Zeitschrift Kunststofftechnik Journal of Plastics Technology · Carl Hanser Verlag, München Nicht...

© Carl Hanser Verlag Zeitschrift Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 8 (2012) 2

eingereicht/handed in: 21.07.2011 angenommen/accepted: 05.12.2011

Prof. Dr.-Ing. Dietmar Drummer, Dipl.-Ing. Alexander Schmidt, Dipl.-Ing. Andreas Seefried, Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein, Lehrstuhl für Kunststofftechnik, Universität Erlangen-Nürnberg,

Dr.-Ing. Ines Kühnert, Leibniz-Institut für Polymerforschung Dresden e.V.

Einfluss der Prozessführung auf die Bauteileigenschaften bei der Druckverfestigung amorpher Thermoplaste Linsen sind aus kunststofftechnischer Sicht nicht fertigungsgerecht gestaltet, da sie oft enorme Wanddickenänderungen aufweisen. Aufgrund der stark unterschiedlichen Schwindungskoeffizienten von Schmelze und Festkörper kommt es bei der Standardverarbeitung von Kunststoffen zu Einfallstellen und Eigenspannungen. Bei der Druckverfestigung wird bei homogener Schmelze-temperatur der Glasübergang durch hohen Druck gleichzeitig im ganzen Bauteil unterschritten. Das Bauteil unterliegt ab dem Zeitpunkt der Verfestigung nur noch dem Ausdehnungskoeffizienten des Festkörpers und Effekte durch lokal unterschiedliche Schwindungskoeffizienten werden minimiert. In diesem Beitrag werden die Einflüsse durch Druck, Temperatur und Prozessführung während des Kühlens bei der Druckverfestigung von Polycarbonat betrachtet.

Influence of process strategy on part quality in compression induced solidification of amorphous thermoplastics Lenses do not have an ideal design for plastic processing because of their varying wall thickness. Melt and solid state show great differences in shrinkage which lead directly to warpage and residual stresses with state of the art processing techniques. Compression induced solidification (CIS) is a process which compresses melt at a homogenous temperature until it solidifies. That brings a isochronic solidification of the whole part even at high temperatures and reduces residual stresses and warpage due to the cooling of a body with an homogenous shrinkage. In this article the influence of pressure, temperature and process strategy are to be observed in compression induced solidification of polycarbonate.

Zeitschrift 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

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

Drummer et al. Einfluss der Prozessführung

Zeitschrift Kunststofftechnik 8 (2012) 2 139

Einfluss der Prozessführung auf die Bauteileigenschaften bei der Druckverfestigung amorpher Thermoplaste

D. Drummer, A. Schmidt, A. Seefried, G.W. Ehrenstein, I. Kühnert

1 EINLEITUNG

Im Bereich der Optik sind Glaslinsen für Präzisionsanwendungen der Stand der Technik. Für sphärische Linsen ist die Fertigung von Glaslinsen weitgehend gelöst. Allerdings werden für viele Anwendungen asphärische oder gar Linsen mit Freiformflächen benötigt. Durch Asphären können Abbildungsfehler wie sphärische Aberration und Astigmatismus vermieden werden [1]. Freiform-flächen werden meist im Bereich der nichtabbildenden Optik eingesetzt, um eine gewünschte Strahlform zu generieren, wie zum Beispiel bei Frontschein-werfern von Kraftfahrzeugen. Aufgrund der hohen Gestaltungsfreiheit, dem geringen Gewicht, sowie der relativ geringen Fertigungszeiten bei der Spritz-gießverarbeitung empfehlen sich Kunststoffe für solche Anwendungen [2].

Allerdings bergen die Standard-Formgebungsverfahren für optische Kunststoff-bauteile, Spritzgießen und Spritzprägen [3, 4, 5], auch Nachteile gerade im Bereich hochwertiger und dickwandiger Optiken. Bauteilgestalt und innere Eigenschaften werden vor allem durch die zeitabhängigen Verarbeitungspara-meter Druck und Temperatur sowie daraus resultierender Werkzeugde-formation bestimmt [6]. Weitere Einflüsse ergeben sich aus werkstoff-spezifischen Eigenschaften, wie Wärmeleitfähigkeit, Viskosität und spezifi-schem Volumen. Das Zusammenspiel dieser Größen führt aufgrund der sich einstellenden Temperatur- und Druckverteilung zu Dichte- und Schwindungs-gradienten über die Bauteildicke [7, 8, 9].

Ein Verfahren, das die beim üblichen Spritzgießen und Spritzprägen auf-tretenden Probleme der zeitlich und lokal unterschiedlichen Zustands-änderungen vermeidet, ist die sogenannte Druckverfestigung. Bei konstant gehaltener Temperatur erfolgt ausschließlich durch Einwirkung von Druck eine homogene und schnelle Verfestigung der Schmelze. Der Abkühlvorgang erfolgt ausschließlich in der festen Phase. Somit ist das Verfahren wanddicken-unabhängig [10, 11, 12].

Ein möglicher Einfluss auf druckverfestigte Bauteile resultiert aus den ver-gleichsweise hohen Drücken und der damit verbundenen Deformation der Kavität. Grundsätzlich zeichnen sich zwei verschiedene Prozessführungs-varianten ab, die zu unterschiedlichen Entformungszuständen führen können – die näherungsweise isobare und isochore Abkühlung nach der Verfestigung. Im

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Folgenden sollen die beiden Prozessführungsvarianten und der Einfluss auf die resultierenden Bauteileigenschaften gegenübergestellt werden.

2 STAND DER TECHNIK

2.1 Verarbeitungsrelevantes Werkstoffverhalten

Bei der Formteilherstellung aus Kunststoffen müssen die werkstoffinhärenten Eigenschaften der Kunststoffe im Speziellen berücksichtigt werden. Kunststoffe haben ein stark temperatur- und druckabhängiges Verhalten während der Verarbeitung. Diese beiden Einflussparameter wirken sich signifikant auf die Dichte bzw. deren inversen Wert, das spezifische Volumen, aus. Man spricht hier vom pvT-Verhalten der Kunststoffe. Dieses Verhalten wird standardmäßig in einem pvT-Messgerät erfasst. Dabei werden durch isobare Abkühlung von Verarbeitungstemperatur her kommend die Werte des spezifischen Volumens v bei stufenweise variierenden, je Messung konstanten Drücken p über der Temperatur T erfasst. Amorphe Thermoplaste, wie sie in der Optik vornehmlich zum Einsatz kommen, weisen einen Glasübergangsbereich auf, an dem die Makromoleküle soweit in ihrer Beweglichkeit eingeschränkt werden, dass das Material erstarrt.

2.1.1 Schmelze-Zustand

Oberhalb der Fließtemperatur Tf sind die Moleküle amorpher Thermoplaste durch ausreichende thermische Energie in der Lage, Platzwechselvorgänge, sogenannte makrobrownsche Bewegungen [12] zu vollziehen [13]. Zusätzlich steht genügend freies Volumen zur Verfügung. Sind die thermische Energie und das freie Volumen ausreichend hoch, verhält sich der Kunststoff nahezu wie eine homogene Flüssigkeit. Die Relaxationszeit der Moleküle für Umlagerungen ist sehr kurz und die Kettenbeweglichkeit groß, so dass aufgebrachte Verformungen und dadurch bewirkte Spannungen durch Umlagerung der Moleküle bzw. Fließen ausgeglichen werden können [14].

2.1.2 Entropieelastischer Bereich

Zwischen der Fließtemperatur Tf und der Glasübergangstemperatur Tg befindet sich der entropieelastische bzw. gummielastische Bereich. Der Werkstoff liegt hier in einer gummiartigen Form vor und zeigt das Bestreben, nach dem Aufbringen von Deformationen seine Ausgangsform zurückzubilden. Dies kann dadurch erklärt werden, dass die Moleküle einen chaotischen und damit energetisch möglichst günstigen Zustand einnehmen wollen. Ein Strecken der Ketten durch Deformation führt zu einer Verringerung der Entropie. Wird die äußere Belastung entfernt, so versucht das Material die Entropieänderung aus-zugleichen und in seinen Ausgangszustand zurückzukehren. Der entropie-elastische Bereich ist von sogenannten mikrobrownschen Bewegungen geprägt.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



2.1.3 Glasübergang

Beim Abkühlen der Schmelze nehmen das Schwingungsausdehnungsvolumen der Moleküle und das freie Volumen kontinuierlich ab, zwischenmolekulare Bindungen und innere Reibung zu, bis keine Platzwechselvorgänge mehr möglich sind [14, 15]. An diesem Punkt erstarrt der Kunststoff und die Viskosität steigt um mehrere Größenordnungen [12].

Da weder die Makromoleküle, noch ihre Bewegungen, noch das freie Volumen überall gleich sind, erstreckt sich der Vorgang des Glasübergangs je nach Kunststoff über einen Bereich von bis zu 20 °C. Bild 1 beschreibt die prinzipielle Änderung des spezifischen Volumens v amorpher Kunststoffe über der Temperatur mit gleichbleibendem Druck. Unterhalb Tg im festen Zustand sind lediglich in begrenztem Umfang Rotationen und Schwingungen mit kleinen Amplituden möglich, und das freie Volumen ist weitgehend konstant. Dies zeigt der Übergang (in Bild 1 schematisch als Knick dargestellt) im Verlauf des spezifischen Volumens. Der Glasübergang selbst ist wiederum von den Parametern Druck und Abkühlgeschwindigkeit abhängig. Mit zunehmendem Druck nimmt die Beweglichkeit der Molekülketten ab und die Glasübergangs-temperatur verschiebt sich hin zu höheren Werten (nicht in Bild 1 dargestellt, siehe Bild 2). Ebenso verschiebt sich der Glasübergang durch schnellere Abkühlgeschwindigkeiten hin zu höheren Temperaturen. Zusätzlich werden aufgrund der Behinderung der vollständigen Umlagerung der Moleküle größere spezifische Volumina eingefroren. [12, 14, 15, 16, 17]

Bild 1: Zusammenhang zwischen Volumen und Temperatur bei amorphen Thermoplasten [nach 12, 16]

v0 = Molekülvolumen bei 0 K, vS = Schwingungsausdehnungsvolumen, vf = freies Volumen, Tg(s) = Glasübergangstemperatur bei schneller Abkühlung, Tg(l) = Glasübergangstemperatur bei langsamer Abkühlung

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



2.1.4 Fester Zustand

Unterhalb von Tg ist die Änderung des spezifischen Volumens nur durch die Abnahme des Schwingungsausdehnungsvolumens bestimmt. Wird Druck auf den Festkörper ausgeübt, wird vornehmlich das besetzte Volumen verringert, das aus dem Molekülvolumen und dem hochfrequenten Anteil des Schwing-ungsausdehnungsvolumens zusammengesetzt ist, und in geringerem Maße das freie Volumen [12, 18].

2.2 Einfluss des pvT-Verhaltens auf die Bauteileigenschaften beim Spritzgießen

Beim Spritzgießen wird der werkstoffinhärenten thermischen Schwindung während der Abkühlung nur durch den Nachdruck über das Plastifizieraggregat entgegengewirkt. Dabei wird schmelzeflüssiges Material solange nachgedrückt, bis der Anschnitt eingefroren ist. Wanddickenänderungen sowie der Temperaturgradient über den Fließquerschnitt haben eine inhomogene Druck-verteilung entlang des Fließwegs zur Folge, die sich auf die Formteileigen-schaften auswirkt [3, 19]. Bild 2 zeigt schematisch den Verlauf des spezifischen Volumens während des konventionellen Spritzgießprozesses für ein Bauteil mit großen Wanddickenunterschieden in einem pvT-Diagramm. Die dunkelgraue Kurve beschreibt dabei den Verlauf im dünnwandigen Rand am Anguss, hellgrau gestrichelt das dickwandige Zentrum. An Punkt 1 wird in das im Gegensatz zur Schmelze kalte Werkzeug eingespritzt bis der Spritzdruck erreicht ist (Punkt 2) und anschließend auf Nachdruck umgeschaltet. Wegen des mit steigender Entfernung vom Angusspunkt abnehmenden Drucks wird im dickwandigen Zentrum (hellgraue Kurve) ein geringeres Nachdruckniveau erreicht. Während der Nachdruckzeit wird der Druck gehalten und Schmelze in die Kavität nachgeführt. Somit erfolgt die fortschreitende Abkühlung annähernd isobar. Sobald der Anschnitt eingefroren ist (Punkt 3), beginnt die sogenannte isochore Schwindung, das heißt, das Bauteilvolumen entspricht dem Kavitätsvolumen und der Druck wird durch thermische Schwindung abgebaut. Wird Atmosphärendruck erreicht (Punkt 4) kann das Bauteil frei schwinden [6, 20]. Aufgrund der geringen Wärmeleitfähigkeit der Kunststoffe und der hohen Wanddicke ist die Abkühlgeschwindigkeit im Zentrum des dickwandigen Bauteils wesentlich langsamer. Dadurch ergeben sich zu gleichen Zeiten deutlich unterschiedliche Temperaturen und spezifische Volumina (Punkt 4) sowie durch die zusätzlich geringeren Drücke im Zentrum ein höheres Schwindungspotential (hellgraue Kurve). Diese Gradienten führen zu Einfallstellen und geringeren spezifischen Volumina in den dickeren Bereichen (Punkt 5) [8].

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 2: Schematische Darstellung des Spritzgießverlaufs bei Linsen im pvT-Diagramm (zentral und angussnah), amorpher Thermoplast [nach 8, 12]

Die an verschiedenen Positionen im Bauteil zeitlich versetzt eintretende Erstarrung führt aufgrund der etwa dreimal größeren thermischen Ausdehnung der Schmelze unvermeidlich zu Schwindungsunterschieden und Eigen-spannungen [3, 8]. Linsen sind aufgrund ihrer Funktion in allen Ausführungen Bauteile mit meist kontinuierlicher Wanddickenänderung und damit an sich nicht spritzgießfertigungsgerecht auslegbare Bauteile [21, 22]. Bild 3 zeigt eine spannungsoptische Aufnahme einer Kunststofflinse. Die durch Doppelbrechung hervorgerufenen farbigen Linien, sogenannte Isochromaten, deuten auf Eigen-spannungen und Orientierungen hin, die auf die heterogenen Abkühl- und Erstarrungsvorgänge sowie auf Fließvorgänge zurückzuführen sind. Einfall-stellen im Bereich der dicksten Stellen der Linsen können beim klassischen Spritzgießen kaum oder nur durch einen hohen und zeitlich langen Nachdruck während der Abkühlphase des Spritzlings ausgeglichen werden. Diese Maßnahme führt allerdings zu Orientierungen im Angussbereich (Bild 3, Bereich unten) und damit verminderter optischer Qualität des Formteils. [3, 23]

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 3: Linse aus amorphem Polyamid mit Eigenspannungen, zirkular polarisiertes Licht

2.3 Spritzprägen zur Verbesserung der Bauteileigenschaften

Ein alternatives Verfahren, mit dem die Nachteile der Nachdruckführung über das Spritzaggregat umgangen werden können, ist das Spritzprägen. Die Druckaufbringung wird dabei meist von einer beweglich gestalteten Schließseite des Werkzeugs realisiert, zum Beispiel über Tauchkanten- oder Prägerahmen-werkzeuge. Es gibt hierbei verschiedene Verfahren die seit den 1960er Jahren beschrieben werden. Ein Vorteil des Spritzprägens liegt darin, dass das Formteil einem flächig wirkenden Druck während der Abkühlung, auch nach dem Einfrieren des Angusses, unterliegt. Der gleichmäßig über das Bauteil aufgebrachte Druck führt zu einer verbesserten Abformgenauigkeit. Unterstützt der Prägevorgang den Füllvorgang, können fließbedingte Orientierungen reduziert werden. Vergleiche mit dem Spritzgießen zeigen, dass durch Spritzprägen Bauteile mit verringerten Doppelbrechungserscheinungen, die von Spannungen und Orientierungen in einem amorphen Bauteil hervorgerufen werden, hergestellt werden können. Um ein Rückströmen von Schmelze in den Zylinder zu vermeiden, werden beim Spritzprägen die Angusskanäle vor der Prägephase oft mechanisch verschlossen. [3, 23]

2.4 Druckverfestigung

Die Ursache der meisten negativen Einflüsse auf die Bauteilqualität, zum Beispiel inhomogene Schwindung und Eigenspannungen, ist, wie in 2.2 gezeigt, auf die abkühlungsbedingte, zeitlich und lokal ungleichmäßige Erstarrung des Bauteils zurückzuführen. Wenn es möglich ist, die Erstarrung der Schmelze von der Abkühlung zu trennen, sollten diese Einflüsse verringert oder sogar vermieden werden können. Breuer und Rehage [17] haben bereits gezeigt, dass durch genügend hohen Druck eine Erstarrung der Schmelze auch oberhalb der Glasübergangstemperatur bei Umgebungsdruck bewirkt werden

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



kann. Von Rudolph u. a. [10, 11, 12, 24] wurden am Lehrstuhl für Kunststoff-technik (LKT) die Effekte bei der Druckbeaufschlagung von Schmelzen weiter untersucht und die Bedingungen zur Verfestigung von Schmelzen durch hohen Druck beschrieben. Diese Effekte werden unter der Bezeichnung Druck-verfestigung für ein neuartiges Verfahren zur Herstellung von präzisen Bau-teilen mit homogenen Eigenschaften, insbesondere für optische Bauteile wie Linsen, genutzt [25].

2.4.1 Prozessdarstellung Druckverfestigung

Der grundlegende Prozessablauf der Druckverfestigung ist in Bild 4 schematisch anhand eines pvT-Diagramms gezeigt. Die vorher beschriebene druckabhängige Verschiebung der Glasübergangstemperatur hin zu höheren Temperaturen wird dazu genutzt, den Glasübergang der Schmelze ausschließlich durch Druck und nicht durch Abkühlung zu unterschreiten. Ausgehend von einer modellhaft homogenen Massetemperatur wird der Druck soweit erhöht, bis sich die Schmelze verfestigt. Eine homogene Massetemperatur ist nötig, damit einerseits die Druckeinwirkung und -verteilung auf die Schmelze gleichmäßig erfolgen kann und andererseits ein zeitgleiches Unterschreiten des Glasübergangs gewährleistet ist, da der erforderliche Druck stark von der Temperatur abhängig ist. Das auf diese Weise erstarrte Bauteil unterliegt nun über dem gesamten Querschnitt einer geringeren und einheitlicheren Schwindung als beim Standardspritzgießen, nämlich der thermischen Kontraktion des Festkörpers. Parallel dazu kann durch Variation der Druckführung bzw. -höhe die Kompression des Materials variiert werden und damit eine gewünschte Maßhaltigkeit erreicht werden. Durch diesen gleichzeitigen Phasenübergang können unterschiedliche Dichten im Bauteil, Einfallstellen und Eigenspannungen aufgrund heterogener Phasenübergänge verringert bzw. gänzlich vermieden werden. [12, 24]

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 4: Schematischer Prozessablauf der Druckverfestigung in einem pvT-Diagramm [nach 12]

Während der Kompression kommt es zu einer Erwärmung der Schmelze. Diese Wärme wird je nach Kompressionsgeschwindigkeit und Bauteilgröße unter-schiedlich schnell in das umgebende Werkzeug abgeführt. Rudolph et al. [26] haben für verschiedene Werkstoffe eine Kennzahl eingeführt, die das Verhältnis von Tg-Verschiebung und Kompressionserwärmung unter adiabaten Bedin-gungen beschreibt. Ist diese Kennzahl größer Eins, ist eine Druckverfestigung des Kunststoffes möglich. Je größer diese Kennzahl ist, desto weniger Druck wird zur Unterschreitung des Glasübergangs benötigt. Für Polycarbonate beträgt die Kennzahl etwa 4,7, wobei typische amorphe Thermoplaste mit Anwendungen in optischen Bauteilen zwischen 2 und 5,5 liegen. Somit sind Polycarbonate für dieses Verfahren gut geeignet. [12, 26]

2.4.2 Entformungszustand

Aufgrund der unterschiedlichen Werkzeugtemperaturen und Drücke während des Prozesses stellen sich im Werkzeug verschiedene Durchmesser zum jeweiligen Prozesspunkt ein. Durch thermische Ausdehnung und Deformation aufgrund des Schmelzedruckes kommt es zu einer Aufweitung der Kavität. Aus der veränderten Kavität und dem einwirkenden Prozessdruck ergibt sich ein Einflussfeld auf die endgültige Bauteilgeometrie. Sie bestimmt sich durch die abzuformende Geometrie der Kavität und der von der Verdichtung der Schmelze resultierende Restschwindung. Je nach Temperatur, eingestelltem Druck und Restschwindung des Formteils ergeben sich somit verschiedene Entformungszustände nach dem Abkühlen. Diese sind in Bild 5 schematisch dargestellt. Eine Entformung unter Restdruck bzw. eine Expansion des Bauteils

Temperatur T

spez

. Vol

umen

v

Einfrierlinie (Tg)

fest (<Tg)

flüssig (>Tg) p1

p0

p2

p3

p4

Dru

ck p

Kompression

Abkühlung(Schwindung, Expansion)

p0 < p1 < p2 < p3 < p4

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



auf eine größere Kontur als die der Kavität nach der Entformung ist für hochpräzise Bauteile nicht ideal, da mit Deformationen und mechanischer Belastung des Bauteils gerechnet werden muss.

Bild 5: Schematische Darstellung des Verhaltens einer Kavität unter Druck und Temperatur und die resultierenden Entformungszustände [nach 12]

2.4.3 Prozessführung

Bei einem Kompressionsprozess können verschiedene Prozessformen realisiert werden. Die isobare Prozessführung ist beim Spritzprägen Stand der Technik. Das heißt, es wird nach dem Spritzgießen ein Druck auf die Schmelze aufgebracht, der während der Kühlphase aufrechterhalten wird. Ein Druck-

a) Werkzeugkavität

b) Aufheizen

c) Einspritzen/ Druckaufbau

d) Abkühlen: Druckabbau / Schwindung

e) Abkühlen bei Umgebungsdruck

freieSchwindung

Volumen-konstanz

Entformung unterRestdruck

+T

+p

-p, -T

-T-T

1 2 3

Kavität,aktuelle Maße KunststoffKavität, Maße aus

vorherigem Schritt

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



verlust durch auftretende thermische Schwindung soll somit geometrieabhängig durch einen Prägevorgang möglichst umfassend ausgeglichen werden. Je nach Höhe des Prägedrucks kann diese ggf. „überkompensiert“ werden, so dass durch das elastische Verformen der Kavität bei der Entformung mit erhöhten Entformungskräften zu rechnen ist. Letzteres kann zu einer Entformung unter Restdruck führen. Dieser Restdruck, der von der Kavität auf das Bauteil ausgeübt wird, kann in einer plastischen Deformation des Bauteils beim Entformen resultieren, die sich negativ auf innere wie auch geometrische Eigenschaften auswirkt. [3, 12]

Eine alternative Prozessführung entsteht beim Spritzgießen nach dem Einfrieren des Anschnitts in Form einer isochoren Phase während der Abkühlung (v = const.). Dieser Zustand dauert so lange an, bis die Schwindung des Kunststoffs das Bauteil soweit verkleinert und damit Druck abgebaut hat, bis Umgebungsdruck vorliegt. Ab diesem Zeitpunkt kann das Bauteil frei schwinden. Übertragen auf die Prozessführung bei der Druckverfestigung kann ebenfalls nach Erreichen des Zieldrucks dieser aufrecht oder aber das Kavitätsvolumen konstant gehalten werden. Das Ziel der isochoren Prozess-führung ist, dem Bauteil eine größere Kavität zur Schwindung zur Verfügung zu stellen. Damit soll eine freie Schwindung, zumindest jedoch eine geringere Klemmwirkung der Kavität auf das Bauteil und somit bessere innere Eigen-schaften als mit isobarer Prozessführung erreicht werden. [12]

3 MOTIVATION

Die Druckverfestigung bietet ein neuartiges Verfahren zur Fertigung von Bauteilen mit unterschiedlichen Wanddicken. Wie unter 2.2 beschrieben, wirkt sich gerade bei dickwandigen bzw. Bauteilen mit Wanddickenunterschieden die abkühlungsbedingte Erstarrung aufgrund zeitlich inhomogener Glasübergänge negativ auf die Bauteileigenschaften aus.

Aufgrund der Trennung der Erstarrung von der Abkühlung können durch Druck-verfestigung Schwindungsunterschiede kompensiert und Eigenspannungen reduziert werden. Jedoch rückt durch vergleichsweise hohe Drücke bei gleich-zeitig hohen Werkzeugtemperaturen das Zusammenspiel von Werkzeug-deformation und resultierenden Bauteileigenschaften weiter in den Vorder-grund. Eine Überkompression wird zu einer Entformung unter Restdruck und anschließender Expansion des Bauteils führen, die sich negativ auf die Bauteil-qualität auswirken [3, 12].

Um den Einfluss des Entformungszustandes auf die Bauteileigenschaften zu charakterisieren, sollen die Auswirkungen von Massetemperatur und Druck im Zusammenhang mit der Prozessführung während der Abkühlung – isobar und isochor – betrachtet werden. Bild 6 beschreibt hierzu schematisch den Zusammenhang der Eingangsgrößen Druck und Druckführung (p (TM, t)) mit der Erstarrungsform der Schmelze und den möglichen Auswirkungen auf die

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



resultierenden Bauteileigenschaften bei der Druckverfestigung. Ein nicht aus-reichender Kompressionsdruck wird zur inhomogenen, abkühlungsbedingten Erstarrung führen, während ein zu hoher Druck zu Überkompression und damit auch zu negativen Einflüssen auf die Bauteileigenschaften führen könnte.

Bild 6: Modellhafte Einflüsse von Druckhöhe und Druckführung auf die resultierenden Bauteileigenschaften

4 EXPERIMENTELLES

In den nachfolgenden Untersuchungen sollen die Einflüsse der Prozess-parameter Druck und Massetemperatur sowie der Prozessführung auf die resultierenden Eigenspannungen, die Maße und die Dichte herausgearbeitet werden. Dazu wird eine Materialcharakterisierung zur Ermittlung der Grenzen des Glasübergangsbereichs und zur Festlegung der Parameter durchgeführt.

Anschließend werden Probekörper bei Massetemperaturen von 170 °C und 190 °C innerhalb und außerhalb dieser Grenzen hergestellt und die resultierenden Eigenschaften charakterisiert. Zum Vergleich mit der konven-tionellen Spritzgussverarbeitung werden zusätzlich Referenzproben mit an den Spritzguss angelehnten Prozessparametern gefertigt. Die Charakterisierung der Bauteile erfolgt anhand ihres spannungsoptischen Verhaltens und der Geometrie sowie mittels Spannungsrissprüfung. Für weitere Vergleiche werden zusätzlich Dichte und thermischer Längenausdehnungskoeffizient bestimmt.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



4.1 Werkstoff

Für die Untersuchungen wird ein Polycarbonat der Fa. Bayer MaterialScience AG vom Typ Makrolon LQ 2647 verwendet. Eine Übersicht über generelle Eigenschaften ist in Tabelle 1 aufgeführt.

Anwendungsgebiet optische Bauteile, Linsen

Glasübergangstemperatur [°C]1) 143

Dichte [g/cm³]2) 1,2017

MVR (300 °C, 1,2 kg) [g/min]3) 12,5

Tabelle 1: Materialeigenschaft des untersuchten Materials 1): eigene Messung; DSC, 2. Aufheizen, 20 K/min, Granulat 2): eigene Messung; Gaspyknometer, 23 °C, Granulat 3): Herstellerangabe [27]

4.2 Materialcharakterisierung

Für die Bestimmung des druck- und temperaturabhängigen Glasübergangs-bereichs des verwendeten Werkstoffes werden Kompressionsmessungen in einem Versuchswerkzeug durchgeführt. Das Vorgehen ist hier analog zu den von Rudolph [12, 20, 24, 28] beschriebenen Untersuchungen.

Für Polycarbonat werden bei 150, 170, 190, 210 und 230 °C Kompressions-messungen bis 3500 bar Werkzeuginnendruck durchgeführt und die generierten v-p-Verläufe ausgewertet. Wie bei Breuer und Rehage [17] beschrieben, können aus diesen Verläufen die Kompressionsmoduln berechnet werden, aus denen wiederum der Beginn und das Ende der glasigen Erstarrung durch Druck entnommen werden können. Die auf diese Weise mit einer Kompressions-geschwindigkeit von 10.000 bar/min ermittelten Grenzen der Verfestigung durch Druck werden für die nachfolgenden Versuche herangezogen.

4.2.1 Werkzeug

Die folgenden Untersuchungen wurden auf einem eigens für diesen Prozess konzipierten Versuchswerkzeug durchgeführt. Dieses ist an den Aufbau eines pvT-Messgeräts angelehnt und besteht aus einer zylindrischen Kavität, die von zwei Stempeln abgedichtet ist, wobei nur der obere in der Kavität beweglich ausgeführt ist, Bild 7. Für die Druckaufbringung, die Messung des Kompres-sionswegs und die Sicherstellung wiederholbarer Versuchseinstellungen wird dieses Versuchswerkzeug in eine Universalprüfmaschine Zwick Roell 1484

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



eingebaut. Somit ist ein Erstellen von Programmen für den jeweiligen Versuchsablauf möglich. Die Temperaturregelung des Versuchswerkzeugs erfolgt durch Heizpatronen und Temperatursensoren, die um die Kavität und unter den Stempeln verbaut sind, sowie durch ein Kühlgebläse, das Aluminiumringe mit Kühlrippen anströmt. Diese Kühlstrukturen sind um die beheizbaren Baugruppen angeordnet. Die angewendete und maximale Heiz- und Kühlrate beträgt 40 K/min.

Bild 7: Schematischer Aufbau des Versuchswerkzeugs [nach 12]

4.2.2 Probekörperabmessungen

Der Durchmesser der zylindrischen Kavität beträgt 15,00 mm, gemessen mit einer Innenmikrometerschraube (Messbereich 14-17 mm, Auflösung 0,005 mm) bei Raumtemperatur. Die Probenhöhe ist vom Werkzeugprinzip her variabel und wird über die Füllmenge des Granulats eingestellt. Bei den durchgeführten Versuchen wird für eine Vergleichbarkeit der Bauteile die Probenhöhe auf 12 mm festgelegt. Dafür wird über das Kavitätsvolumen und die Dichte des verwendeten Materials das Einfüllgewicht des Granulats bestimmt. Die Berechnung ergibt für die verwendete PC Type 2,5447 g.

4.3 Herstellung der Bauteile

4.3.1 Grundsätzlicher Prozessablauf

Das Material wird unter Vakuum bei 70 °C für 24 h vorgetrocknet. Die durch Karl-Fischer-Titration ermittelte Restfeuchte nach dem Trocknen lag unter 0,05 Gew.-%. Für jeden Versuch wird Granulat mit einer Präzisionswaage,

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



ME254S, Sartorius AG Göttingen, auf etwa 2,55 g abgewogen und in die Kavität gefüllt. Anschließend wird das Werkzeug auf 260 °C aufgeheizt und über die Traverse der Universalprüfmaschine mit dem Oberstempel verschlossen. Die Temperatur wird für 6 min bei einem Druck von 300 bar gehalten, damit das Granulat vollständig aufschmelzen kann. Anschließend wird das Werkzeug über das Gebläse auf Versuchstemperatur abgekühlt und die Versuchstemperatur für 7 min gehalten, damit sich in der Schmelze eine homogene Temperatur einstellen kann. Die Dauer bis zur Einstellung der Werkzeugtemperatur im Zentrum der Probe wurde in Vorversuchen mit einem Thermoelement ermittelt. Nach Ablauf der Haltezeit wird über die Steuerung der Universalprüfmaschine das Versuchsprogramm gestartet. Dieses startet bei Umgebungsdruck und komprimiert auf einen Haltedruck von 200 bar bis der Versuchsdruck mit einer Kompressionsgeschwindigkeit von 10.000 bar/min angefahren wird, damit keine Luftblasen in das Bauteil kommen. Bei Erreichen des Versuchsdrucks wird an der Temperaturregelung die Abkühlung des Werkzeugs eingeschalten, Bild 8.

Bild 8: Schematischer Prozessablauf der Versuche

4.3.2 Versuchseinstellungen

Der Versuchsplan zur Herstellung von Probekörpern wurde auf der Basis des erarbeiteten adiabaten pvT-Diagramms (Kapitel 4.2) erstellt. Um den Einfluss unterschiedlicher Druckhöhen sowie Massetemperaturen herauszuarbeiten, wurden bei jeweils zwei Massetemperaturen fünf verschiedene Kompressions-drücke angefahren, Tabelle 2. Je ein Druck liegt oberhalb des Glasübergangs-bereichs, drei Drücke innerhalb und wiederum ein Druck unterhalb. Die Prozessführung nach dem Erreichen des Solldrucks erfolgte isobar und isochor.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bei isobarer Prozessführung wird der Versuchsdruck während der Abkühlung über die Maschinensteuerung aufrecht erhalten. Für eine isochore Prozess-führung wird die Stempelposition nach Aufbringen des Versuchsdrucks konstant gehalten. Je Einstellung wurden drei Proben gefertigt.

Drücke bei 170 °C Versuchstemperatur

Drücke bei 190 °C Versuchstemperatur

Prozessführung

400 bar 900 bar isochor/isobar

Beginn des Glasübergangsbereichs




Ende des Glasübergangsbereichs


Tabelle 2: Versuchseinstellungen

Um die Ergebnisse mit den Standardverfahren vergleichen zu können, wurde in Anlehnung an das Spritzgießen zudem eine Referenzprobe hergestellt. Diese wurde bei einer homogenen Massetemperatur von 260 °C mit einem Druck von 400 bar beaufschlagt und abgekühlt. Während der Abkühlung wurde der Druck isobar gehalten, da eine isochore Prozessführung bei diesem Druck nicht ausreicht, um das Bauteil ohne Lunker herzustellen.

4.4 Bauteilcharakterisierung

4.4.1 Spannungsoptik

Die Spannungsoptik dient der Visualisierung der Doppelbrechung eines transparenten Materials. Diese wird in Werkstoffen entweder durch äußerlich aufgebrachte Spannungen, fertigungsbedingte Eigenspannungen oder Orien-tierungen hervorgerufen. Eine transparente, doppelbrechende Probe, zwischen Polarisator und Analysator in den Strahlengang der Lampe gebracht, bewirkt ein Bild, in dem die vorhandenen Spannungen oder Orientierungen durch einen Wechsel zwischen charakteristischen Farben, bei Weißlicht gemäß der Michel-Lévy-Farbtafel, sichtbar werden. Linien gleicher Farbe werden Isochromaten genannt. Die Verteilung und die Anzahl der Isochromaten gibt einen qualitativen Aufschluss über die im Bauteil vorhanden Spannungen. Zusätzlich können Lambda-Viertel-Plättchen verwendet werden, die das Licht zirkular polarisieren und störende Isoklinen filtern [29].

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Alle Probekörper wurden in einem spannungsoptischen Großflächenprüfer der Fa. Dr. Heinrich Schneider Messtechnik jeweils unter zirkular polarisiertem Weiß- und monochromatischem Licht mit einer Digitalkamera (Canon EOS 5D Mark II) aufgenommen. Die Bilder wurden anschließend anhand der Anzahl der Isochromaten ausgewertet. Über die Dicke bzw. Höhe des Bauteils und die materialspezifische spannungsoptische Konstante, kann aus der Michel-Lévy-Farbtafel die vorliegende Isochromatenordnung bestimmt und damit auf die Hauptspannungsdifferenz zurückgerechnet werden. Die Probenhöhe wurde mit einer Bügelmessschraube bestimmt. Für Polycarbonat liegt die spannungs-optische Konstante im Bereich von 7,5-10 N/mm*Ordnung [29]. Dazu werden die Wiederholungen der für den Ordnungsübergang charakteristischen Farben abgezählt und anhand der Hauptgleichung der Spannungsoptik (1)

(1)

mit S = spannungsoptische Konstante d = Bauteilhöhe n = Isochromatenordnung,

in die maximale Hauptspannungsdifferenz umgerechnet [29]. Für S wird der Wert von 8 N/mm*Ordnung gewählt. Aufgrund der sehr langen Halte- und damit Relaxationszeiten bei Schmelzetemperatur wird angenommen, dass die orientierungsbedingte Doppelbrechung bei der Druckverfestigung keine Rolle spielt [12].

4.4.2 Spannungsrissprüfung

Neben der Spannungsoptik kann auch die Bewertung der Rissbildung bei Lagerung in einem spannungsrissauslösenden Medium zur Charakterisierung der in einem Probekörper vorliegenden Spannungen dienen. Bei Polycarbonat können Medien wie z.B. Propylencarbonat oder ein Gemisch aus Ethylacetat und Propanol bei vorliegenden Zugspannungen zur Bildung von Spannungs-rissen führen [30].

Durch Abkühlung induzierte schwindungsbedingte Eigenspannungen in den zylindrischen Probekörpern lassen vornehmlich Druckspannungen an der Bauteiloberfläche und Zugspannungen im Inneren vermuten. In Vorversuchen mit einem Gemisch aus Ethylacetat und Propanol im Verhältnis 1:1 konnte keine Rissbildung bei der Medienlagerung vollständiger Probekörper festgestellt werden.

Zum Vergleich der im Inneren der Probekörper vorhandenen Zugspannungen wurden zylindrische Bohrungen mittig in die Bauteile eingebracht, Bild 9. Hierzu wurden die Proben mit möglichst geringer Klemmkraft auf einer Drehmaschine eingespannt. Mit einem 2,8 mm HSS-Spiralbohrer Typ N nach DIN 338 und einer Drehzahl von 1250 min-1 wurde die Bohrung schrittweise unter Wasser-

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



kühlung hergestellt, um eine thermische Beeinflussung der Proben möglichst zu vermeiden.

Bild 9: Lage und Geometrie der zur Spannungsrissprüfung in die Probekörper eingebrachten Bohrung

Nach Einbringen der Bohrungen wurden die Proben erneut spannungsoptisch begutachtet und anschließend in eine Reihe spannungsrissauslösender Medien eingelagert. Die Einlagerungszeit in jedem einzelnen Medium betrug 15 Minuten. Nach jeweiliger Reinigung der eingelagerten Proben mit Leitungs-wasser erfolgte eine optische Überprüfung auf Rissbildung im Makroskop. Die Einlagerung wurde wie in Tabelle 3 aufgeführt in Medien steigender spannungs-rissauslösender Wirkung fortgesetzt, bis eine Rissbildung feststellbar war. Zum Vergleich der Spannungszustände in unterschiedlichen Proben wurde aus-gewertet bei welchem Medium eine Spannungsrissbildung auftrat.

Medium

Isopropanol st

eige

nde

span

nung

sris

s-

ausl

ösne

de W

irkun

g Ethylacetat:Propanol – 1:20 Ethylacetat:Propanol – 1:10

Ethylacetat:Propanol – 1:5




Propylencarbonat

Tabelle 3: Spannungsrissauslösende Medien

Die Prüfungen wurden für diejenigen Versuchseinstellungen durchgeführt, bei denen spezielle spannungsoptische Erscheinungen auftraten, die eine Auswertung der spannungsoptischen Aufnahmen erschwerten. Als Referenzen für die Spannungsrissprüfungen wurde je eine Probe gewählt bei der besonders

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



hohe (260 °C, 400 bar, isobar) und besonders niedrige Spannungen (190°C, 800 bar, isochor, 8h getempert bei 140 °C) zu erwarten sind. Eine Übersicht der mittels Spannungsrissprüfung untersuchten Proben zeigt Tabelle 4.

Probe 170 °C, 900 bar, isobar 170 °C, 1800 bar, isobar 170 °C, 1800 bar, isochor 190 °C, 900 bar, isochor 190 °C, 1500 bar, isobar 190 °C, 2400 bar, isobar 190 °C, 2400 bar, isochor 260 °C, 400 bar, isobar getempert 8h, 140 °C

Tabelle 4: Mittels Spannungsrissprüfung untersuchte Proben

4.4.3 Bestimmung der Dichte

Wie aus pvT-Diagrammen zu entnehmen ist, bewirkt ein höherer Kom-pressionsdruck eine stärkere Verdichtung des Materials. Um die resultierende Bauteildichte der hergestellten Proben zu ermitteln, wurden Messungen mit dem sogenannten Auftriebsverfahren gemäß DIN EN ISO 1183 Teil 1 [31] durchgeführt. Dazu wurden die Proben jeweils an Luft und in Wasser auf einer Laborwaage, Sartorius basic RR 100, Sartorius AG, Göttingen, gewogen. Über das Gewicht an Luft und den Auftrieb im Wasser kann die Dichte berechnet werden. Zum Vergleich mit den Ausgangswerten wurde die Dichte des Gra-nulats mit einem Gaspyknometer, Accu Pyc 1330, Micromeritics GmbH, Aachen, gemäß DIN EN ISO 1183 Teil 3 [32] ermittelt.

4.4.4 Bestimmung des Durchmessers

Zur Ermittlung des Einflusses der Prozessparameter und der Prozessführung auf die geometrischen Bauteileigenschaften wurden nach dem Entformen und dem Abkühlen der Proben auf Raumtemperatur (Wartezeit mindestens 10 min) am Umfang der Proben mit einer Bügelmessschraube mit Messbereich 25 mm und Auflösung von 0,01 mm an je drei Stellen der Durchmesser gemessen und anschließend der Mittelwert bestimmt. Die Fehlergrenzen von Bügel-messschrauben für einen Messbereich bis 25 mm betragen nach DIN 863-1 4 µm [33].

4.4.5 Ermittlung des Längenausdehungskoeffizienten mittels TMA

Die Entformung der Bauteile erfolgte im Gegensatz zur Messung der Durchmesser bei 50 °C. Ein direkter Vergleich der Durchmesser zum Entformungszeitpunkt bzw. bei Entformungstemperatur ist nur sinnvoll, wenn Werkzeugdurchmesser und Bauteildurchmesser bei der gleichen Temperatur

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



vorliegen. Zur Berechnung der Durchmesser bei Entformungstemperatur wurden mittels thermomechanischer Analyse (TMA) die Längenausdehnungs-koeffizienten gemäß ISO 11359 Teile 2 [34] auf einer TMA 2940 der Firma TA-Instruments bestimmt.

Dazu wurden aus den hergestellten Proben mehrere Stücke mit einer wassergekühlten Präparationssäge für die Mikroskopie so herausgearbeitet, dass in Durchmesserrichtung zwei planparallele Flächen entstehen. Die Proben wurden aus der Bauteilmitte mit einer Probenhöhe von etwa 5 mm herausgearbeitet und in einem Vakuumofen 24 h bei 70 °C getrocknet, um eine Verfälschung der Ergebnisse durch aufgenommenes Wasser bei der Präparation auszuschließen.

4.5 Analyse der Entformungszustände

Der Innendurchmesser des Werkzeuges bei Raumtemperatur wurde mit Hilfe einer Innenmikrometerschraube (Messbereich 14-17 mm, Auflösung 0,005 mm) gemessen und beträgt 15,00 mm.

Zum Vergleich von resultierenden Bauteildurchmessern und der Verformung der Werkzeugkavität aufgrund von Temperatur wurde der Innendurchmesser des Werkzeugs mit einem optischen Koordinatenmessgerät (DeMeet 400, SGM Schut Geometrische Messtechnik GmbH, Trossingen) bei Raumtemperatur, 50 °C, 100 °C und 150 °C vermessen. Für das Messgerät kann eine räumliche Genauigkeit von 0,12 µm für die Messlänge von 15 mm berechnet werden [35]. Die Bestimmung des Absolutwertes des Werkzeuginnendurchmessers im optischen Koordinatenmessgerät wird durch Radien an den Kavitätsrändern erschwert, so dass eine definierte Bezugskante fehlt. Daher wurde als Innen-durchmesser bei Raumtemperatur der mittels Innenmikrometerschraube ermittelte Wert von 15,00 mm herangezogen. Die temperaturbedingte Durch-messeränderung wurde anhand der optisch gemessenen Daten ausgewertet. Bei 150 °C wurde bereits ein starkes Flimmern zwischen Kamera und Messobjekt festgestellt, so dass keine höheren Temperaturen mehr eingestellt wurden.

Deshalb wurden zusätzlich analytische Berechnungen der Temperaturver-formung anhand des Ausdehnungskoeffizienten des verwendeten Warmarbeits-stahls 1.2343 (11,4·10-6 m/mK für 20-100 °C und 12,4·10-6 m/mK für 100-190 °C [36]) sowie eine FEM-Simulation der Kavität unter Temperatur durch-geführt. Die Simulation wurde anhand eines CAD-Modells der Werkzeug-Druckzelle mit dem Programm SolidWorks Simulation erstellt.

Die bei Raumtemperatur ermittelten Bauteildurchmesser wurden anhand der in der TMA ermittelten Längenausdehnungskoeffizienten auf Entformungs-temperatur hochgerechnet. Somit können Werkzeug- und Bauteildurchmesser verglichen werden.

Durch den Vergleich der gemessenen, berechneten und simulierten Werkzeug-dehnungen konnte eine gute Übereinstimmung festgestellt werden, so dass im

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Folgenden für die Dehnungen der Kavität die Ergebnisse der Simulation herangezogen werden, Tabelle 5.

Temperatur

[°C]

Messung [mm] Berechnung [mm] FEM-Simulation [mm]

Werkzeuginnendurchmesser

23 15,009 ± 0,002 1)

15,00 2) 15,00 15,00

Wärmedehnung

50 0,006 ± 0,003 1) 0,005 0,006

100 0,017 ± 0,004 1) 0,013 0,013

150 0,026 ± 0,004 1) 0,022 0,021

170 - 0,027 0,025

190 - 0,031 0,028

Tabelle 5: Werkzeuginnendurchmesser und Vergleich Messung, Berechnung und Simulation der Wärmedehnung

1): optisches Koordinatenmessgerät 2): Innenmikrometerschraube

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



5 ERGEBNISSE UND DISKUSSION

5.1 Ermittlung des adiabaten pvT-Diagramms und der Versuchspunkte

Bild 10 zeigt das Ergebnis der Materialcharakterisierung in Form eines adiabaten pvT-Diagramms. Die Isobaren beschreiben hier im Gegensatz zu einem Standard-pvT-Diagramm nicht den Verlauf der isobaren Abkühlung sondern verbinden die bei gleichem Druck erreichten spezifischen Volumina. Somit ist dieses Diagramm abhängig vom Prozessweg, das heißt, bei welcher Temperatur die Kompression der Schmelze stattfindet. Dabei werden im Vergleich zur isobaren Messung größere spezifische Volumina erreicht. Nur bei hohen Schmelzetemperaturen stellen sich aufgrund der höheren Ketten-beweglichkeit die gleichen Werte wie bei isobaren pvT-Messungen ein [12, 28]. Zusätzlich sind in diesem adiabaten pvT-Diagramm die Grenzen des Glasübergangsbereichs eingezeichnet (Beginn des Glasübergangs pg,A, Ende des Glasübergangs pg,E) anhand derer die im Versuchsplan verwendeten Prozessdrücke (P1 bis P10) festgelegt wurden.

Bild 10: Adiabates pvT-Diagramm von Makrolon LQ 2647

pg,A = Beginn des Glasübergangs, pg,E = Ende des Glasübergangs, P1 - P10 = Prozessdrücke

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



5.2 Einfluss der Prozessführung auf Eigenspannungen

Die Referenzprobe, die für einen Vergleich mit dem Standardverfahren Spritz-gießen hergestellt wurde, weist in der spannungsoptischen Aufnahme viele Isochromaten und damit große Hauptspannungsdifferenzen auf, die aus einem kleinen Bereich im Zentrum heraus konzentrisch immer stärker zunehmen, so dass im Weißlicht die Übergänge zwischen den einzelnen Ordnungen kaum noch zu unterscheiden sind, Bild 11. Zur Verdeutlichung ist ein Ausschnitt vergrößert. Dieses Bild zeigt die Schwierigkeit, durch Standardverfahren hohe Eigenspannungen und Inhomogenitäten in dickwandigen Bauteilen zu ver-meiden.

Bild 11: Spannungsoptische Aufnahme der in Anlehnung an den Spritzguss hergestellten Referenzprobe (260 °C, 400 bar, isobar) in zirkular polarisiertem Weißlicht mit Vergrößerung des Randbereichs

In Bild 12 sind die spannungsoptischen Aufnahmen der Bauteile, die mit unter-schiedlichen Drücken und Prozessführungen bei 170 °C hergestellt wurden, gegenüber gestellt. An den Bildern der isochor hergestellten Proben ist klar zu erkennen, dass unterhalb des Glasübergangsdrucks mehr Isochromaten im Bauteil vorliegen, als bei den Druckstufen, die innerhalb des Glasüber-gangsbereichs liegen (Bild 12, links). Der Versuchsdruck oberhalb des Glas-übergangsbereichs, 1800 bar, führt zu einem Bauteil, das große schwarze Bereiche aufweist. Allerdings bietet dieses ein chaotisches Bild, da überlagerte Isochromaten auftreten, die in den schwarzen Flächen zu erkennen sind und eine Auswertung erschweren.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 12: Spannungsoptische Aufnahmen der isochor und isobar hergestellten Proben bei 170 °C Versuchstemperatur

Zur Verdeutlichung dieses Effektes zeigt Bild 13 eine vergrößerte Darstellung. Es sind zur Bauteilmitte hin Isochromaten mit geringer Farbintensität erkennbar die von höheren Ordnungen direkt in das Schwarz nullter Ordnung übergehen. Dieser digitale Übergang ist mit vorliegenden Spannungszuständen nicht erklärbar, die Ursache dieses Effektes konnte nicht geklärt werden. Eine mögliche Erklärung für das Auftreten dieser überlagerten Isochromaten können

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Spiegelungen an den Bauteilrändern darstellen. Da die Proben nicht flächig sind, d.h. ihre Dicke nicht klein im Verhältnis zur betrachteten Fläche ist, können Anteile des polarisierten Weißlichts reflektiert werden und die Probe schief durchstrahlen. Zur Bewertung der maximal in den Proben vorliegenden Isochromatenordnung und der daraus berechneten maximalen Hauptspan-nungsdifferenz wurden die überlagerten Isochromaten nicht herangezogen.

Bild 13: Spannungsoptische Aufnahme einer bei 170 °C und 1800 bar bei isochorer Prozessführung hergestellten Probe in zirkular polarisiertem Weißlicht mit Vergrößerung des Randbereichs

Die Aufnahmen der isobar hergestellten Proben (Bild 12, rechts) zeigen grundsätzlich einen vergleichbaren Verlauf der Isochromaten zu den isochor hergestellten Proben. Im Unterschied zu diesen treten aber bereits unterhalb des Glasübergangsbereichs weniger Isochromaten auf. Überlagerte Isochro-maten, ähnlich wie bei druckverfestigten Proben (z.B. 1800 bar isochor), sind hier schon bei einem niedrigeren Druck von 800 bar zu erkennen.

Die Auswertung der Aufnahmen anhand der spannungsoptischen Konstante und der Bauteilhöhe zum Vergleich der Isochromatenordnungen und der maximalen Hauptspannungsdifferenzen ist in Bild 14 dargestellt. Dabei erfolgt die Auftragung der Isochromatenordnung und der maximalen Hauptspannungs-differenz im gleichen Maßstab.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 14: Isochromatenordnung und maximale Hauptspannungsdifferenz der Proben bei 170 °C Versuchstemperatur

Die isochor und isobar hergestellten Proben in Bild 14 zeigen deutlich niedrigere Isochromatenordnungen und damit auch niedrigere Haupt-spannungsdifferenzen im Vergleich zur in Anlehnung an den Spritzguss hergestellten Referenzprobe, die als gestrichelte Linie dargestellt ist. Tendenziell ist eine Abnahme der Isochromatenordnung mit steigendem Druck festzustellen. Insbesondere oberhalb des Glasübergangs treten geringere maximale Hauptspannungsdifferenzen auf. Zudem zeigt sich ein Trend, dass die isobare Prozessführung zu homogeneren inneren Eigenschaften führt als die isochore.

Die Versuche bei der höheren Massetemperatur von 190 °C zeigen entsprechende Verläufe der Isochromatenordnungen bzw. Hauptspannungs-differenzen, Bild 15. Insgesamt ergibt sich bei 190 °C ein minimal höheres Niveau an Isochromaten bzw. Hauptspannungsdifferenzen.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 15: Isochromatenordnungen und maximale Hauptspannungsdifferenzen bei 190 °C Versuchstemperatur

Die Auswertung der spannungsoptischen Aufnahmen wird durch die bereits beschriebenen überlagerten Isochromaten erschwert. Da die Ursache für das Auftreten überlagerter Isochromaten in den Bauteilen nicht geklärt werden konnte, wurden zusätzlich Spannungsrissprüfungen an ausgewählten Proben durchgeführt.

Als Referenzen für die Spannungsrissprüfungen wurde je eine Probe gewählt bei der besonders hohe (260 °C, 400 bar, isobar) und besonders niedrige Spannungen (190°C, 800 bar, isochor, 8h getempert bei 140 °C) zu erwarten sind. Der Einfluss der eingebrachten Bohrungen auf die Proben in der Spannungsoptik ist in Bild 16 exemplarisch dargestellt.

Vor dem Bohren weist die getemperte Probe deutlich weniger Isochromaten als die in Anlehnung an den Spritzguss hergestellte Referenzprobe (260 °C, 400 bar, isobar) auf. Durch das Einbringen der Bohrungen wird der Spannungs-zustand in der Bauteilmitte deutlich verändert, was infolge des Materialabtrags zu erwarten war. Es ist keine signifikante Änderung der Isochromaten am Bauteilrand festzustellen, wie sie z.B. eine plastische Deformation durch zu festes Einklemmen in der Drehmaschine hervorrufen könnte. Die Referenz-probe zeigt an der Bohrung deutlich höhere Isochromatenordnung als die getemperte Probe. Analoge Auswirkungen des Bohrens zeigten sich bei den übrigen untersuchten Proben.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 16: Spannungsoptische Aufnahmen von Proben vor (links) und nach (rechts) dem Einbringen der Bohrung im zirkular polarisierten Licht

oben: Referenzprobe, 260 °C, 400 bar, isobar unten: 190 °C, 900 bar, isochor, getempert 8h, 140 °C

Wie Tabelle 6 zeigt, führt die Spannungsrissprüfung zu indifferenten Ergeb-nissen. Vor der Medienlagerung waren in keiner der untersuchten Proben Risse vorhanden. Bei der Mehrzahl der Proben, unter anderem bei der getemperten Probe, treten Spannungsrisse bereits in Propanol auf. Die Risse entstehen vornehmlich in der Probenmitte und verlaufen in radialer Richtung, Bild 17. Bei der Referenzprobe (260 °C, 400 bar, isobar), die mit Abstand die höchste Iso-chromatenordnung vor wie auch nach dem Bohren hat, treten Risse erst in einem stärkeren spannungsrissauslösenden Medium auf.

Eine Korrelation der Isochromatenordnungen mit der Spannungsrissbildung ist demnach nicht möglich. Im Gegensatz zur spannungsoptischen Analyse lässt die Spannungsrissprüfung keinerlei Trends erkennen. Es kann nicht ausgeschlossen werden, dass mechanische und thermische Beeinflussungen der Proben beim Bohren den Spannungszustand im Bohrungsbereich verändern und die herstellungsbedingten Spannungen überlagern. Zudem weisen die beiden Verfahren grundsätzlich unterschiedliche Spannungs-zustände nach. Während Spannungsrisse im Bereich von Zugspannungen entstehen, visualisieren Isochromaten die Hauptspannnungsdifferenzen senk-recht zur Durchstrahlungsrichtung. In Bauteilbereichen mit Isochromaten nullter Ordnung können somit beispielsweise hohe äquibiaxiale Zugspannungen vorliegen. Dass dies im vorliegenden Fall für die Unterschiede zwischen Spannungsoptik und Spannungsrissprüfung verantwortlich ist erscheint auf-

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



grund der Spannungsrissbildung in der Referenzprobe (260 °C, 400 bar, isobar) und der getemperten Probe jedoch als unwahrscheinlich.

Prüfmedium

Probe n0 [-] keines Propanol Ethylacetat:Propanol 1:20

170 °C, 900 bar, isobar 4 0 X

170 °C, 1800 bar, isobar 2 0 X

170 °C, 1800 bar, isochor 3 0 0 X

190 °C, 900 bar, isochor 8 0 X

190 °C, 1500 bar, isobar 4 0 X

190 °C, 2400 bar, isobar 3 0 0 X

190 °C, 2400 bar, isochor 2-3 0 X

260 °C, 400 bar, isobar 24 0 0 X

getempert 8h, 140 °C 1 0 X

Tabelle 6: Spannungsrissbildung in gebohrten Proben in Abhängigkeit des Einlagerungsmediums

n0: max. Isochromatenordnung vor dem Bohren 0: keine Risse nach Medienlagerung X: Spannungsrissbildung nach Medienlagerung

Bild 17: Spannungsrisse in einer bei 190 °C und 900 bar bei isochorer Prozessführung hergestellten Probe nach 15 min Lagerung in Propanol

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



5.3 Dichte der Bauteile

Mittels Auftriebsverfahren wurden die Dichten der verschieden hergestellten Probekörper bestimmt. Der Ausgangswert, die Dichte des Granulats, wurde mit einem Gaspyknometer ermittelt. Laut Datenblatt beträgt die Dichte dieser Type 1,20 g/cm³, gemessen wurde ein Wert von 1,2017 g/cm³.

Bei den Proben der Versuchstemperatur von 170 °C liegen die gemessenen Dichten unterhalb der Dichte des Granulats, einzig die Bauteile, die mit einem Druck von 1800 bar hergestellt wurden, weisen Dichten im Bereich des Granulats bzw. sogar darüber auf (Bild 18).

Bild 18: Dichte der Bauteile, 170 °C Versuchstemperatur

Bei 170 °C findet die Kompression im entropieelastischen Bereich des verwendeten Polycarbonats statt. Die Zustände amorpher Thermoplaste können in den energieelastischen Bereich unterhalb Tg, entropie- oder gummielastischen Bereich zwischen Tg und Fließtemperatur Tf und Schmelzebereich oberhalb Tf eingeteilt werden. Wegen der im entropie-elastischen Bereich bereits eingeschränkten Kettenbeweglichkeit werden durch schnelle Kompression geringere Dichten erreicht als bei höheren Temperaturen [12].

Bei der höheren Versuchstemperatur von 190 °C werden insgesamt höhere Dichten durch die Kompression erreicht, Bild 19. Das Ende des entropieelastischen Bereichs zum Fließ- oder reinen Schmelzebereich hin fällt mit dieser Versuchstemperatur zusammen, wodurch die Kettenbeweglichkeit

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



höher als bei 170 °C ist und somit auch höhere Dichten erreicht werden können.

Bild 19: Dichte der Bauteile, 190 °C Versuchstemperatur

Wie bei Rudolph [12], Schwarzl [15] und Struik [37] beschrieben, streben Kunststoffe zu einer energetisch idealen Dichte. Diese wird jedoch aufgrund der eingeschränkten Kettenbeweglichkeit im glasigen Bereich nie erreicht. Dieser Effekt, der bei erhöhten Temperaturen beschleunigt wird, ist als physikalische Alterung bekannt bzw. äußert sich als Nachschwindung der Bauteile über einen langen Zeitraum. Eine große Abweichung von dem idealen Zustand führt zu einer verstärkten Annäherung. Bei Standardverfahren ist mit einer Dichteverteilung über den Bauteilquerschnitt zu rechnen, die bereits durch die Abkühlerstarrung bedingt ist.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



5.4 Wärmeausdehnungskoeffizienten in Abhängigkeit des Drucks

Bild 20: Längenausdehnungskoeffizienten der Proben bei 170 °C Versuchstemperatur

Bild 20 zeigt die mittels TMA ermittelten Längenausdehnungskoeffizienten bei 170 °C Versuchstemperatur. Eine schwache jedoch nicht signifikante Tendenz zu einer Abnahme der Längenausdehnung bei 1800 bar und damit auch bei einer höheren Dichte kann dem Diagramm entnommen werden. Die Werte wurden zur Berechnung der Bauteildurchmesser bei erhöhten Temperaturen herangezogen.

5.5 Probendurchmesser bei RT und Entformungstemperatur

Der Vergleich der gemessenen Bauteildurchmesser nach Abkühlung auf Raumtemperatur zeigt, dass sich der Bauteildurchmesser mit steigendem Druck immer näher an den gemessenen Werkzeuginnendurchmesser bei 23 °C annähert und diesen bei genügend hohem Druck schließlich übersteigt (Bild 21, Bild 22). Die Bauteilmaße lassen sich demnach durch den Prozess der Druckverfestigung über die Druckhöhe und die Art der Prozessführung gezielt einstellen.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 21: Bauteildurchmesser bei Raumtemperatur, 170 °C Versuchs-temperatur

Bild 22: Bauteildurchmesser bei Raumtemperatur, 190 °C Versuchs-temperatur

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



In den Diagrammen sind neben dem Werkzeugdurchmesser bei Raum-temperatur jeweils die simulativ ermittelten Durchmesser bei Versuchs- (170 °C bzw. 190 °C) und Entformungstemperatur (50 °C) eingetragen. Das Übermaß der Bauteildurchmesser bei hohen Drücken zu den Werkzeugdurchmessern lässt auf eine Entformung unter Restdruck schließen. Im Abgleich zu den spannungsoptischen Aufnahmen kann somit gefolgert werden, dass auch eine Entformung unter Restdruck zu keiner signifikanten Steigerung des Eigenspannungszustandes führt.

Alleine anhand der Ergebnisse der Durchmesserbestimmung bei Raum-temperatur kann allerdings nicht auf den Entformungszustand aller Proben geschlossen werden. Zum besseren Verständnis des Entformungszustands wurden deshalb die Durchmesser der Bauteile bei Entformungstemperatur (50 °C) ermittelt. Die Werte der Wärmeausdehnungskoeffizienten wurden hierfür mittels TMA bestimmt. Die Wärmeausdehnungen von Stahl und Polycarbonat unterscheiden sich im relevanten Temperaturbereich um etwa das Fünffache. Dadurch verformt sich das Werkzeug unter Temperatur in deutlich geringerem Maß als die Bauteile.

Die Gegenüberstellung der Maße von Werkzeug und Kunststoffbauteil bei der Entformungstemperatur von 50 °C zeigt, dass die Durchmesser der isobar hergestellten Proben ab 800 bar Versuchsdruck nahe am Werkzeug-durchmesser, bei 50 °C bzw. bei 900 bar, isobar bereits knapp oberhalb liegen, Bild 23.

Bild 23: Vergleich der berechneten Durchmesser bei 50 °C Entformungs-temperatur, 170 °C Versuchstemperatur

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



In Korrelation mit der Auswertung der Spannungsoptik bestärkt dies, dass sich eine Entformung von Bauteilen mit Übermaß nicht negativ auf den Spannungszustand auswirkt.

Die Aufweitung der Kavität ist abhängig von Temperatur und Druck, die Prozessführung (isobar/isochor) spielt dabei keine Rolle. Der Unterschied besteht allerdings darin, dass die Drucknachführung der isobaren Versuche das Bauteil während der gesamten Abkühlung der Schrumpfung der Kavität und damit einer höheren Druckeinwirkung aussetzt als bei isochorer Prozessführung. Hier bleibt das eingestellte Kavitätsvolumen – bis auf die Rückstellung der Verformung – gleich und es steht somit mehr Raum zur Verfügung, der für die Schwindung und den Ausgleich des aufgebrachten Drucks durch die Rückstellung der Kavität genutzt werden kann.

6 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK

Die vorliegenden Untersuchungen zeigen, dass durch die Anwendung der Druckverfestigung verschiedene Effekte auftreten können. Eine Erhöhung des Verfestigungsdrucks führt, insbesondere im Vergleich zur Referenzprobe, die den Spritzgießprozess darstellen soll, zu einer Verringerung der Doppel-brechung, was auf eine Abnahme der Eigenspannungen in den Bauteilen hin-weist. Tendenziell führt eine isobare Prozessführung im Vergleich zur isochoren zu verminderten Isochromatenordnungen. Bei hohen Drücken traten allerdings spannungsoptische Erscheinungen auf deren Ursache nicht geklärt werden konnte. Geometriebedingt sind die untersuchten Probekörper nicht ideal geeignet für spannungsoptische Analysen. Aus ergänzend durchgeführte Span-nungsrissprüfungen an Probekörpern mit Bohrloch konnten keine signifikanten Aussagen abgeleitet werden. Eine negative Auswirkung einer Entformung unter Restdruck auf druckverfestigte Bauteile wurde basierend auf der spannungs-optischen Analyse nicht festgestellt.

Neben Eigenspannungen sind weitere Auswirkungen auf optische Eigen-schaften aus lokalen Dichteunterschieden bedingt, die beim Standard-spritzgießen nicht zu vermeiden sind. Aufgrund des Prozessablaufs bei der Druckverfestigung, nämlich der Kompression einer homogen temperierten Schmelze, ist eine gleichmäßige Dichteverteilung zu erwarten. Es konnte aufgezeigt werden, dass sowohl die Dichte, als auch die Abmaße der hergestellten Proben gezielt durch die Versuchstemperatur, die Prozessführung als auch durch den Verfestigungsdruck eingestellt werden können.

Die erarbeiteten Erkenntnisse sollen auf ein im Bau befindliches Werkzeug zur Abbildung und Überprüfung der generellen Umsetzbarkeit der Druckver-festigung für Modellprobekörper sowie optische Linsen in einem Spritzgieß-prozess übertragen und die erzielbaren Zykluszeiten ermittelt werden. Die mit diesem Werkzeug möglichen Bauteile werden zur Bestimmung der Maß-haltigkeit druckverfestigter Bauteile mit Wanddickenunterschieden heran-

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



gezogen sowie zur lokal aufgelösten Analyse der Dichte über den Bauteil-querschnitt.

7 DANKSAGUNG

Der Dank gilt der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die finanzielle Unterstützung des Projektes DFG-KU2421/1-2 sowie der Bayer MaterialScience AG für die Bereitstellung des Materials. Weiterhin danken die Autoren Frau Dr.-Ing. Natalie Rudolph, die über die Arbeiten ihrer Dissertation am Lehrstuhl für Kunststofftechnik hinaus, stets für Diskussionen und manchen hilfreichen Rat zur Verfügung stand.

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



LITERATUR

[1] Thöniß, T. Abbildungsfehler und Abbildungsleistung optischer Systeme

Seminarvortrag, Technische Optik in der Praxis, PhotonikNet, Göttingen, Mai 2004

[2] Michaeli, W.; Heßner, S.

Nichts außer Acht gelassen

Plastverarbeiter, Juni 2007, S. 32-34

[3] Bölinger, S. Spritzgießen und Spritzprägen von Kunststoffoptiken

Institut für Kunststoffverarbeitung, RWTH Aachen, Dissertation, 2001

[4] Bürkle, E.; Wohlrab, W.

Spritzprägen: Präzisionstechnik für Spritzgußteile ohne Eigenspannungen.

Kunststoffe Plast Europe, Jg. 89 (1999), S. 64-69

[5] Bäumer, S. (Hrsg.) Handbook of Plastic Optics

WILEY-VCH, Weinheim, 2005

[6] Radusch, H. -J; Kies, T.; Altenbach, H.; Naumenko, K.

Beeinflussung des Schwindungsverhaltens von Thermoplasten beim Spritzgießen durch elastische Werkzeugdeformation.

Zeitschrift Kunststofftechnik, Jg. 2 (2006), S. 1-21

[7] Michaeli, W.; Heßner, S.; Klaiber, F.

Prozesskette zur optimierten Herstellung von optischen Bauteilen aus Kunststoffen im Spritzgieß- und –prägeverfahren

Kunststofftechnik 3 (2007) 5, S. 1-21

[8] Chang, R.; Hsieh, Y. Hsu, C.

On the pvt and thermal shrinkage for the injection molding of a plastic lens

SPE Proceedings ANTEC 1998, Atlanta, S. 574-578

[9] Ehrenstein, G. W.; Riedel, G.; Trawiel, P.

Praxis der thermischen Analyse von Kunststoffen.

2., völlig überarb. Aufl. (2003), Hanser, München

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



[10] Ehrenstein, G. W.; Rudolph, N.; Schmachtenberg, E.

Mit Hochdruck zu höherer Maßhaltigkeit.

Kunststoffe, Jg. 98 (2008), S. 74-78

[11] Rudolph, N.; Kühnert, I.; Schmachtenberg, E.; Ehrenstein, G. W.

Pressure Solidification of Amorphous Thermoplastics.

Polymer Engineering and Science, 49 (2009) 1, S. 154-161

[12] Rudolph, N. Druckverfestigung amorpher Thermoplaste.

Lehrstuhl für Kunststofftechnik, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg, Dissertation, 2009

[13] Weymann, H. Theoretische und experimentelle Untersuchungen zur Platzwechseltheorie des viskosen Fließens.

Kolloid Zeitschrift, Band 138 (1954), S. 41-56

[14] Engelsing, K. Einfluss des freien Volumens auf das verarbeitungsabhängige Deformationsverhalten spritzgegossener amorpher Thermoplaste.

Institut für Allgemeinen Maschinenbau und Kunststofftechnik, TU Chemnitz, Dissertation, 2000

[15] Schwarzl, F. R. Polymermechanik – Struktur und mechanisches Verhalten von Polymeren,.

Springer-Verlag, Berling, 1990

[16] Batzer, H. Polymere Werkstoffe, Band I: Chemie und Physik

Georg Thieme Verlag, Stuttgart, 1985

[17] Breuer, H.; Rehage, G.;

Zur Thermodynamik der glasigen Erstarrung

Kolloid-Zeitschrift und Zeitschrift für Polymere, Band 216-217, 1967, S. 159-179

[18] Menges, G.; Thienel, P.; Kemper, W.

Das physikalische Verhalten von Thermoplasten bei der Aufnahme von pvT–Diagrammen unter verschiedenen Messbedingungen

Plastverarbeiter 28 (1977) 12, S. 632–637

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



[19] Thienel, P. Der Formfüllvorgang beim Spritzgießen von Thermoplasten

Fakultät für Maschinenwesen, RWTH Aachen, Dissertation, 1977

[20] Rudolph, N.; Ehrenstein, G.W.; Osswald, T.A.

New insights in pvT-behavior for high precision in Injection Molding

SPE Proceedings ANTEC 2010, Orlando, S. 890-895

[21] Forster, J. Ungetrübte Sicht. Produktion von Kunststofflinsen im Spritzgießprozess.

Plastverarbeiter, Jg. 56 (2005), S. 50-51

[22] Liu, S.; Su, P.; Lin, K.

In-situ temperature measurements in the depths of injection molded parts.

Measurement, Jg. 42 (2009), S. 771-777

[23] Bürkle, E.; Klotz, B.; Lichtinger, P.

Durchblick im Spritzguss

Kunststoffe, Jg. 91 (2001), S. 54-60

[24] Rudolph, N. Verfestigung durch Druck statt Abkühlung

Kunststoffe, Jg. 101 (2011), S. 71-74

[25] WO2007023013 (A1) Schutzrecht WO2007023013 (A1) (2007-03-01). Kunststoff-Prof. Ehrenstein GbR. Pr.: DE200510037116 (2005-08-03)

[26] Rudolph, N.; Vetter, K.; Kühnert, I.

Temperaturänderung bei Kompression und Expansion von Schmelzen

Kunststofftechnik 5 (2009) 4, S. 249-277

[27] N.N. Makrolon LQ2647, ISO Datasheet, Bayer MaterialScience AG, Edition 04.05.2010

[28] Rudolph, N.; Kühnert, I.

High Precision Parts by Compression Induced Solidification (CIS)

Proceedings of the Polymer Processing Society, 25th Annual Meeting, Goa, 2009

[29] Wolf, H. Spannungsoptik

Springer-Verlag, Berlin, 1976

[30] N.N. Spannungsrissprüfung – Makrolon Formteile, Technische Information, Bayer MaterialScience AG, 17.10.2007

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



[31] DIN EN ISO 1183-1 DIN EN ISO 1183 Teil 1 Mai 2004. Kunststoffe - Verfahren zur Bestimmung der Dichte von nicht verschäumten Kunststoffen - Teil 1: Eintauchverfahren, Verfahren mit Flüssigkeitspyknometer und Titrationsverfahren

[32] DIN EN ISO 1183-3 DIN EN ISO 1183 Teil 3 Mai 2000. Kunststoffe - Bestimmung der Dichte von nicht verschäumten Kunststoffen - Teil 3: Gas-Pyknometer-Verfahren

[33] DIN 863-1 DIN 863 Teil 1 April 1999. Prüfen geometrischer Größen - Meßschrauben - Teil 1: Bügelmeßschrauben, Normalausführung; Begriffe, Anforderungen, Prüfung

[34] ISO 11359-2 ISO 11359 Teil 2 Oktober 1999. Kunststoffe - Thermomechanische Analyse (TMA) - Teil 2: Bestimmung des linearen thermischen Ausdehnungskoeffizienten und der Glasübergangstemperatur

[35] N.N. Produktinformation des Herstellers. SGM Schut Geometrische Messtechnik GmbH

[36] N.N. Warmarbeitsstahl 1.2343, Datenblatt, Dörrenberg Edelstahl GmbH, Engelskirchen, 2004

[37] Struik L. C. E. Physical Aging in Amorphous Polymers and Other Materials

Elsevier Science Ltd., New York, 1978

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Stichworte: Druckverfestigung, optische Bauteile, Eigenspannungen, Wanddicken-unterschiede

Keywords: Compression induced solidification, optical parts, residual stress, varying wall thickness

Autor/author: Prof. Dr.-Ing. Dietmar Drummer (Autor) Dipl.-Ing. Alexander Schmidt (Autor) Dipl.-Ing. Andreas Seefried (Autor) Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein (Autor) Dr.-Ing. Ines Kühnert * (Autor) Lehrstuhl für Kunststofftechnik Universität Erlangen-Nürnberg Am Weichselgarten 9 91058 Erlangen *) Leibniz-Institut für Polymerforschung Dresden e.V.

E-Mail-Adresse: [email protected] Webseite: www.lkt.uni-erlangen.de Tel.: +49(0)9131/297-05 Fax: +49(0) 9131/297-09

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, Director 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

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



1 Thöniß 2 Michaeli, W.;Heßner, S

3 BÖL 4 BÜR,WOHL 5 Bäumer 6 RADUSCH 7 MICH, Prozesskette 8 CHANG 9 EHR, TRA 10 EHR, RUD1 11 RUD Pol Eng Science 12 Diss RUD 13 Weymann 14 Engelsing: freies Vol 15 Schwarzl 16 Batzer 17 Breuer 18 Menges pvT 19 Thienel 20 RUD2 21 Forster ungetrübte Sicht 22 Liu 23 BÜR2 24 RUD KU 2011 25 Patent DVF 26 RUD3 27 LQ2647 28 RUD4 29 Wolf 30 Bayer_ESC 31 1183-1 32 1183-3 33 863-1 34 11359-2 35 DeMeet 36 Doerrenberg 37 Struik

© 2

012

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

Zeitschrift Kunststofftechnik Journal of Plastics Technology · Carl Hanser Verlag, München Nicht...

Documents

Transcript of Zeitschrift Kunststofftechnik Journal of Plastics Technology · Carl Hanser Verlag, München Nicht...