wissenschaftlicher Zeitschrift Kunststofftechnik Journal ... · Rudolph et al. Temperaturänderung...

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