FRÖCCSÖNTÖTT TERMÉKEK VETEMEDÉSÉNEK MÉRÉSI MÓDSZEREI ÉS

BUDAPESTI MŰSZAKI ÉS GAZDASÁGTUDOMÁNYI EGYETEM GÉPÉSZMÉRNÖKI KAR POLIMERTECHNIKA TANSZÉK

FRÖCCSÖNTÖTT TERMÉKEK VETEMEDÉSÉNEK MÉRÉSI MÓDSZEREI ÉS CSÖKKENTÉSI LEHETŐSÉGEI PHD ÉRTEKEZÉS

SIKLÓ BERNADETT OKLEVELES GÉPÉSZMÉRNÖK

TÉMAVEZETŐ:

DR. KOVÁCS JÓZSEF GÁBOR

2012

Sikló Bernadett

TARTALOMJEGYZÉK A DOLGOZATBAN SZEREPLŐ JELÖLÉSEK ................................................................................ 4 A DOLGOZATBAN SZEREPLŐ RÖVIDÍTÉSEK ............................................................................ 7 1.

BEVEZETÉS ÉS CÉLKITŰZÉS ................................................................................................ 8

2.

A FRÖCCSÖNTÉS ÉS A VETEMEDÉS IRODALMI ÁTTEKINTÉSE .............................. 10

3.

4.

2.1.

A FRÖCCSÖNTÉS TECHNOLÓGIAI FOLYAMATA ...................................................................... 10

2.2.

ÁRAMLÁSI ÉS ANYAGSZERKEZETI JELLEMZŐK HATÁSA ....................................................... 13

2.3.

FRÖCCSÖNTÖTT TERMÉKEK VETEMEDÉSE ............................................................................ 19

2.3.1.

Anizotrop zsugorodás...................................................................................................... 19

2.3.2.

Szálerősítés hatása a zsugorodásra és a vetemedésre .................................................... 24

2.3.3.

A szerszámhőmérséklet vetemedésre gyakorolt hatása ................................................... 26

2.3.4.

Sarokvetemedés ............................................................................................................... 28

2.4.

A VETEMEDÉS VIZSGÁLATI ELVEI ÉS MÓDSZEREI ................................................................. 31

2.5.

FRÖCCSÖNTÉSI SZIMULÁCIÓ ................................................................................................. 33

2.6.

IRODALOM KRITIKAI ÉRTÉKELÉSE, CÉLOK PONTOSÍTÁSA ..................................................... 38

KÍSÉRLETEKHEZ HASZNÁLT ESZKÖZÖK, BERENDEZÉSEK, ALAPANYAGOK .. 41 3.1.

ALAPANYAGOK .................................................................................................................... 41

3.2.

PRÓBATESTEK ELŐÁLLÍTÁSA ................................................................................................ 41

3.3.

MÉRŐESZKÖZÖK .................................................................................................................. 41

KÍSÉRLETEK............................................................................................................................. 43 4.1.

VETEMEDÉSMÉRÉSHEZ ÚJSZERŰ PRÓBATEST FEJLESZTÉSE ................................................... 43

4.1.1.

Próbatest kialakítása ...................................................................................................... 43

4.1.2.

Cserebetétes fröccsöntő szerszám ................................................................................... 44

4.1.3.

Vetemedés mérése és korrekciója, a mérési bizonytalanság becslése ............................. 46

4.2.

TECHNOLÓGIAI PARAMÉTEREK SAROKVETEMEDÉSRE GYAKOROLT HATÁSA ........................ 52

4.2.1.

Sarokvetemedés és annak időbeli változása .................................................................... 52

4.2.2.

Vetemedést befolyásoló főbb paraméterek meghatározása............................................. 54

4.3.

SAROKVETEMEDÉS ÁTFOGÓ JELLEMZÉSE ............................................................................. 60

4.3.1.

Sarokvetemedés és a befolyásoló paraméterek közti összefüggés ................................... 60

4.3.2.

Sarokvetemedés ívességének jellemzése .......................................................................... 63

4.4.

SZERSZÁMTULAJDONSÁGOK HATÁSA A VETEMEDÉSRE, SZIMULÁCIÓS ELEMZÉSEK.............. 68

4.4.1.

Anyagtulajdonságok modellezése fröccsöntési szimulációhoz ........................................ 68

2

Sikló Bernadett

5.

4.4.2.

Orientáció hatása a sarokvetemedésre ........................................................................... 73

4.4.3.

Szerszámhőmérséklet szerepe a sarokvetemedés kialakulásában ................................... 76

ÖSSZEFOGLALÁS .................................................................................................................... 82 5.1.

AZ EREDMÉNYEK HASZNOSULÁSA........................................................................................ 84

5.2.

TOVÁBBI MEGOLDÁSRA VÁRÓ FELADATOK .......................................................................... 85

6.

TÉZISEK ..................................................................................................................................... 86

7.

IRODALOMJEGYZÉK ............................................................................................................. 89 7.1.

KÖNYVEK, KÖNYVFEJEZETEK............................................................................................... 89

7.2.

PUBLIKÁCIÓK, ÉRTEKEZÉSEK ............................................................................................... 90

7.3.

SZABVÁNYOK ....................................................................................................................... 96

3

Sikló Bernadett

A DOLGOZATBAN SZEREPLŐ JELÖLÉSEK A1

[-]

Cross-WLF egyenlet paramétere

A2~

[K]


B

[-]

Cross-WLF egyenlet nyomásérzékenységi tényezője

aij

[-]

másodrendű orientációs tenzor komponens

b1m

[m3/kg]

kéttartományú Tait egyenlet paramétere

b1s

[m3/kg]


b2m

[m3/kg⋅K]


b2s

[m3/kg⋅K]


b3m

[Pa]


b3s

[Pa]


b4m

[1/K]


b4s

[1/K]


b5

[K]


b6

[K/Pa]


b7

[m3/kg]


b8

[1/K]


b9

[1/Pa]


C

[-]

kéttartományú Tait egyenlet konstansa

Cp

[kJ/kg°C]

fajhő

d

[mm]

szál metszeti síkra vetített ellipszisének kistengelye

e

[mm]

szál metszeti síkra vetített ellipszisének nagytengelye

D1

[Pa⋅s]


D2

[K]


D3

[K/Pa]


f1

[°/(% m%)]

Sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől, relatív oldalhosszúságtól és alapanyag száltartalmától függő konstansa

4

Sikló Bernadett

f2

[°/(% m%)]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől, relatív oldalhosszúságtól és alapanyag száltartalmától függő konstansa

G

[%/mm]

útmenti görbület integrálja

g

[1/mm]

görbület

g1

[°/%]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől és relatív oldalhosszúságtól függő konstansa

g2

[°/%]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől és relatív oldalhosszúságtól függő konstansa

i1

[°/m%]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől és alapanyag száltartalmától függő konstansa

i2

[°/m%]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől és alapanyag száltartalmától függő konstansa

j1

[°]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől függő konstansa

j2

[°]

sarokszöget leíró összefüggés oldalak által bezárt szögtől függő konstansa

L

[%]

relatív oldalhosszúság

m

[-]

orientált szálak véges mennyisége

n

[-]


p

[Pa]

nyomás

pi

[-]

szál orientációjának valószínűsége i irányban

pj

[-]

szál orientációjának valószínűsége j irányban

p

[-]

orientációs vektor

R1

[1/mm]

sarok próbatest oldalának görbülete

R2

[1/mm]

sarok próbatest oldalának görbülete

Sx

[%]

síkbeli zsugorodás

Sz

[%]

vastagság menti zsugorodás

t

[mm]

falvastagság

T

[°C]

hőmérséklet 5

Sikló Bernadett

Tálló

[°C]

álló szerszámfél hőmérséklete

Tb

[K]

zérus nyírósebességhez tartozó viszkozitás hőmérsékletérzékenysége

Tmozgó

[°C]

mozgó szerszámfél hőmérséklete

Tt

[K]

kéttartományú Tait egyenlet átmeneti hőmérséklete

Ttrans

[K]

Cross egyenlet hőmérsékleti paramétere

~ T

[K]

Cross-WLF egyenlet hőmérsékleti paramétere

u

[mm]

szálhosszúság

v

[cm3/g]

fajtérfogat

v0

[cm3/g]

fajtérfogat környezeti nyomáson

α

[°]

sarokszög

Δα

[°]

szögváltozás

β

[-]

zérus nyírósebességhez tartozó viszkozitás nyomásfüggését meghatározó paraméter

δ

[°]

eredő mérési bizonytalanság

δkontúr

[°]

kontúrfelismerésből származó mérési bizonytalanság

δelford

[°]

elfordulásból származó mérési bizonytalanság

γ&

[1/sec]

nyírósebesség

η

[Pa⋅s]

viszkozitás

η0

[Pa⋅s]

zérus nyírósebességhez tartozó viszkozitás

Φ

[m%]

száltartalom

φ

[°]

szál x-tengellyel bezárt szöge

θ

[°]

szál z-tengellyel bezárt szöge

τ*

[Pa]


ξ

[-]

orientációs valószínűség eloszlás

Ψ

[°]

szöghiba

6

Sikló Bernadett

A DOLGOZATBAN SZEREPLŐ RÖVIDÍTÉSEK ABS

akrilnitril-butadién-sztirol terpolimer

ANOVA

varianciaanalízis (Analysis of Variance)

AK

alsó szerszámfészekben előállított próbatest szerszám közepe felé eső éle

ASZ

alsó szerszámfészekben előállított próbatest szerszám széle felé eső éle

FK

felső szerszámfészekben előállított próbatest szerszám közepe felé eső éle

FSZ

felső szerszámfészekben előállított próbatest szerszám széle felé eső éle

GF

üvegszál (Glass Fiber)

HDPE

nagy sűrűségű polietilén

MFI

folyási mutató szám (melt flow index)

MIL

fő metszeti hossz (Main Intercept Length)

PA

poliamid

PBT

poli(butilén-tereftalát)

PC

polikarbonát

PE

polietilén

POM

poli(oxi-metilén)

PP

polipropilén

PS

polisztirol

RSC

kiterjesztett orientációszámítási modell (Reduced Strain Closure)

SEM

pásztázó elektronmikroszkóp (Scanning Electron Microscope)

TPO

termoplasztikus olefin elasztomer

7

Sikló Bernadett

1. Bevezetés és célkitűzés Napjainkban egyre szélesebb körben kerülnek polimer alapanyagú termékek felhasználásra a csomagolástechnikától a járműiparon át az orvostechnikai alkalmazásokig. Újszerű műanyagok és rendkívüli feldolgozási technológiák jelennek meg a folyamatos fejlesztések hatására és a legmagasabb műszaki igények követelményeinek teljesítésére. A polimerek egyik legjelentősebb és legelterjedtebb alakadási eljárása a fröccsöntés, amellyel szinte bármilyen kialakítású, térben erősen tagolt 3D-s termék előállítható. Pontosságával és termelékenységével a korszerű alkatrészgyártás szerves részévé vált. A harmadik évezred mindennapjaiban a műszaki élet területén is nélkülözhetetlen számítástechnika számos újító megoldást és támogatást nyújt a műanyagipar és a hozzá kapcsolódó szerszámgyártás területén a tervezésben és a gyártásautomatizálásban egyaránt. Az egyre növekvő piaci verseny és a műanyag alkatrészekkel szemben támasztott szigorú követelmények gyors és precíz szerszámkészítést követelnek meg. A kívánt termékminőség elérése ideális gyártási paraméter-beállításokat igényel. A termékfejlesztésben és a különböző technológiai problémák feltárásában különösen nagy szerepe van a szimulációnak. Szimulációs programok használatával lehetőség nyílik a fröccsöntés virtuális megvalósítására, amellyel még a szerszám tényleges legyártása előtt optimalizálható a termékkialakítás, a feldolgozási paraméterek, vagy éppen az alapanyag választása, ezzel csökkentve a tervezési időt, valamint a hibázási lehetőséget. Tervezéskor elengedhetetlen a különböző fizikai hatások figyelembevétele, mivel az előállított alkatrészek méretpontosságát és alakhűségét azok együttesen határozzák meg. A tervezőnek ismernie kell a termék alapanyagát, hiszen annak elkerülhetetlen zsugorodását a szerszám tervezésekor figyelembe kell vennie a kívánt méret elérése érdekében. A nem megfelelő gyártási paraméterek egyenetlen zsugorodást hozhatnak létre, aminek hatására vetemedés alakulhat ki. Ennek a deformációnak az egyszerű, síkbeli változata ismert, azonban bonyolultabb geometriák, mint például sarkok esetében a befolyásoló tényezők hatása még részben feltáratlan. A járműalkatrészek tervezésének és gyártásának folyamata is ma már – mint más nagy méretpontosságot igénylő alkatrészek esetében is – szintén elképzelhetetlen fröccsöntési 8

Sikló Bernadett

szimulációs programok használata nélkül. A járműgyártók beszállítóiktól megkövetelik használatát, ezzel a konstrukciós fázisban minimalizálhatók többek közt a deformációk, valamint az egyéb jelentős problémát okozó fröccsöntési hibák, amelyek mind optikailag, mind mechanikailag gyengítik a termék minőségét. A járműgyártók nemcsak tökéletes minőséget követelnek meg a felhasznált polimerektől, hanem kedvező tulajdonságaikkal, és főleg kis sűrűségüknél fogva, tömegcsökkentés szempontjából fém alapanyagok kiváltásában állítják kihívás elé azokat. A teljesítménybeli és környezetbarát előnyök igényeinek együttes megjelenése mellett a feldolgozás költséghatékonyságának teljesítése is lényeges szempont. Az évek során az egyik legelterjedtebb fémet helyettesítő polimerré az üvegszál erősítésű poliamid vált, amelyet többek közt gépjárművek motorterébe szerelt alkatrészek alapanyagaként is alkalmaznak [18]. Ez az alapanyag azonban kiváltható egyedi, üvegszál erősítésű polipropilénnel, amely amellett,

hogy

hozzájárul

az

alkatrész

tömegcsökkenéséhez,

jó

hangszigetelő

tulajdonságokkal is rendelkezik nagy merevsége mellett. Mindemellett előnyei közé sorolható kedvezően kisebb feldolgozási hőmérséklete, valamint az a tény, hogy nem szükséges fröccsöntés előtt előkészíteni, azaz szárítani az anyagot, ami poliamid esetén elkerülhetetlen. Doktori értekezésem célja, hogy a polipropilén alapanyagú, üvegszállal erősített fröccsöntött termékek vetemedését és annak mérési módszereit feltárjam. További célom hogy az egyes tényezők, mint az áramlási kép vagy a temperálás vetemedésre gyakorolt hatását megvizsgáljam, és a deformáció csökkentési lehetőségeire rávilágítsak.

9

Sikló Bernadett

2. A fröccsöntés és a vetemedés irodalmi áttekintése Ebben a fejezetben a szakirodalmakon, illetve az eddigi kutatási eredményeken keresztül mutatom be a termoplasztikus polimerek egyik legelterjedtebb feldolgozási technológiáját, a fröccsöntést. Áttekintem a fröccsöntött termékek vetemedését befolyásoló ömledékáramlási jellemzőket, majd részletesen bemutatom a deformáció fő okozóit, úgymint az anizotrop zsugorodást, az alapanyag szálerősítésének hatását, illetve a szerszám temperálásának befolyását, valamint a sarokvetemedést. Külön kitérek a vetemedés eddig alkalmazott vizsgálati módszereire. Végül az egyre szélesebb körben alkalmazott fröccsöntési szimulációt és annak alkalmazását tárgyalom.

2.1. A fröccsöntés technológiai folyamata A termékek minőségét mind mechanikailag, mind esztétikailag jelentősen befolyásolja a fröccsöntés rendkívül összetett folyamata. A technológia alapelve, hogy a polimer ömledéket nagy sebességgel, szűk beömlőnyíláson át zárt, temperált szerszámba juttatjuk. A polimer ömledék felveszi a szerszámfészek alakját, lehűl, megszilárdul, majd a kész, összetett geometriájú termék eltávolítható a szerszámból [1-3]. A fröccsöntés szakaszos gyártási folyamat, ezért az eljárás lényege a fröccsöntési ciklus lépésein keresztül – egy általános esetet tekintve – jól nyomon követhető. A szerszámfelek összezárását, a szerszámzáróerő felépülését és a fröccsegység előremozgását követően az előző ciklusban létrehozott forró polimer ömledék a csiga dugattyúszerű mozgásának eredményeképpen nagy sebességgel és nagy nyomással kitölti a temperált szerszámban kialakított formaüreget. Ezt a volumetrikus kitöltést követően egyre nagyobb nyomás alá kerül az anyag az utónyomásra történő átkapcsolásig. Az utónyomás, amellyel a szerszámüregben a hűlés hatására bekövetkező térfogatcsökkenést lehet kompenzálni, egészen a gát megszilárdulásáig, azaz a lepecsételődésig tart. Ezt követően a termék a szerszámban csökkenő nyomás mellett, majd az atmoszférikus nyomást elérve izobár körülmények között tovább hűl. Ezzel egy időben a fröccsegység plasztikálja a következő ciklus során befröccsöntendő alapanyagot, majd eltávolodik a szerszámtól. A szerszám nyitása és a termék

10

Sikló Bernadett

eltávolítása, vagyis a kidobás után az tovább hűl és zsugorodik. Bizonyos holtidő elteltével a szerszám újra záródik, és ezzel egy következő ciklus indul [1, 2, 4]. A fröccsöntési paraméterek jelentősen befolyásolják a zsugorodást, valamint annak anizotrópiájával a vetemedés kialakulását és mértékét. Főként az ömledékhőmérséklet, a fröccssebesség és -nyomás, az utónyomás nagysága és időtartama, a szerszámhőmérséklet, valamint a hűtési idő hatnak együttesen a termék minőségére. Az ömledékhőmérséklet optimális megválasztása nagy körültekintést igényel, mivel túl nagy értéke az alapanyag degradációjához vezethet, kisebb értéke pedig a szerszám részleges kitöltését okozhatja. Bár az ömledékhőmérséklet növekedése a legtöbb esetben csökkenti a zsugorodás mértékét, további növelésével a kialakuló zsugorodás számottevőbbé válik. Ez egyrészről azzal magyarázható, hogy az utónyomás az utónyomási idő rövidsége miatt még a lepecsételődés előtt megszűnhet, másrészről azzal, hogy azután a termék mag részében nagyobb hőmérséklet uralkodhat, mint többi részeiben [5]. Isayev és Hariharan szerint [19] minél nagyobb a szerszám és az ömledék hőmérséklete közti különbség, a nagyobb volumetrikus kontrakció következtében annál nagyobb térfogati zsugorodás jön létre az anyagban. Ezzel egyidejűleg az ömledékhőmérséklet növelésével létrejövő kis viszkozitás folytán a térfogatcsökkenés jobban kompenzálható, hiszen több anyagot lehet a szerszámfészekbe

juttatni,

mivel

a

lepecsételődés

később

történik

meg [20].

Az

ömledékhőmérséklet hatása a polimer szerkezetétől is függ, mivel számos kutató szerint [5, 20, 21] amorf alapanyagok esetében csökkenti, részben kristályos anyagok esetén növeli a zsugorodás mértékét a melegebb ömledék. Nemcsak a méretpontosságot befolyásolja az ömledékhőmérséklet, hanem a mechanikai tulajdonságokat is [22]. Egyéb technológiai paramétereket figyelembe véve, a szerszámhőmérsékletre gyakorolt hatására Huang és Tai [23], a nagy ömledékhőmérséklet esetén jelentkező fészeknyomás-növekedésre Kurt és társai [24] utaltak. A fröccssebesség és a fröccsnyomás egymással összefüggő paraméterek, amelyek függnek a feldolgozott anyag típusától is. Az optimális fröccssebesség többek közt függ az alkatrész geometriájától, alapanyagától, méretétől, a gát elhelyezkedésétől és a szerszám hőmérsékletétől is. Amennyiben a fröccssebesség túl kicsi, az anyag a fészek teljes mértékű kitöltése előtt lehűl, ennek hatására a kitöltéshez szükséges fröccsnyomás megnő, és az

11

Sikló Bernadett

utónyomás alkalmazása sem lehetséges a lepecsételődés korai bekövetkezése miatt. A másik szélsőséges esetben a fészek gyors ütemű kitöltésének hatására túlzott nyomásesés alakul ki a gátnál, aminek hatására a kitöltéshez szükséges nyomás megnő [5]. Mivel az ömledék hőmérséklete ebben az esetben jelentősen nagyobb, mint optimális sebesség esetén, ezért nagyobb zsugorodás alakul ki. Bár nagy fröccssebességek esetén egyenletesebb felület alakulhat ki, okozhat hibákat is, mint például szabadsugár képződést, sorjásodást vagy felületi réteg lehámlást [2, 5, 6]. A fröccsnyomás nagyságának lehetővé kell tennie, hogy a polimer ömledék a szerszámfészek legszűkebb részeit is kitöltse. Értékét befolyásolja a darab geometriai kialakítása: vékony, strukturált, hosszú folyási utak esetén ugyanis nagyobb fröccsnyomást kell

alkalmazni.

Kis

szerszám-

vagy

ömledékhőmérséklet,

illetve

az

egyenletes

fröccssebesség is nagyobb nyomást igényel a kitöltéshez [7]. Maximális értékét azonban korlátozza a záróerő, mivel a formaüregben kialakuló nyomás, ami a gáttól a folyási út végéig változik, nem lépheti túl annak nagyságát. Legelőször a gáttól távol eső részek szilárdulnak meg, a gátnál lejátszódó súrlódás miatt az anyag még melegebb, így tovább lehet nyomást gyakorolni rá, ennek hatására kisebb lesz a zsugorodás. A fröccsnyomás a mechanikai tulajdonságokra is hat, amelyet Dogossy és Kovács [25] ABS alapanyagú szakító próbatesteken vizsgálták, és megállapították, hogy kis fröccsnyomás mellett jobb mechanikai tulajdonságok voltak tapasztalhatók. A darab befröccsöntést követő térfogatcsökkenése az utónyomással kompenzálható, ami a lepecsételődéstől függő utónyomási idő beállításával határolható be. Alkalmazása addig hatékony, amíg a polimer a legszűkebb keresztmetszetben, vagyis a gátnál meg nem szilárdul [2].

Az

optimális

termékminőség

érdekében

különböző

nyomásprofilokat

alkalmaznak. Ilyen a konstans, a lineárisan növekvő, a lineárisan csökkenő vagy a lépcsős utónyomásprofil, amelyeknek a termék tulajdonságaira gyakorolt eltérő hatását Chen és Gao [26] vizsgálta. Az utónyomás értékének és idejének változtatása nemcsak a darab tömegének növekedésére van hatással. A nagyobb utónyomás és rövidebb utónyomási idő a darabban kisebb feszültséget eredményez, mint a kisebb utónyomási érték hosszabb idő mellett [5, 7]. Ezen kívül befolyásolja a termék zsugorodását, a sorjaképződést és a falvastagság egyenletességét is [21, 26].

12

Sikló Bernadett

A szerszámhőmérséklet beállítása főként a termék hűtésének sebességét határozza meg. Növelésével hasonló hatás érhető el, mint az ömledékhőmérséklet növelésével, de a nyomásokra és feszültségszintekre kifejtett hatása nem olyan számottevő. A legfontosabb előnye, hogy a melegebb szerszám kisebb fröccssebességet tesz lehetővé anélkül, hogy az ömledék túlságosan lehűlne [7].

2.2. Áramlási és anyagszerkezeti jellemzők hatása Fröccsöntés közben az alakadó szerszám polimer ömledékkel való kitöltése nagymértékben befolyásolja a létrejövő termék tulajdonságait. Az ömledék szerszámfallal érintkező része azáltal, hogy gyorsan lehűl, héjréteget képez (1. ábra). A még meg nem szilárdult, kifejtő áramlással tovább haladó ömledék pedig egy szűkebb csatornán halad keresztül, miközben a felülete a nyújtó hatásnak köszönhetően jelentősen orientálódik [27]. A magban azonban a jelen lévő dugószerű áramlásnak köszönhetően kisebb mértékű orientáció alakul ki. A vastagság mentén mag-héj szerkezet alakul így ki, ahol a héjban nagyfokú, a magban kisebb fokú a molekuláris orientáció [8, 9, 28]. A héjréteg vastagsága a fröccsöntési paraméterekkel befolyásolható: leginkább az ömledékhőmérséklettel, a fröccssebességgel, a fröccsnyomással és a szerszámhőmérséklettel. Minél kisebb az ömledékhőmérséklet, illetve a fröccssebesség, annál vastagabb héjréteg alakul ki, ami annak eredménye, hogy a kisebb ömledékhőmérséklet nagyobb mértékű ömledékorientációt okoz, aminek következtében hosszabb relaxációs idő jelentkezik. Mindemellett a kristályosodás is gyorsabban lezajlik, így rögzítve a kialakult orientációt [8, 10].

1. ábra Fröccsöntött termékek vastagsága mentén kialakuló mag-héj szerkezet [29]

13

Sikló Bernadett

A polimer molekulák rendezett struktúráját az ömledék deformációja okozza. A rugalmas molekulaláncok megnyúlnak, és hurkoltságuk következtében a darab lehűlése és megszilárdulása előtt nem tudnak elég gyorsan relaxálódni. Ez a jelenség kis feldolgozási hőmérsékleten még erőteljesebb, fokozva az orientáció mértékét, ami terméken belül a befröccsöntési ponttól távolodva, illetve a falvastagság növelésével csökken [6]. A fröccsöntött termékek orientációját a kifejtő áramlás, a radiális áramlás és az utónyomás okozta szekunder áramlás együttesen váltja ki. Kifejtő áramlás esetén a falnál az ömledék nem csúszik, ami arra készteti az anyagot, hogy a darab közepétől a fal irányába áramoljon. A szerszámfallal érintkező ömledékréteg lehűl és megszilárdul, azonban a szerszámüregbe később belépő ömledék már ezek közt a ledermedt rétegek közt halad, amelyek az ömledékfrontot megnyúlásra, és a hideg falhoz való kigöngyölődésre kényszerítik, ahol az rögtön ledermed. Azok a molekulák, amelyek az ömledékfront után haladnak, áramlással párhuzamos irányba rendeződnek, a hideg szerszámfalnál ledermednek, és megszilárdulás után kismértékben relaxálódnak. A radiális áramlás a kitöltésre merőleges orientációt hoz létre a darab középső rétegében. Az utónyomás okozta áramlás pedig további orientációt alakít ki a darabban [6]. A falvastagság mentén kialakuló makromolekuláris orientáció több részre osztható. A magban a nyírósebesség gradiens zérus, ezért nem alakul ki orientáció. Kifelé haladva növekszik a nyíró áramlásból származó orientáció a maximális értékét elérő nyíró gradiens, valamint a gyorsabb hűlés következményeként. Közel a falhoz csak nyíró áramlásból származó orientáció feltételezhető a kifejtő áramlás hatására létrejövő orientáció mellett. A falnál kizárólag a kifejtő áramlás befolyásolja az orientációt [11]. Részben kristályos polimerek esetén a külső rétegben sorban képzik a láncok a kristálygócokat az áramlás irányában, amin a kitöltési irányra merőleges síkban lamellák növekednek (2. ábra). Az alatta lévő rétegben megmarad a soros kristálygócképződés, azonban a lamellák merőlegesek a szerszámüreg falára, de az áramlás irányához képest rendszertelenül orientálódva. Valószínűleg a nyíró áramlás okozta orientáció az uralkodó hőmérsékleti gradiensekkel együtt a felelős ezért a morfológiáért. Szferolitos morfológia figyelhető meg a mag részben, ami a kismértékű orientáció, illetve az orientáció hiányának jele. Amorf polimerek esetén is a héjrétegben a nyíróáramlás hatására nagyfokú orientáció

14

Sikló Bernadett

van jelen, amíg a mag felé haladva ez az orientáció lecsökken, és a magban megszűnik [9, 11].

2. ábra Fröccsöntött HDPE morfológiai szerkezete (I. Kitöltési síkra merőleges lamellás szerkezet; II. Rendszertelen orientációjú, szerszámüreg falára merőleges lamellás szerkezet; III. Szferolitos szerkezet kis orientációval; IV. Szferolitos szerkezet orientáció nélkül) [11]

A töltött és erősített polimerek tulajdonságait erősen befolyásolja a töltő- és erősítőanyag viselkedése. A fröccsöntött termékekben létrejövő orientáció a darab vastagsága és szélessége mentén változik a szerszámüreg kitöltése során kialakuló áramlási képnek megfelelően. A szálerősítésű fröccsöntött termékekben előforduló orientációt többféle technikával lehet meghatározni. Léteznek olyan eljárások, amelyek optikai mikroszkóppal vizsgálják a szálrendeződést, és vannak, amelyek közvetlenül a háromdimenziós szálorientációt tudják meghatározni (mikroradiográfia). Polírozott keresztmetszet mintákon mikroszkópi felvételek alapján vizsgálható az orientáció [30, 31]. Egy szál orientációja két szög (θ és φ ) vagy egy a szállal párhuzamos p vektor alapján határozható meg, amely olyan koordináta-rendszerben helyezkedik el, amelynek z-tengelye a metszeti sík normálisa (3. ábra).

15

Sikló Bernadett

3. ábra Szál orientációja (d – szál metszeti síkra vetített ellipszisének kistengelye; e – szál metszeti síkra vetített ellipszisének nagytengelye; θ – szál z-tengelllyel bezárt szöge; φ –szál x-tengellyel bezárt szöge; p – orientációs vektor; u – szálhossz) [32]

Így a párhuzamos p vektor (1) szerint írható fel:

p = (sin θ ⋅ cos φ , sin θ ⋅ sin φ , cosθ ) .

(1)

Mivel minden egyes szál orientációjának meghatározása nem kivitelezhető, ezért a szálorientáció-eloszlás

sűrűségfüggvényének

ξ (θ , φ )

megállapítása

a

gyakorlatban

alkalmazott módszer. Azonban a számítások leegyszerűsítése végett az orientáció tenzorokkal való leírása használatos inkább. A másodrendű tenzor komponensei a következők (2): r r aij = ∫ pi p jξ ( p )dp .

(2)

Ω

Az m számú szál globális orientációja pedig az egyes szálak orientációjának átlagából számítható (3) [32]: aij =

1 m k 1 m k k pi p j . ∑ aij = m ∑ m k =1 k =1

(3)

A vizsgálatok többnyire az áramlással párhuzamos, a magban arra merőleges vagy random orientációt állapítottak meg, amelyet a divergens áramlás hatásának tulajdonítottak [33-38]. Az orientáció eloszlását Bernasconi társaival [33] röntgen mikro-tomográfiás módszerrel vizsgálta. Nem az egyes szálak, hanem egy egész próbatest anizotrópiáját értékelték ki globális paraméterekkel. PA6-GF30 alapanyagú téglatest próbatestek keresztmetszeti szelvényeiről felvételeket készítettek, és azok egymásra helyezésével háromdimenziós képet alkottak. Egy a biomechanikában használatos paraméterrel, a fő 16

Sikló Bernadett

metszeti hosszal (MIL=main intercept length) jellemezték az anizotrópiát, amit egy rácsozatban lévő szálból mátrixba való átmenetek és a vizsgált rácshossz hányadosaként határoztak meg. Az eredményekből arra a következtetésre jutottak, hogy a héj réteg első főirányában nagyobb rendeződés alakult ki, mint a magrétegben. Az eredményeket kezdeti vizsgálatoknak tekintették, miután az nem tette lehetővé a teljes orientációs eloszlás meghatározását, illetve a MIL tenzor és az orientációs tenzor közti kapcsolat sem ismert még. Bár a mérési eljárás az eddig ismert módokkal ellentétben egészében vizsgál egy anyagrészt, pontosítást és az anyagjellemzők, valamint a MIL tenzor és az orientációs tenzor közti összefüggés feltárását teszi szükségessé. A mag-héj effektust kialakító orientációt bonyolultabb geometriában, sarok kialakításban vizsgálta Mlekusch [35]. Megállapította, hogy a szálak különböző orientációjú rétegeket hoztak létre, és a kerületi irány mentén a határrétegekben nagyfokú, a magban kisebb fokú rendeződés alakult ki. Kimutatta, hogy nem lekerekített sarokkialakítás esetén a külső sarokélhez közel holt zóna jött létre (4. ábra).

4. ábra Szálorientáció alakulása – sarok keresztmetszet SEM felvétele [35]

Számos esetben a falvastagsággal magyarázták a mag-héj effektus hiányát [32, 39-42]. Kikuchi és Koyama [39] a szálorientáció vizsgálatához PA66-GF30 alapanyagú, közepéről befröccsöntött korongot osztott fel 8 rétegre annak vastagsága mentén. 1,5 mm vékony korong esetében a legbelső rétegben jött létre kerülettel párhuzamos rendeződés, míg a külsőbb rétegekben radiálisan orientálódtak a szálak. Vastagabb, 5 mm-es körlemez esetén már 2 belső rétegben tapasztaltak kerületi orientációt, vagyis a vastagság növekedése befolyásolta a mag réteg arányát. Hasonló falvastagságbeli hatásokat észlelt Vincent munkatársaival [40]. Két különböző alapanyagú, négyszög alakú, legyező gáttal befröccsöntött próbatestben kialakult 17

Sikló Bernadett

orientációt vizsgálták 4 vastagságban, 3 különböző, áramlási irányra merőleges metszetben optikai mikroszkóppal. Vastagabb (3 és 5 mm) darabok esetén mindhárom metszetben a szálrendeződés szempontjából mag-héj effektust figyeltek meg, míg vékonyabb (1,1, illetve 1,7 mm) darabok esetében az egész vastagság mentén jól orientálódtak a szálak az áramlás irányába. Megfigyeléseik szerint mindkét anyag esetében a mag orientációja a gátrészben alakult ki, ahol a divergens áramlás azzal párhuzamos orientációhoz, míg a jelentősebb konvergens áramlás arra merőleges orientációhoz vezetett. Megállapították, hogy a formaüregben létrejövő nyíró deformáció csak a vékonyabb próbatestek esetében tudta a szálakat az áramlás irányába rendezni. A vizsgálatok rámutattak a gátkialakítás fontosságára, ugyanakkor más típusú gátak orientációra gyakorolt hatását nem vizsgálták. A termoplasztikus polimerből előállított alkatrészek vastagsága mentén szemlélve, azok mag részében húzófeszültség, a héjrétegben nyomófeszültség ébred. A fröccsöntött alkatrészekben a maradó belső feszültség kialakulásához a hűtés és az áramlás hatására kialakuló feszültségek járulnak hozzá [6]. Bár kialakulásában szerepet játszanak a szerszám kitöltése és az utónyomás során ébredő nyíró és normálfeszültségek is, sokkal nagyobb azonban annál a szerszámfészekben történő gyors hűtés hatására keletkező belső feszültség. A zsugorodás és a vetemedés közvetlenül a belső feszültségekhez köthető, amelyek az alapanyag anizotrópiája, a nem hatékony szerszámhűtés (5. ábra), az alkatrész bonyolult geometriájának, vagy a nem megfelelő technológiai beállítások eredményeként alakulnak ki [6, 43].

5. ábra Hőmérséklet- és feszültség-eloszlás fröccsöntött termékek vastagsága mentén vetemedésmentes és vetemedett állapot esetén [43]

18

Sikló Bernadett

2.3. Fröccsöntött termékek vetemedése A fröccsöntött termékek – különösen a műszaki és precíziós alkatrészek esetében – szigorú méretpontosságot és alakhűséget igényelnek, amelyet számos gyártási paraméter együttesen határoz meg. A gyártás során kialakuló zsugorodás jelentősen befolyásolja nemcsak a termék méreteit, hanem minőségét is, mivel anizotrópiájával vetemedéshez vezethet. Vetemedés alatt azt a fröccsöntési hibát értjük, amikor a termék az egyenetlen zsugorodás és a belső feszültségek hatására a tervezett alakjától eltér [5]. A deformáció egyik okozója a darab belsejében fellépő lokálisan eltérő zsugorodás, a második az orientációs hatás, vagyis az áramlás irányú és a keresztirányú zsugorodás eltérő mértéke. A harmadik tényező a szerszám hőmérséklete, amely jelentősen befolyásolja a darabban kialakult deformációt [5, 7].

2.3.1. Anizotrop zsugorodás A fröccsöntés folyamata során a létrejövő termék méretei az alakadó szerszámfészek méreteihez képest a lehűlés során bekövetkező térfogatcsökkenés hatására elkerülhetetlenül megváltoznak. Ezt a névleges mérettől való eltérést zsugorodásnak nevezzük. A termék és a szerszámfészek méretbeli eltérései alapján két zsugorodási értéket különböztethetünk meg egymástól: a térfogati zsugorodást, amely a szerszámüreg és a végleges darab térfogatának különbsége, valamint a lineáris zsugorodást, ami a szerszám és az alkatrész megfelelő mérete közti eltérés. A zsugorodás időbeni lefutása alapján általában három zsugorodást különböztethetünk meg egymástól: a kidobás utáni zsugorodást, a technológiai zsugorodást és az utózsugorodást [12]. A technológiai zsugorodást a DIN 16901 szabvány szerint 16 óra normál körülmények közt történő tárolás után mérik. Az utózsugorodás hosszú, hőmérsékletváltozás és utókondicionálás mellett történő tárolás hatására bekövetkező méretváltozás, vagyis a hosszú idő után bekövetkezett zsugorodás és a technológiai zsugorodás különbsége. A technológiai zsugorodás és az utózsugorodás összegét nevezzük teljes vagy maximális zsugorodásnak. Ezeken felül a fröccsöntés iránya szempontjából is megkülönböztethető három zsugorodási érték: az áramlás irányú, a keresztirányú és a termék vastagsága menti zsugorodás, amelyek aránya a zsugorodás anizotrópiájára utal [3, 5, 12].

19

Sikló Bernadett

A polimer alapanyag szerkezete apavetően befolyásolja a létrejövő zsugorodást. Amorf polimerek általában izotrop jelleggel zsugorodnak, azaz azonos mértékben zsugorodnak az áramlással párhuzamosan és arra merőlegesen. Ezzel szemben a részbenkristályos anyagokban az amorf és kristályos fázisok együttes jelenléte miatt a két irányban eltérő mértékű a zsugorodás, amely a tömörebb szerkezet következtében jelentősebb is, mint amorf anyagok esetében. A zsugorodás a fröccsöntött termék keresztmetszetében eltérően alakul részbenkristályos és amorf polimer esetén. Részbenkristályos alapanyag esetén a héj réteg a hűlés közben hamarabb megszilárdul, mint a mag rész, ahol ennek következtében nagyobb fokú kristályosodás alakul ki, nagyobb zsugorodást eredményezve. Amorf anyagok esetén a térfogatváltozások mértéke viszont fordítottan alakul, mert a magban az utónyomás kompenzáló hatásának eredményeképpen kisebb lesz a zsugorodás, mint a héj rétegben [2, 5, 8, 9]. A zsugorodás anizotrópiáját többnyire lap alakú geometria áramlási és keresztirányú méretváltozásán keresztül tanulmányozták. Bár a részben kristályos és az amorf polimerek zsugorodása közt mind nagyságban, mind jellegben különbségek tapasztalhatók, technológiai oldalról tekintve mindkettő térfogatcsökkenését leginkább az utónyomás nagysága befolyásolja [21, 26, 44-47]. Nemcsak az utónyomás, hanem annak profilja, azaz időbeli lefutása is hatással van a zsugorodásra, amit Chen és Gao [26] vizsgáltak. Megállapították, hogy azonos utónyomási középérték mellett a lineárisan növekvő profil jobban csökkentette a próbatest zsugorodását, mint a lineárisan csökkenő profil, azonban csökkenő profil esetén egyenletesebben alakult ki benne. Az utónyomás nagysága és profilja mellett az utónyomási idő és a folyási úthossz változása is hatással van a polimer alkatrészekben kialakuló zsugorodásra, amit Jansen tanulmányozott munkatársaival [44] PS alapanyagú, film gáttal befröccsöntött lapka próbatesteken. Kimutatták, hogy kisebb utónyomás, illetve rövidebb utónyomási idő esetén a hosszúság és a szélesség menti zsugorodás mértéke azonos volt, amíg nagyobb utónyomás, illetve hosszabb utónyomási idő esetén a hosszirányú zsugorodás volt nagyobb (6. ábra). Rámutattak arra is, hogy a zsugorodás általában nőtt a folyási út hossza mentén. Geometriai kényszert is alkalmaztak, és arra a következtetésre jutottak, hogy az csak kis utónyomás

20

Sikló Bernadett

esetén csökkentette a végleges zsugorodást. Az általuk alkotott egyszerű elasztikus modellel [48, 49] számított értékek a mérési eredményeikkel nagyfokú hasonlóságot mutattak.

6. ábra Zsugorodás az a) utónyomás, b) utónyomási idő függvényében [44]

Kutatásaikat egy másik munkájukban Jansen és munkatársai [21] számos amorf és részben kristályos anyagra is kiterjesztették. Megállapították, hogy a növekvő utónyomáson kívül, bár kisebb mértékben, de részben kristályos polimerek esetén a növekvő ömledék hőmérséklet is csökkentette a termék síkbeli zsugorodását. Ezt Postawa és Koszkul [45] POM, illetve PS alapanyagú próbatesteken, Altan [50] pedig PP és PS alapanyagon végzett vizsgálatai megerősítették. További technológiai paraméterek hatását vizsgálva, úgymint szerszámhőmérséklet és fröccssebesség, a két kutatócsoport nem jutott azonos eredményre, mert amíg Jansen [21] nem figyelt meg egyértelmű hatást, addig Postawa [45] csökkenő zsugorodásbeli eredményekről számolt be. Egyéb technológiai jellemzők hatását vizsgálta Chang és Faison [46] PS, ABS és HDPE alapanyagú, szabványos rúd alakú próbatesteken. Megállapították, hogy a fröccsnyomás a PS keresztirányú zsugorodását növelte, azonban az áramlás irányúra nem volt hatással. A nagyobb torlónyomás csökkentette a keresztirányú zsugorodást, míg az áramlás irányút csekély mértékben növelte. A hűtési idő növelésével mindkét irányban nagyobb zsugorodás lépett fel. Megfigyelték, hogy ABS esetében az utónyomás, az ömledék és a szerszámhőmérséklet hatása hasonló volt, mint PS esetében, azaz csökkentette azt, azonban a fröccsnyomás és a torlónyomás növelése a zsugorodást mindkét irányban csökkentette. Ezen kívül azt is megállapították, hogy ABS esetén az áramlásra merőleges zsugorodás nagyságát a hűtési idő növelése csökkentette. További megfigyeléseik szerint HDPE esetén az ömledék és 21

Sikló Bernadett

a szerszámhőmérséklet ellenkezően hatott a zsugorodásra, mint az amorf anyagok esetében, mivel értéke mindkét irányban nőtt, a torlónyomás hatására pedig csökkent mértéke. Pomerleau és Sanschagrin [47] lokálisan vizsgálta a zsugorodás befröccsöntési sebességtől és utónyomástól való függését, a felületén berácsozott PP lap kereszt- és hosszirányban fekvő rácsvonalai közti távolság mérésével. Megfigyelték, hogy az áramlás irányú zsugorodásbeli értékek eloszlásában a lap hosszúsága és szélessége mentén nem volt nagy eltérés, a keresztirányú zsugorodás a lap szélei mentén volt legnagyobb, és a gát közelében

az

áramlás

irányú

zsugorodás

mértéke

volt

számottevőbb

(7. ábra).

Megállapították, hogy az utónyomás 30 MPa-os emelkedése az áramlásra merőleges zsugorodást átlagosan 18%-kal, az áramlással párhuzamos zsugorodást 10%-kal csökkentette. Megfigyeléseik szerint 90 mm/s fröccssebesség-növekedés a keresztirányú zsugorodás értékét 6%-kal növelte.

7. ábra a) Áramlás, illetve b) keresztirányú lokális zsugorodás [47]

A technológia mellett a szerszámkonstrukció is befolyásolhatja a zsugorodást. Demirer társaival [51] a fűtött csatornás szerszámkialakítás előnyeit vizsgálta a termék zsugorodása tekintetében a hagyományos, hidegcsatornás kialakításhoz képest. Kimutatták, hogy a fűtött csatornás kialakítással fröccsöntött darabok zsugorodása kisebb, mint a hidegcsatornával gyártottak zsugorodása. Ebből arra a következtetésre jutottak, hogy fűtött csatorna esetében a zsugorodás csökkenése a hatékony utónyomásból származott, ami a kisebb hőveszteségeknek, a polimer ömledék jobb folyóképességének és a gátak később történő lepecsételődésének a következménye. Méréseik esetében azonban a befröccsöntés helye a két technológia esetén eltérő helyen volt, ami befolyással volt a zsugorodás kialakulására, ezért véleményem szerint 22

Sikló Bernadett

a két esetet nem lehet teljes mértékben összehasonlítani. Ezen kívül a vizsgálataikban a fröccsöntési nyomást mérték és nem a fészekben uralkodó üregnyomást, így a két kialakítás esetén létrejövő valódi nyomásértékeket nem hasonlították össze. Nemcsak a technológia és a szerszámkialakítás, hanem az alkatrész geometriája is befolyásolja a termék zsugorodását. A különböző falvastagságú részek eltérő sebességgel hűlnek és zsugorodnak. Pomerleau és Sanschagrin [47] egy lap próbatest falvastagságának szakaszos változtatásával, azaz a lap közepének szimmetrikus és aszimmetrikus elvékonyításával vizsgálták a zsugorodást. Megfigyelték, hogy a fröccsöntés során legelőször megszilárduló középső vékony rész anizotrópia nélkül szilárdult meg. Szimmetrikus kialakítás esetén a vékonyított rész közelében nagyobb zsugorodási értékeket mértek a vastagabb részen, amit azzal magyaráztak, hogy a vékony réteg megszilárdulás közben a környezetéből ömledéket vont el [47]. Bár az alkatrészekben létrejövő egyenetlen zsugorodás hatására alakul ki a vetemedés, Liao és társai [52] PC/ABS alapanyagú burkolaton kimutatták, hogy a kereszt-, illetve a hosszirányú zsugorodásra, valamint a vetemedésre eltérő mértékben hatottak az egyes befolyásoló paraméterek. Megfigyeléseik szerint az utónyomás befolyásolta mindhárom jelenséget legerőteljesebben, azonban ezen kívül a keresztirányú zsugorodásra és a vetemedésre leginkább a szerszám hőmérséklete, amíg az áramlás irányú zsugorodásra az ömledékhőmérséklet gyakorolt hatást. Ezzel szemben Tang és társai [53] szerint a legnagyobb mértékben az ömledékhőmérséklet volt hatással a vetemedésre, ezt követte az utónyomás ideje, az utónyomás mértéke, a befröccsöntési idő pedig nem befolyásolta jelentős mértékben. Az utónyomási idő vizsgálata azonban megkérdőjelezhető, hiszen az utónyomás csak a lepecsételődés pillanatáig hatékony. Erzurumlu és Ozcelik [54] a vetemedést Taguchi-módszerrel minimalizálta 3 alapanyag esetén (PC/ABS, POM, PA66), különböző technológiai paraméterek és a termék eltérő bordakialakításai mellett. Megállapították, hogy PC/ABS esetén a vetemedést leginkább az utónyomás, a borda keresztmetszetének típusa és a borda oldalferdesége befolyásolta. POM esetén az oldalferdeség, a borda keresztmetszetének típusa és az utónyomás befolyásolta a deformációt, amíg PA66 esetén leginkább az ömledék hőmérséklet

23

Sikló Bernadett

volt hatással a vetemedésre. Ezt követte a szerszámhőmérséklet, a borda oldalferdesége és az utónyomás.

2.3.2. Szálerősítés hatása a zsugorodásra és a vetemedésre A fröccsöntött termékek mechanikai tulajdonságainak javítására általános a különböző erősítőanyagok alkalmazása. Ezeknél a tipikusan rövidszál-erősítésű heterogén polimer rendszereknél – kompozitoknál – az orientáció jelentősen hat a méretpontosságra is. Annak következtében, hogy az erősítőanyag-tartalom, mint például az üvegszáltartalom növelése áramlás irányban csökkenti az alapanyag hőtágulását, áramlásra merőleges irányban közel állandó marad. Ennek hatására az alapanyag zsugorodása is megváltozik. Jansen és társai [21, 42] megállapították, hogy az üvegszáltartalom növelése csökkentette a PC és PBT lap áramlás irányú zsugorodását, amíg az áramlásra merőleges irányú zsugorodás nem mutatott szignifikáns változást. Emellett azt is kimutatták, hogy üvegszál-erősítés esetén az áramlás irányú zsugorodás nem volt érzékeny sem az utónyomás, sem a fröccssebesség növelésére, csak a keresztirányú zsugorodást csökkentette. Kikuchi és Koyama [55] általánosított vetemedési paramétert vezetett be, ami a szálorientációs állapotot jellemezte. Rámutattak arra, hogy a vetemedést, amit a nem egyenletes orientáció okozott, nem lehet kizárólag anyagjellemzők változtatásával kiküszöbölni. Vetemedés hatására a szálerősített termékekben különböző alakdeformációk is létrejöhetnek, amelyeket szintén Kikuchi és Koyama [39] korong esetében vizsgált 3 esetet szétválasztva: nyereg alakú, kagyló alakú és kerület mentén fodros deformációt. Az általuk vizsgált poliamidban ha az üvegszálak kerületi irányban rendeződtek, nyereg alakú, ha sugár irányban orientálódtak, kagylószerű deformáció jött létre. A korong alakdeformációja akkor volt számottevő, amikor a deformációs hőmérséklet az anyag kristályolvadási hőmérséklete és a vetemedés-mérési hőmérséklet közé esett. Megállapították azt is, hogy a korong vastagsága befolyásolja a vetemedés nagyságát, amelynek mértéke 1,5 mm és 3,4 mm vastagság között monoton csökkent, felette pedig megszűnt, tehát nem deformálódott. Fahy [56] szintén szálerősített korongon vizsgálta a síkbeli anizotrop termikus kontrakció vetemedésre kifejtett hatását kétféle befröccsöntési pont alkalmazásával. Amennyiben a darabot a széléről fröccsöntötte meg, nyereg alakban, a középponton való 24

Sikló Bernadett

befröccsöntés esetén pedig csésze alakban vetemedett (8. ábra). Rámutatott arra, hogy tangenciálisan szálerősített korong esetén – amikor a sugár irányú hőtágulási együttható a nagyobb, hőmérsékletcsökkenés, radiálisan szálerősített esetben, amikor a tangenciális hőtágulási együttható a nagyobb, hőmérsékletnövekedés hatására jött létre a nyereg alakú vetemedés. Megfigyelése szerint csésze alakú vetemedés esetén a hőmérséklet fordítva hatott a kialakulásra.

8. ábra Korong csésze, illetve nyereg alakú vetemedése [56]

A zsugorodás nem csupán a technológiai paraméterekkel, hanem az alapanyaghoz adott töltőanyaggal is csökkenthető. Shelesh-Nezhad és Taghizadeh [57] PP zsugorodását és annak talkummal való csökkentését vizsgálta szakítópróbatesteken. Töltőanyag nélküli PP esetében a legnagyobb zsugorodást (5%) a darab vastagsága mentén mérték. Az áramlás irányú zsugorodás 1,64%, a keresztirányú zsugorodást 1,41% volt. Ezt a különbséget a PP kristályos szerkezetének és a polimer láncok áramlással párhuzamos orientációjának tulajdonították. Amennyiben a PP-hez talkumot adagoltak, annak tömegarányának növelésével csökkent a folyás irányú zsugorodás nagysága. 30 m% talkum esetén a hosszirányú, 18,3%-kal, a keresztirányú 9,21%-kal, csekély mértékben, a vastagság menti zsugorodás pedig 31,2%-kal csökkent. SEM felvételek alapján megállapították, hogy a folyásirányú zsugorodás csökkenése a lemezes szerkezetű talkumszemcsék áramlással párhuzamos orientációja miatt jött létre. Prashantha és társai [58] 2 m% szén nanocsővel töltött PP zsugorodását és vetemedését vizsgálták U-alakú, 2 mm falvastagságú, 3 oldalú doboz terméken. A fröccssebesség, az utónyomás, a torlónyomás és a csigasebesség változtatásának hatását elemezték, és a köztük fennálló kapcsolat meghatározásához Taguchi-módszert alkalmaztak. Kísérleteikhez töltetlen, illetve szén nanocsővel töltött PP-t egyaránt használtak, és minden technológiai paramétert két szinten vizsgáltak. A próbatestek méretváltozását hőkezelés előtt 25

Sikló Bernadett

és után is megmérték a fröccsöntést követően 1 héttel. Méréseik szerint a töltőanyag PP-hez való hozzáadásával az áramlás irányú zsugorodás a töltetlen PP-nél előfordulóval összehasonlítva hőkezelés előtt 48%, hőkezelés után 33%-os zsugorodáscsökkenést eredményezett. Keresztirányú zsugorodás vizsgálatakor megfigyelték, hogy a szén nanocső hatása sokkal kisebb volt: hőkezelés előtti állapotot tekintve 5%-os, hőkezelés után 10%-os zsugorodáscsökkenést mértek. Megállapították, hogy a technológiai paraméterek hatása nem változott a töltetlen PP-hez képest a befröccsöntési sebesség kivételével, ami növelte a zsugorodást. Ez ugyanis a keresztirányú, hőkezelés után mért zsugorodásra másképp hatott, amire eddig magyarázatot nem találtak. Vetemedés vizsgálatakor megállapították, hogy a szén nanocsővel töltött PP kevésbé érzékeny a töltetlenhez képest a technológiai változtatásokra.

2.3.3. A szerszámhőmérséklet vetemedésre gyakorolt hatása A fröccsöntő szerszámok gazdaságossága jelentős mértékben függ a befröccsöntött anyagmennyiség és a szerszám közt lezajló hőcsere sebességétől. Termoplasztikus anyagok esetén

annyi

hőt

kell

elvonni

a

befröccsöntött

anyagmennyiségtől,

hogy

egy

deformációmentes, kidobáshoz kellő merevséggel rendelkező termék jöhessen létre. Az ehhez az állapot eléréséhez szükséges idő a hűtési idő. Az elvezetendő hő mennyisége az ömledék hőmérséklettől, a kidobási hőmérséklettől és az alapanyag fajlagos hőkapacitásától függ. Abból a célból, hogy a polimer ömledékkel bevitt hőmennyiség szerszámból való elszállítása lehetségessé váljon, a szerszámban temperáló rendszert alakítanak ki, amelyen át hűtőközeget áramoltatnak. A fröccsöntött alkatrész minősége döntően függ a ciklusról ciklusra egyenletes hőmérséklet-eloszlástól [12]. A hűtés a szerszám teljes kitöltésekor kezdődik, és a hőmennyiség fő részének cseréje a hűtési idő alatt, vagyis szerszámnyitásig zajlik le. A szerszámtemperálás a darab azon részein kell, hogy hatékony legyen, amelyek a leghosszabb hűtést igénylik a kidobási hőmérséklet eléréséhez. A műanyag termékek vetemedését a darabban kialakuló zsugorodásbeli eltérések okozzák. A benne uralkodó nyomáskülönbségek, falvastagság-változások és a kialakuló orientáció mellett a szerszámfészek falának hőmérséklete is különböző mértékű zsugorodásokat okoz, ami szintén a darab vetemedéséhez vezet. A darab nagyobb

26

Sikló Bernadett

hőmérsékletű részei a lepecsételődés és kidobás után jobban zsugorodnak, mint a kisebb hőmérsékletű részek [4, 10]. Síklapú termékek esetén az aszimmetrikus hőmérséklet-eloszlás egy korrekcióval szimmetrikussá tehető, és ebből a kidobási állapot eléréséhez szükséges hűtési idő is jól számítható, sok esetben a fröccsöntött alkatrészek geometriájának összetettsége ezt az egyszerű

számítást

azonban

nem

teszi

lehetővé.

Ebből

kifolyólag

szükséges

a

szerszámhőmérséklet termék alakhűségét befolyásoló hatásának vizsgálata. Noha termelési oldalról tekintve a hűtési idő minimalizálása a cél, mégis figyelembe kell venni, hogy a szerszámhőmérséklet növelése a szükséges hűtési idő megnövelésével csökkenti a darabban kialakult deformáció mértékét a molekulaláncok hosszabb idejű relaxációjának következményeként, amire Kovács [29] mutatott rá doktori értekezésében. A szerszámtemperálás és annak egyenetlenségének vetemedésre gyakorolt hatását Akay és társai [43] vizsgálták ABS és PC alapanyagú lapokon. Azonos szerszámfélhőmérséklet alkalmazásával, majd konstans mozgó szerszámfél hőmérséklet és az álló szerszámfél hőmérsékletének fokozatos növelése mellett mérték a kialakuló deformációt. Megállapították, hogy a próbatestek deformációja a szerszámhőmérséklet-különbség növelésének hatására mind hossz-, mind keresztirányban jelentősen nőtt (9. ábra).

9. ábra ABS lap alakú próbatest a) áramlásra merőleges b) áramlással párhuzamos vetemedése különböző szerszámhőmérséklet-különbségek mellett: (•) azonos szerszámfél hőmérséklet; (○) 25°C-os szerszámhőmérséklet különbség; (♦) 40°C-os szerszámhőmérséklet különbség esetén [43]

Amennyiben összetettebb alkatrészt vizsgálunk, mint például egy síklapokból álló dobozt, a formaadó szerszám kialakításából adódóan már egyenletes szerszámtemperálás esetén is abban hőmérsékletbeli különbségek jelentkeznek. Kabanemi és munkatársai [59] különböző fenékvastagságú PE és PC alapanyagú dobozokon, kimutatták, hogy a szerszám

27

Sikló Bernadett

hőmérséklete a mag oldalon nagyobb volt, mint a csésze oldalon, amiből származó különbség a hűtés időtartamának növelésével csökkent. Megállapították, hogy a vastagság mentén kialakuló aszimmetrikus termikus profil a felelős a vetemedést okozó hajlítófeszültségért. PE esetében arra a következtetésre jutottak, hogy a növekvő ömledék hőmérséklet fokozta a vetemedés mértékét, amíg a hosszabbodó hűtési idő csökkentette azt. Megállapították azt is, hogy vastagabb fenéklap esetén a termékben nagyobb deformáció jött létre.

2.3.4. Sarokvetemedés A

termékek

összetett

geometriája

következtében

a

szerszám

egyenletes

temperálásának nem feltétlen következménye az abban kialakuló egyenletes hőmérsékleteloszlás, ahogy azt Kabanemi és társai [59] is kimutatták. Ha a szerszámban a csésze és a mag eltérő geometriájú, a formamag hűtése nehezen oldható meg, így hőmérséklete nagyobb lesz, mint a szerszám álló oldalán. Ennek eredményeképpen nagyobb zsugorodás jön létre a belső oldalon, és a falakat egymás felé húzza (10. ábra).

10. ábra Sarok-kialakításból származó egyenetlen hűtés hatása a vetemedésre [3]

Még abban az esetben is, ha a temperálókör furatai közel vannak a fészekhez, nagy különbség jelentkezik a mag és a csésze oldalon elvezetendő hőmennyiségben, és ennek hatására a szerszámhőmérséklet ezen a területen jelentősen nagyobb lesz. Valamelyest javítható a sarok temperálása azzal, ha a temperáló furatokat lehetőség szerint minél közelebb tesszük a sarokhoz, vagy ha a betét nagy hővezetési tényezővel rendelkező anyagból készül, például nagyszilárdságú alumíniumból vagy bronzból. Ezen kívül megoldást jelenthet, ha a csésze oldalon melegebb temperáló folyadékot áramoltatunk, vagy ha annak térfogatáramát csökkentjük [5].

28

Sikló Bernadett

A termikus viszonyokból adódó sarokhatást és befolyásoló tényezőit Jansen társaival [60] PC alapanyagon, Akay és munkatársai [43] PC-n és ABS-en is vizsgálták. Jansen [59] lekerekített, illetve éles sarokkialakítású, L-alakú próbatesteken vizsgálta a kialakuló vetemedést. Mindkét kutatócsoport megállapította, hogy az oldalak által bezárt szög a csésze oldal hőmérsékletének növelésével nőtt. Jansen és társai arra a következtetésre jutottak továbbá, hogy nagyobb lekerekítésű darabok érzékenyebbek voltak a hőmérsékletkülönbségre, mint a kis rádiuszúak, amit azzal magyaráztak, hogy mivel a szögdeformációnak arányosnak kell lennie az ívelt szakasz hosszával, így az arányos annak rádiuszával is. Éles sarokkialakítás esetén hasonló hatásokat figyeltek meg, azonban az eredmények a kisebb utónyomási érték tartományában eltértek az általános trendtől (11. ábra). A különbséget azzal magyarázták, hogy éles sarokkialakítás esetén a falvastagság nem egyenletes, így az anyagfelhalmozódás következtében nagyobb zsugorodás jött létre, mint lekerekített, egységes falvastagság esetében. Bár eredményeik rámutattak az utónyomás jelentős szerepére, a falvastagság hatását is érdemes lett volna vizsgálni, mivel a különböző sarokkialakításoknál az egyenetlen falvastagságra hivatkoztak. Vizsgálataiknál csak amorf, töltetlen műanyagokat használtak.

11. ábra Mért sarokszög értékek a hőmérséklet-különbség függvényében különböző utónyomási értékek mellett a) lekerekített b) éles sarokkialakítás esetén [60]

Mlekusch [35] már részben kristályos PA66 és PA66-GF35 anyagokon vizsgálta a sarokhatás okozta vetemedést, amit szögváltozással írt le. Megállapításai Jansennel [60] ellentétben állnak, ugyanis a szög nagyságának megváltozása véleménye szerint független a technológiai paraméterektől. Szálerősített anyag esetén azonban a szög nagyságának módosulása függ az alaktól, valamint a falvastagságtól is, és a darabban feszültségek halmozódnak fel. A szálorientáció következtében a külső rétegekben körkörösen 29

Sikló Bernadett

nyomófeszültségeket, amíg a magban húzófeszültséget mutatott ki. A vetemedési szögértékek közötti eltérés a homogén és az erősített struktúra esetén 1,5° volt. Az erősített és az erősítetlen rendszer közti különbséget a szálak által indukált ortotrópiának tulajdonította. Bár eredményei tanulságosak, munkája nem nevezhető teljes körűnek, hiszen az egyik legjelentősebb hatást – azaz a temperálást – egyáltalán nem vizsgálta. Egyes kutatók szerint nem csupán az aszimmetrikus temperálás, hanem a kompozitoknál ismert „visszarugózó effektus” [13] is nagymértékben befolyásolja a sarokhatást, ami Ammar és társai szerint [61] az anizotrop zsugorodás következménye. A létrejött szögváltozás pedig a síkbeli és a vastagság menti zsugorodás különbségével arányos (12. ábra) (4): Δα ≈ S z − S x ,

(4)

ahol S z [%] a vastagság menti, S x [%] a síkbeli zsugorodás értéke.

12. ábra Anizotrop zsugorodás hatása a sarok deformációjára [61]

Vizsgálataik során Jansenhez [60] hasonlóan az eltérő temperálás és az utónyomás sarok deformációra gyakorolt hatását vizsgálták PP esetében. Megfigyelték, hogy 40°C-os temperálási eltérés 1,5°-os különbséget jelentett, de azonos temperálás mellett még jelentősebb, 3-5°-os deformációt mértek a saroknál. Méréseiket a visszarugózó hatás vizsgálataira is kiterjesztették, és arra a következtetésre jutottak, hogy a deformáció fő okozója a gátolt síkbeli zsugorodás, ami nagyobb vastagságbeli zsugorodáshoz vezet. McMeans és társai [62] fröccsöntött termékek sarkainál kialakuló vetemedést tanulmányozták különböző alapanyagok (PE, PP-GF24, talkummal töltött PP, ABS, PC-GF10 és TPO) esetében. Kísérleteik során 6 faktor hatását vizsgálták, úgymint ömledékhőmérséklet, szerszámhőmérséklet, fröccsöntési sebesség, utónyomás, utónyomási idő és hűtési idő. Eredményeik alapján arra a következtetésre jutottak, hogy a vetemedésnek minden alapanyag

30

Sikló Bernadett

esetén azonos három fő okozója volt: az utónyomás, a szerszámhőmérséklet és a hűtési idő. A legnagyobb mértékű vetemedést üvegszállal erősített, amíg a legkisebb deformációt talkummal töltött PP esetén mérték.

2.4. A vetemedés vizsgálati elvei és módszerei A vetemedés kialakulását és karakterisztikáját különböző eljárásokkal vizsgálják, különös tekintettel a próbatest geometriájára. Mivel a vetemedés az egyenetlen zsugorodás következtében alakul ki, ezért bár közvetlenül nem is, de a termék különböző, meghatározott pozícióiban történő zsugorodás méréséből következtethetünk annak mértékére. Számos esetben használnak a zsugorodás meghatározására lap alakú próbatesteket, ezért a vetemedés vizsgálatához is többnyire ez a geometria terjedt el [26, 43-45, 50, 51, 60, 63, 111, 112]. A zsugorodás meghatározására több szabvány is létezik. Az ISO 294-4:2003 szabvány fröccsöntött termékek technológiai és utózsugorodásának meghatározásáról rendelkezik az áramlással párhuzamos és áramlásra merőleges irányban, lap alakú próbatest használata esetén [111]. Az ASTM D 955-00 szabvány korong és rúd alakú próbatest zsugorodásának definiálására is kiterjed [112]. A kereszt és az áramlás irányú zsugorodások arányának alkalmazásával vezetett be Kovács [29] deformációs faktorokat a technológiai paraméterek anizotrop zsugorodásból származó vetemedésre gyakorolt hatásának jellemzésére. Három faktort különböztetett meg egymástól aszerint, hogy mi befolyásolja a vetemedést: kereszt- és hosszirányú zsugorodás arányából származó faktor, nyomásesés okozta zsugorodásbeli különbségből származó faktor, valamint a folyásirányú zsugorodási egyenetlenségek által definiált faktor. Ezek azonban csak a síkbeli vetemedés leírására alkalmasak. Szintén lap alakú próbatesten vizsgálták a vetemedést Tang és munkatársai [53, 64] is, aminek tanulmányozásához fröccsöntő szerszámot is terveztek. A darabok deformációját mérőórával határozták meg, amelyek alapján

megállapították

a

fő

vetemedést

befolyásoló

tényezőket,

úgymint

ömledékhőmérséklet, utónyomási idő és utónyomás nagysága. Fahy [56] korong alakú próbatesteket használt erősített termoplasztikus polimerek vetemedésének vizsgálatához. Kikuchi és Koyama [39, 55] korongot és lap alakú geometriát is vizsgált, és Kovácshoz [29] hasonlóan vetemedési indexet vezetett be a deformáció jellemzésére. 31

Sikló Bernadett

Zheng és társai [65] megállapították azonban, hogy a síklapú próbatestek egyszerűségüknél fogva alkalmatlanok a vetemedés vizsgálatára, ennél fogva bonyolultabb geometriát javasoltak. Ezért szimulációs vizsgálataikat bordázott lap modelljén végezték. Ez a geometriai kialakítás azonban csak a borda hatását volt képes megjeleníteni, a teljes deformációt nem. Jansen és társai [60] nemcsak négyszögletes lapon, hanem különböző lekerekítésű, illetve nem lekerekített élkialakítású, L-alakú próbatesten is vizsgálták a vetemedést. A sarokvetemedést a két lapra fektetett egyenes által bezárt szöggel jellemezték. Akay és munkatársai [43] szintén mind síklapú, mind L-alakú próbatesten vizsgálták a vetemedést. A síklapú próbatestek vetemedésének meghatározása esetén a darabokat 3 darab egy vonalban elhelyezett támasztótűre fektették, és a tűk csúcsai által meghatározott görbületből számították a lapok síkból való kitérését (13/a ábra). L-alakú próbatestek (14/a ábra) esetén a minta hosszabbik oldalát támasztólapnak szorították, és a rövidebb, majd a hosszabb oldalon lévő pontok helyzetét határozták meg (13/b ábra).

13. ábra Akay és társai által alkalmazott mérési elrendezés a) lap b) L-alakú próbatest vetemedésének meghatározásához [43]

Néhány kutató doboz jellegű próbatesten tanulmányozta a vetemedést [58, 59]. Kabanemi és társai [59] különböző eseteken keresztül mutatták be a forma geometriai összetettségének vetemedésre és belső feszültségekre gyakorolt hatását. Megállapították, hogy az aszimmetrikus termikus profil a felelős a kialakuló deformációt okozó hajlító nyomaték kialakulásáért. Jansen és társai [60] L-alakú próbatesten tanulmányozták a deformációt (14/b ábra). Ammar [61] lépcsős kialakítású darabon vizsgálta a vetemedést (14/c ábra). Mlekusch [35] különleges, különböző jellegű sarkokat tartalmazó próbatesten (14/d ábra) tanulmányozta a 32

Sikló Bernadett

vetemedést, és a szálerősítés hatását értékelte, amit az alapanyag anizotrópiájával magyarázott. Ammar és társai [61] négy különböző lekerekítésű sarkot tartalmazó lépcsős kialakítású geometrián tanulmányozta a vetemedést. A vetemedést csak konkrét érték meghatározásával jellemezték, annak sarokéltől való távolság függvényében való változását nem vizsgálta egyik kutató sem.

14. ábra a) Akay és társai [43] b) Jansen és társai [60] c) Ammar és társai [61] d) Mlekusch [35] által alkalmazott sarokszerű geometria a befröccsöntési ponttal vetemedés vizsgálatához

2.5. Fröccsöntési szimuláció A fröccsöntés technológiájának összetettsége következtében a gyakorlati tapasztalat volt az egyetlen, amelyre problémamegoldások esetén hagyatkozni lehetett a végeselemes analízisek megjelenése előtt. A fröccsöntési szimuláció bevezetésével, illetve fejlődésével a hibakeresés és a technológia-, valamint termék- és szerszámoptimalizálás egyszerűbbé és gyorsabbá vált. Alkalmazása mind a tervezési, mind a gyártási folyamatokat végig követheti, hiszen a fröccsöntött alkatrészek alakhűségét egyaránt befolyásolja a geometria, a szerszámkonstrukció, az alapanyag tulajdonságai, illetve a technológiai paraméterek. A fröccsöntési szimulációs programok alapját a kontinuitás-, az impulzus-, az energiaés a reológiai állapotegyenletek képezik, amelyekkel a vizsgált geometria végeselemes modelljén hajt végre számításokat. Ahhoz, hogy egy adott terméken analízist tudjunk végezni, ismernünk kell annak alapanyagát, geometriai modelljét, illetve a feldolgozó gép adatait és beállításait. Szükségünk van a polimer folyási, fajtérfogat-változási, illetve hőtani tulajdonságaira [2, 7, 14, 66, 67]. A modell véges elemekre való felbontásának elve alapján általában három csoportba oszthatók a hálózási típusok: középsík, felületi és térfogati hálózás (15. ábra). Autodesk Moldflow szimulációs szoftver esetén a középsík háló (15/a ábra) és felületi háló (Dual

33

Sikló Bernadett

Domain) (15/b ábra) háromszögekből, térfogati háló esetén pedig tetraéderekből épül fel a vizsgált alkatrész modellje (15/c ábra).

15. ábra Végeselemes hálótípusok: a) középsík b) felületi (Dual Domain) c) térfogati hálózás [7]

A fröccsöntési szimulációs programok eredményei nagy előnyt jelentenek már az alkatrészek tervezési fázisában. Az ömledékfront haladásának ismeretében megismerhető az anyag reológiai és termikus viselkedése. Többek közt optimalizálható a kitöltés, elemezhető az orientáció, az esetlegesen előforduló légzárványok, illetve az összecsapási helyek kialakulása is [67-78]. Fröccsöntési szimuláció alkalmazásával a szerszám tényleges gyártása előtt nemcsak a termékkialakítás, hanem a szerszámkonstrukció is optimalizálható, amelyet Zhai és társai [79] az elosztócsatorna újraméretezésével és a gátak újrapozícionálásával, egy kétlépcsős módszer alkalmazásával oldották meg. A gát elhelyezése mellett a falvastagság méretének változtatásának hatását is vizsgálták Chen és munkatársai [80] fuzzy logika alkalmazásával. Chun [81] a műanyag termék kialakításának módosításához, valamint megfelelő gátpozíció meghatározásához használta. Seow és társai [82] fröccsöntési szimulációt alkalmazva tették egyenletessé a falvastagság változtatásával az ömledékáramlást a szerszámüregben. Shen és társai [83] PP alapanyagú számítógép burkolat modelljén végeztek fröccsöntési szimulációkat rövid, illetve hosszú üvegszál erősítés, különböző száltartalom és eltérő falvastagságok (0,9 és 1 mm) mellett, a gyártási paraméterek változtatásával. A szimulációs vizsgálataikkal rámutattak arra, hogy kis falvastagságú termék esetén a szerszámhőmérséklet befolyásolja leginkább a termék minőségét. Imihezri társaival [84] kuplungpedál modelljén vizsgálta a befröccsöntési helyek számának termékminőségre gyakorolt hatását két különböző kialakítás esetén. Az egyes 34

Sikló Bernadett

esetek hatásait a nyomásváltozás, a kitöltési idő, az összecsapások, a légzárványok és az orientáció

szempontjából

vizsgálták.

Megmutatták,

hogy

a

fröccsöntési

nyomás

szempontjából több befröccsöntési pont esetén 40%-kal kisebb nyomásra volt a kitöltéshez szükség, amíg az ömledék hőmérsékletre nem volt hatással a befröccsöntési helyek száma. Wan Abdul Rahman és társai [85] rizshéjjal töltött HDPE alapanyagú ablakkeret tömör és üreges változatát vizsgálták kitöltés és hűtés szempontjából. Munkájukban hátrányt jelentett, hogy az anyag a szimulációs program adatbázisában nem szerepelt, ezért hasonló típusú polimerrel közelítették azt. Megállapították, hogy héjszerű kialakítás esetén bár kevesebb anyagra van szükség, és a hűlés alatt kevésbé hajlamos vetemedésre, mint a tömör változat, ugyanakkor nagyobb fröccsöntési nyomás és záróerő szükséges gyártásához. A fémeket kiváltó rövidszálerősítéses termoplasztikus alapanyagok elterjedése a fröccsöntési szimulációs programok orientációszámításának fejlesztését igényelte. A szimulációs és kísérleti úton nyert orientációval kapcsolatos eredményekben kezdetben eltérések mutatkoztak, amelyek közt a leggyakoribb különbséget az okozta, hogy a szimuláció abban az esetben is mag-héj struktúrát feltételezett, amikor a valós darabokon az nem volt észlelhető [40-42, 68]. Rövidszál erősítésű alapanyagok esetén a számítások alapját a Jeffrey-egyenlet Folgar és Tucker [86] által kiegészített összefüggése képezi, amely figyelembe veszi a szálak véletlenszerű kölcsönhatását. Ez a modell azonban a valósághoz képeset gyorsabb orientációs kinetikát vesz figyelembe, túlbecsülve ezzel az orientáció mértékét. Wang és társai [87] azonban létrehoztak egy olyan modellt (RSC – Reduced Strain Closure), amely a rövidszálas ömledék orientációs kinetikáját lelassítja. Wang és Jin [88] a két orientációszámítási modell eredményeit mérési eredményekkel hasonlították össze, amelyhez PBT alapanyagú, széléről befröccsöntött lap alakú és közepéről befröccsöntött korong alakú próbatestek térfogati és középsík hálózású modelljeit használták. Rámutattak arra, hogy az orientációt a falvastagság mentén vizsgálva, az RSC modell eredményei jobban megközelítették a mért értékeket, mint a Folgar-Tucker modell számításai. A fröccsöntési szimulációs programok fejlődésével egyre többen tanulmányozták a zsugorodást befolyásoló tényezőket azok használatával [48, 49, 89-91]. Zhil’tsova és társai [89] a technológiai paraméterek lineáris és térfogati zsugorodásra gyakorolt hatását tanulmányozták csípőprotézis vápán. Choi és Im [90] saját fejlesztésű szimulációs

35

Sikló Bernadett

programmal vizsgálták PS, illetve ABS alapanyagú, Jansen [21] által már alkalmazott geometriával egyező, lap alakú próbatest zsugorodását. Jafarian és Shakeri [91] lap alakú termék modelljén vizsgálta különböző fröccsöntési paraméterek zsugorodásra gyakorolt hatását. A szimulációs eredmények azt mutatták, hogy az utónyomás jelentősen befolyásolta mind a síkbeli, mind a vastagság menti zsugorodást, az ömledék hőmérséklet pedig csak kis mértékben csak a vastagság menti zsugorodást. A fröccsöntési szimulációs programokat egyre gyakrabban használják főleg a vetemedés és az azt kiváltó okok együttes feltérképezéséhez. A termékgeometriát illetően a falvastagság deformációra gyakorolt hatását vizsgálták többek közt a kutatók [39, 92]. Subramanian és társai [92] CD-olvasó alkatrész vetemedését tanulmányozták. A termékgeometria tekintetében több különböző változatot vizsgáltak, és arra a következtetésre jutottak, hogy a termékfal vékonyításával és a bordavastagságok növelésével csökkent a vetemedés. Emellett a fröccsöntési paraméterek hatását is vizsgálták, és megállapították, hogy az ömledék hőmérséklet és a szerszámhőmérséklet 10°C-os változtatása nem volt hatással a deformációra. Az elosztórendszer kialakításának vetemedésre kifejtett hatását Ni [93] PC/ABS-GF20 alapanyagú

nyomtatóalkatrész

modelljén

vizsgálta

szimulációs

programmal.

Két

elosztócsatorna-kialakítást tanulmányozott: egy hat tűgáton át történő hideg elosztócsatornás befröccsöntést, és egy nyolc beömlési ponttal rendelkező szelepes fűtött csatornás elosztórendszert. A két befröccsöntési mód esetén azonos fröccsöntési paramétereket használt, és az alkatrész falainak deformációját különböző pontokon mérte. Ezek szinte mindenhol a fűtött csatornás szimuláció esetében bizonyultak kisebbnek, amivel a szerző rámutatott a fűtött csatornás szerszámkialakítás termékminőségre gyakorolt hatására. Azonban a fűtött, illetve hidegcsatornás elosztócsatorna közti különbséget akkor tudta volna valósághűen elemezni, ha azonos befröccsöntési pontokat alkalmaz. A szerszámkialakításból származó kényszer vetemedésre gyakorolt hatását Peng és munkatársai [94] bordázott modellen vizsgálták. A szerszámban kialakuló kényszer hatását a hűtés időtartamával hozták kapcsolatba: amennyiben a darab hosszabb ideig maradt a szerszámban, vagyis nőtt a hűtési idő, az alkatrész kevésbé vetemedett (16. ábra). Bár a szerszámkényszer hatásának vizsgálata volt a szerzők fő célja, a modell mindkét oldalán

36

Sikló Bernadett

érdemes lett volna mégis temperálást elhelyezni. A darabban az eltérő temperálás hatására kialakuló belső feszültségek valós esetben nem hagyhatók figyelmen kívül, hiszen azok további hibákhoz vezethetnek.

16. ábra Hűtési idő hatása a vetemedésre [94]

Számos kutató alkalmazta a fröccsöntési szimulációt a vetemedést befolyásoló technológiai paraméterek és a köztük fennálló sorrend meghatározásához [95-99]. Ozcelik és Erzurumlu [95] POM alapanyagú mosógépgomb alkatrész modelljén végeztek fröccsöntési szimulációkat. Eredményeik alapján arra a következtetésre jutottak, hogy 33,7%-ban az utónyomás befolyásolta a vetemedés nagyságát, 21,6%-ban a szerszám hőmérséklete, 20,5%-ban az ömledék hőmérséklet és 16,1%-ban az utónyomási idő. A hűtési idő, az elosztócsatorna keresztmetszete és a befröccsöntési pont helye csak csekély mértékben befolyásolta a vetemedést. Kurtaran és Erzurumlu [96] a vetemedést ABS alapanyagú, busz utastéri lámpa modelljén minimalizálták. A meghatározott technológiai paraméterek a szerszámhőmérséklet, az ömledékhőmérséklet, az utónyomás, az utónyomási idő és a hűtési idő volt. A vetemedésre legkritikusabban ható paramétereket ANOVA módszerrel határozták meg, ami szerint azok közt a következő sorrend alakult ki: utónyomás (37,39%), szerszámhőmérséklet (31,35%), ömledékhőmérséklet (26,94%), utónyomási idő (3,65%), hűtési idő (0,6%). Oktem és társai [97] Taguchi-módszerrel vizsgálták a fröccsöntési paraméterek vetemedésre gyakorolt hatását egy PC/ABS alapanyagú orvostechnikai alkatrészen.

37

Sikló Bernadett

Megállapították, hogy az egyes vizsgált tényezők a következő sorrendben voltak hatással a vetemedésre: utónyomás ideje, utónyomás nagysága, befröccsöntési idő, és a legkevésbé a hűtési idő befolyásolta a deformációt. Ozcelik és Sonat [98] PC/ABS alapanyagú mobiltelefon burkolat modelljén tanulmányozta Taguchi-módszerrel a vetemedést. Eredményeik alapján arra a következtetésre jutottak, hogy a deformációt leginkább befolyásoló tényező az utónyomás és az ömledék hőmérséklet volt. Deng és társai [99] fröccsöntési szimuláció alkalmazásával, optimalizáló algoritmussal határozták meg a minimális deformációt okozó technológiai paramétereket LDPE alapanyagú, tálca

alakú

termék

esetében.

A

vizsgált

paraméterek

a

befröccsöntési

idő,

a

szerszámhőmérséklet, az ömledék hőmérséklet és az utónyomás voltak. Az optimalizáló eljárással a vetemedés mértékét a szimuláció által javasolt paraméterekkel előidézett 2,03 mm-es deformációhoz képest 45-60%-kal, 0,81-1,12 mm-re csökkentették. Ni [100] egy nyitott, 5 oldalú, PP alapanyagú doboz modelljén végzett fröccsöntési szimulációkkal a gyártási paramétereket és a szerszámkialakítást optimalizálta a vetemedés minimalizálása érdekében. Megállapította, hogy a darab vetemedését leginkább az eltérő mértékű zsugorodás, és az anizotrop temperálás okozta. Ezek kiküszöbölése érdekében a fröccsöntési nyomás és az utónyomás megnövelésével, a gátkeresztmetszet csökkentésével, valamint a temperálókör módosításával minimalizálta a vetemedést. Sokan sokféle terméken végeztek fröccsöntési szimulációt a deformációt okozó paraméterek kimutatására, azok sorrendbe állítására, de minden esetben csak az adott termékgeometriára tudták állításukat megfogalmazni. Általános érvényű megállapítást senki nem tudott a témában megfogalmazni.

2.6. Irodalom kritikai értékelése, célok pontosítása A fröccsöntés az egyik legfontosabb technológia műanyag alkatrészek gyártására. A termékek alakhűségét rontó vetemedés három fő okozója az anizotrop zsugorodás, különösen a szálerősített anyagok esetén az orientációs hatás, illetve a fröccsöntő szerszám egyenetlen temperálása. A szakirodalmi források alapján megállapítható, hogy a fröccsöntött termékek zsugorodását sokan tanulmányozták. 38

Sikló Bernadett

A zsugorodás anizotrópiájával többnyire a kereszt- és hosszirányú, valamint a vastagság menti zsugorodás vizsgálatán keresztül foglalkoztak. A technológiai paraméterek zsugorodásra gyakorolt hatását széles körben vizsgálták, egyetértve az utónyomás fontos szerepéről. Az utónyomási idővel kapcsolatban megjegyzendő, hogy az utónyomás alkalmazása csak a lepecsételődés pillanatáig hatékony, azt követően hatása megszűnik. Emellett sok más technológiai paraméter hatását is tanulmányozták a kutatók. Hatásuk nagysága alapján ezeket azonban nehéz sorrendbe tenni, mivel befolyásuk más volt az amorf, illetve a részben kristályos anyagokra, valamint másképp hatottak az áramlásra merőleges és az azzal párhuzamos zsugorodásra is. Mindemellett azt is kimutatták, hogy bár az anizotrop zsugorodás okozza a fröccsöntött termékek deformációját, az egyes technológiai paraméterek vetemedést befolyásoló, valamint azok zsugorodást befolyásoló szerepének nagysága különbözik egymástól. Számos szakirodalmi munka foglalkozik a feldolgozási paraméterek közül a szerszámhőmérséklet hatásával, amikben rámutattak az aszimmetrikus vetemedést okozó hatására. A szálerősített alapanyagú, fröccsöntéssel előállított alkatrészek tulajdonságait, így a vetemedését is nagymértékben befolyásoló, ömledékáramlás hatására kialakuló orientációt sokan vizsgálták. Számos kutatás témáját képezi a lokális orientáció, valamint az áramlás hatására a falvastagság mentén kialakuló mag-héj struktúra. Fellehető olyan szakirodalom is, amely a sarkoknál kialakuló mag-héj struktúrát vizsgálta, és a külső sarokélnél létrejövő, úgynevezett holt zóna meglétét mutatta be. Az alkatrészek egészében kialakuló, globális orientációs képet azonban kevesen elemezték, annak lokális vetemedésre gyakorolt hatását nem vizsgálták. Általában csak síklapú vagy korong alakú terméken tanulmányozták a befröccsöntés

helyének

alakdeformációra

gyakorolt

hatását.

Bár

egyes

kutatók

kihangsúlyozták a befröccsöntési mód, azaz a gátkialakítás fontosságát, vizsgálataikat azonban csak a gát méreteinek szűk tartományára terjesztették ki. A szakirodalmak szerzői főként a zsugorodás méréséhez használt, síklapú próbatesteken vizsgálták a vetemedést. Összetettebb geometriák esetén, mint például a sarok geometriáknál kialakuló deformációt csak kevesen tanulmányozták, vizsgálatához csak néhány próbatest-kialakítás ismeretes. A kutatások során a sarokvetemedés által létrejövő sarokszöget csupán egy konkrét értékkel jellemezték, a próbatest oldalait egyenesnek

39

Sikló Bernadett

tekintve. A vizsgálatokat nem terjesztették ki a sarkot alakító oldalak deformációjának hosszúság menti változására. Emellett hiányosak a szálerősítésről és a kialakuló orientációról szóló ismeretek is. Az irodalomkutatás alapján a következő célokat tűztem ki munkámban: – Fröccsöntött termékek sarkainál különböző technológiai paraméterek, szerszámkialakítások és alapanyag-tulajdonságok mellett kialakuló vetemedés vizsgálhatóvá tétele, a vetemedést legnagyobb mértékben befolyásoló paraméterek meghatározása, azok sorrendbe állítása. – Az alapanyag, az erősítőanyag-tartalom és az utónyomás sarokvetemedésre gyakorolt hatásának részletes vizsgálata. – Sarokvetemedés és az azt befolyásoló paraméterek közti összefüggés meghatározása. – Fröccsöntött termékek síklapúságának, oldalívességének analitikus leírása.

40

Sikló Bernadett

3. Kísérletekhez használt eszközök, berendezések, alapanyagok Ebben a fejezetben bemutatom a munkám során alkalmazott újszerű próbatestet, valamint a vetemedés méréséhez használt eszközöket. Bemutatom továbbá a kísérletekhez felhasznált alapanyagokat, illetve a próbatest előállításánál alkalmazott berendezéseket.

3.1. Alapanyagok Kísérleteimhez TVK Tipplen H116F típusú polipropilén homopolimert választottam. Polipropilén alapú kompozitok előállításához Borealis Daplen HD120MO típusú PP homopolimert és Cam Elyaf BMC1-6 típusú rövid üvegszálat alkalmaztam 10, 20, 30 m% mennyiségben. Az alapanyaghoz az üvegszálat Brabender Plasti-Corder 814402 típusú, ikercsigás

extruderrel

kevertem,

állandó

csigafordulatszám

mellett.

Az

extruder

zónahőmérsékletei rendre 180, 185, 185 és 190°C voltak.

3.2. Próbatestek előállítása A sarok próbatesteket Arburg Allrounder 320C 600-250 típusú fröccsöntőgépen (csigaátmérő: 35 mm) állítottam elő. Az adagolási térfogat 45 cm3 volt, az átkapcsolás vagy térfogatra történt 7 cm3-nél, vagy külső jelre. Ehhez Mouldrix fészeknyomásmérő és vezérlő berendezést alkalmaztam, amely a fröccsöntőgépnek az átkapcsolás indításához akkor adott jelet, amikor a szerszámfészekben a folyási út vége előtt 5 mm távolságban elhelyezett nyomásszenzor által mért érték elérte a 25 bar-t. A szerszám hőmérsékletét Wittmann Tempro Plus 2/90 típusú kétkörös temperáló berendezéssel szabályoztam.

3.3. Mérőeszközök Folyóképesség- és fajtérfogatmérés Az alapanyagok fajtérfogat-változását Göttfert Rheograph 75 típusú kapillár reométerrel vizsgáltam. A mérések során 8 nyomás (1-174 MPa) és 12 hőmérséklet érték mellett (65-260°C) mértem a fajtérfogat alakulását.

41

Sikló Bernadett

Az alapanyagok viszkozitásának meghatározásához Zwick Z050 típusú, számítógép vezérlésű szakítógépre szerelt kapillár viszkozimétert használtam. A méréseket 3 különböző kapillárishosszal, 200, 230 és 260°C-on mértem 5, 10, 20, 50, 100, 200, 500 mm/perc sebességeknél. Az alapanyagok MFI folyási mutatószámát CEAST Modular Melt Flow 7027.000 típusú MFI berendezésen határoztam meg 230°C-on, 2,16 kg-os terhelés mellett MSZ EN ISO 1133:2005 szerint [113].

DSC mérés Az alapanyagok kristályosodási hőmérsékletének meghatározásához Perkin-Elmer DSC-2 típusú pásztázó kalorimétert használtam. A fűtési program 47°C-ról 227°C-ra történő 20°C/perc sebességű felfűtéssel indult, amit 2 perces hőntartás követett, majd 20°C/perc sebességű visszahűtést ismét azonos sebességű 227°C-ra való felfűtés követett. Az alapanyagok fajhőjének meghatározásához DSC Q2000 típusú differenciális pásztázó kalorimétert használtam. A fűtési program 0°C-ról 270°C-ra történő 10°C/perc sebességű felfűtés volt.

Vetemedésmérés A vetemedés méréséhez a sarok próbatestekről HP ScanJet G4010 típusú síkágyas szkennerrel készítettem 600 dpi felbontású képeket. A vetemedésmérési módszer mérőprogramjának verifikálása Mitutoyo Quick Vision 3-D-CNC mérőberendezéssel történt.

Orientációmérés A sarok próbatestben kialakuló szálorientáció vizsgálatához Olympus BX 51M és Olympus PMG 3 típusú optikai mikroszkópot használtam. A próbatestben kialakuló globális orientáció

vizsgálatához

YXILON

CT

Modular

típusú

computer-tomográfiás

röntgenkészülékkel, valamint Dage XiDat 6600 típusú röntgen mikroszkóppal készültek felvételek.

42

Sikló Bernadett

4.

Kísérletek Ebben a fejezetben bemutatom a sarokvetemedés vizsgálatához fejlesztett fröccsöntő

szerszámot és mérési eljárást. Megvizsgálom a sarokvetemedést befolyásoló legfőbb paramétereket, majd átfogó jellemzést adok a sarokdeformációról, megmutatom a sarokvetemedés fröccsöntési szimulációs vizsgálatának lehetőségét. Végül bemutatok egy eljárást, amellyel az összecsapási hibahely végeselemes előrejelzése pontosabbá válik.

4.1. Vetemedésméréshez újszerű próbatest fejlesztése A sarokvetemedés méréséhez egy újszerű próbatestet fejlesztettem, amelynek előállításához egy cserebetétes kialakítású fröccsöntő szerszámot terveztem. A deformáció méréséhez egy külön erre a célra fejlesztett szoftvert alkalmaztam.

4.1.1. Próbatest kialakítása A műanyag termékek sarkainál kialakuló vetemedési folyamatok elemzéséhez olyan próbatestet terveztem, amelynek két oldala névlegesen 90°-os szöget zár be egymással. A technológia, illetve a szerszámkialakítás okozta deformációk ehhez a szöghöz képest mérhetők. A termékvastagság vetemedésre kifejtett hatásának mérhetővé tételére, a darabot két falvastagságban hoztam létre (1, illetve 2 mm) (17. ábra) [101].

17. ábra Próbatest a sarkoknál kialakuló vetemedés vizsgálatához forgatható terelőbetéttel

43

Sikló Bernadett

4.1.2. Cserebetétes fröccsöntő szerszám Olyan cserebetétes szerszámot terveztem, amellyel a sarokvetemedés különböző temperálási és szerszámkialakítási esetekben lehet elemezni (18. ábra) [101]. A fészkek és betétek megfelelő elrendezése mellett nagy hangsúlyt helyeztem a pontos illesztésre, amivel lehetővé vált gátkialakítások cseréje a szerszámban.

18. ábra Cserebetétes fröccsöntő szerszám a gátbetétekkel és az elosztócsatorna terelőelemével

A különböző falvastagságú próbatestek létrehozása az álló oldali szerszámfélben található formabetétek cseréjével lehetséges. Az ömledékáramlás, és ezzel az alkalmazott alapanyag orientációjának deformációra gyakorolt hatásának feltárásához különböző gátkialakításokat és gátpozíciókat alakítottam ki: standard gát az oldalél közepén, standard gát az oldalél mentén a próbatest szélétől 10 mm-re, standard gát az oldalél mentén két ponton, illetve film gát. A különböző kialakítások egy szerszámban történő használata a gátrészt tartalmazó úgynevezett elosztóbetétek (19. ábra) cseréjével lehetséges [102]. A próbatestek egyoldali, illetve kétoldali kitöltésének elemzése céljából az elosztócsatorna-elágazásokban terelőbetétek találhatók, amelyek forgatásával Z-, illetve H-elrendezésű csatornakialakítással is lehet fröccsönteni (17. ábra). Ez lehetővé teszi a sarkoknál kialakuló összecsapási hibahely vetemedésre gyakorolt hatásának elemzését. A formaüregben kialakuló nyomás mérése a gáttól 5 mm, valamint a folyási út végétől 5 mm távolságban, a mozgó oldali formabetétben kialakított átmenő furatokban elhelyezett, a fészek felületére felfekvő Kistler 6157BA típusú 44

Sikló Bernadett

nyomásmérő szenzorokkal lehetséges (20. ábra). Ezek segítségével pontosan vezérelhető az átkapcsolás, ami elengedhetetlen a stabil, konzisztens ciklusokhoz.

19. ábra Próbatest kitöltési variációk és elosztóbetéteik; a) oldalél közepén elhelyezett standard gát; b) oldalél szélén elhelyezett standard gát; c) oldalél mentén két ponton elhelyezett standard gát; d) film gát

20. ábra Álló, illetve mozgó oldali szerszámbetét a szenzoroknak kialakított furatokkal

A temperálás nagymértékben befolyásolja a saroknál kialakuló vetemedést, ezért a megfelelően hatékony hűtés kialakítása elengedhetetlen, amellyel vizsgálhatóvá tehető az eltérő hűtés deformációra gyakorolt hatása. Ennek érdekében a formaüreget a lehetőség szerint legjobban megközelítő, párhuzamos hűtőfuratok haladnak keresztül a betéteken, így mind a belépő, mind a kilépő ág átvezet a betéteken (21. ábra). A szerszám temperálása nyomon követhető a mozgó, illetve az álló oldali formabetétbe, a formaüregtől 3 mm mélyen beépített Kistler 6192A típusú hőmérsékletmérő szenzorokkal (20. ábra) [101-105].

45

Sikló Bernadett

21. ábra A fröccsöntő szerszám temperáló rendszere

4.1.3. Vetemedés mérése és korrekciója, a mérési bizonytalanság becslése A próbatest deformációját egy erre a célra általunk fejlesztett szoftverrel határoztam meg. A program működésének alapja, hogy a síklapolvasóval beolvasott, a próbatest sarokélére merőleges éléről készült képen a fehér és fekete képpontokat megkülönböztetve, a szoftver pontsoronként megkeresi a próbatest vastagságának felét. Ezekre a pontokra harmadfokú görbét illesztve, a metszéspontjuktól (22. ábra, sarokpont) 5%-os lépésközzel az érintők által bezárt szöget, illetve az oldalak görbületét határozza meg. A távolságot a relatív oldalhosszúság mentén, százalékban adja meg a próbatest teljes oldalhosszúságához viszonyítva (22. ábra) [106]. A mérő program pontosságát mérőgéppel verifikáltam.

22. ábra Elméleti ábra a sarokszög meghatározásához

A vetemedés meghatározásához alkalmazott mérések korrekcióra szorulnak, amit a próbatest geometriája tesz szükségessé. Ezen kívül a deformációt jellemző szögérték

46

Sikló Bernadett

meghatározásakor a próbatestről készült felvétel bizonytalanságot visz a mérésbe, amelynek ismerete szintén elengedhetetlen. Vetemedésmérés szögértékeinek korrekciója

A fröccsöntő szerszám formabetéteinek összevezetéséhez elengedhetetlen azok kúpos kialakítása, így a próbatestek oldalferdesége 1°. A próbatestek ABC pontok által meghatározott felületéről (23. ábra) síkágyas szkennerrel készült felvételeken ezért az oldalak által bezárt szög nem a valós értéket mutatja, hanem az eredetivel 1°-os szöget bezáró síkra vetített képét. Ebből adódóan a programmal mért szögértékek korrekcióra szorulnak. A valós és a leképezett szög közt fennálló kapcsolat úgy határozható meg, hogy a számításokhoz feltételezünk egy olyan ABCD tetraédert (23. ábra), amelynek egyik oldala a sarok próbatest oldalai által meghatározott egyenlőszárú háromszög ( ACBΔ ), másik oldala ( ADBΔ ) pedig 1°-ot zár be az előző síkjával.

23. ábra Vázlat a szögkorrekcióhoz

Közös oldaluk hosszúsága, AB = 2a . A két egyenlőszárú háromszög magassága derékszögű háromszöget alkotva ( CDEΔ ) rendre 1°-os szöget zár be egymással, és a DE = x , illetve CE = y szakaszokra a (5) összefüggés írható fel: DE x = = cos1° . CE y

(5)

47

Sikló Bernadett

Az ACEΔ és ADEΔ háromszögekre a (6) és (7) összefüggések írhatók fel: α' a = tg és x 2

(6)

α a = tg y 2

(7)

A (5) egyenletbe a (6) és (7) kifejezést behelyettesítve kapjuk a (8) összefüggést:

α' = 2 ⋅ arctg( tg

1 α ⋅ ). 2 cos1°

(8)

Mivel cos1°≈0,999847, ezért a mért és a valós szögérték közt csak csekély, mintegy 0,11%-os különbség adódik. Mérési bizonytalanság becslése

A deformációt jellemző sarokszög meghatározásakor több tényező is bizonytalanságot visz a mérésbe, amelynek ismerete elengedhetetlen. A programmal meghatározott eredmény bizonytalanságát több összetevő is befolyásolja. A képfeldolgozó eljárásból adódóan a próbatest a képen a 24. ábra szerint kell, hogy elhelyezkedjen, és az ettől való Ψ eltérés mérési bizonytalanságot okoz: δelford. A próbatest digitalizálása során a kontúrok elmosódhatnak, ami szintén bizonytalanságot okoz, jelölése: δkontúr. Ezek együttesen az eredő bizonytalanságnak tekinthetők, ami (9) alapján számítható [15, 16]:

δ 2 = δ 2 elford + δ 2 kontúr .

(9)

24. ábra Szögmérő program kalibrálásához használt, sarokgeometriát ábrázoló kép

48

Sikló Bernadett

A próbatest kontúrjának felismeréséből adódó bizonytalanság meghatározásához ívelt oldalú kalibráló ábrát alkalmaztam (24. ábra). Ezen az ábrán szerkesztéssel meghatároztam a vetemedés mértékét jellemző szög alakulásának elvi értékeit, amellyel összevetettem a szoftver által mért sarokszög értékeket (1. táblázat, 25-26. ábra).

94

Sarokszög [°]

93 92 91 90 89 programmal számított

88

elvi görbe szerkesztéssel

87 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Relatív oldalhosszúság [%]

25. ábra Sarokszög alakulása programmal mért és szerkesztett módszer esetén

Sarokszög [°] Relatív Sarokszög oldalhosszúság Programmal eltérés Körmetszetekkel [%] [°] számított szerkesztett 5 88,23 87,80 0,43 10 88,42 88,08 0,34 15 88,63 88,36 0,27 20 88,85 88,64 0,21 25 89,07 88,94 0,13 30 89,30 89,22 0,08 35 89,52 89,50 0,02 40 89,75 89,80 -0,05 45 90,00 90,08 -0,08 50 90,25 90,36 -0,11 55 90,50 90,66 -0,16 60 90,75 90,94 -0,19 65 91,01 91,22 -0,21 70 91,28 91,50 -0,22 75 91,55 91,80 -0,25 80 91,83 92,08 -0,25 85 92,10 92,36 -0,26 90 92,39 92,66 -0,27 95 92,68 92,94 -0,26 100 92,98 93,22 -0,24 1. táblázat Mért és szerkesztett sarokszög értékek

49

Sarokszög eltérés [°]

Sikló Bernadett

0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 -0,1 0 -0,2 -0,3 -0,4 -0,5

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Relatív oldalhosszúság [%]

26. ábra Szoftverrel mért szögértékek szerkesztett eredményektől való eltérése

A szerkesztett értékeket névleges értékeknek tekintettem, és a szoftver által számított értékek ettől való eltérését vizsgáltam. Az így kapott különbségek számtani középértéküktől, azaz -0,05°-tól való eltérésüket vizsgáltam. A mért értékeknek az átlaguktól való eltérései véletlen hatásoknak tulajdoníthatók. Az ebből származó mérési bizonytalanság az eltérések négyzetének átlagával, az empirikus szórással (10) jellemezhető: N

2 2 σ kontúr = ∑ [x(k ) − x ] ( N − 1) = 0,05

(10)

k =1

A bizonytalanság a mért értékek háromszorosa (11) [15, 16]:

δ kontúr ≈ 3σ kontúr =0,6708°.

(11)

Az eredő bizonytalanság másik összetevője a próbatest elfordulásából adódik. Egyenes oldalú próbatestet ábrázoló képpel végeztem a mérést különböző mértékben forgattam (1-10°), és mértem a sarokszög névleges 90°-tól való eltérését (27. ábra). Az átlagértékek 89,98° és 90,02° között változtak (2. táblázat), és szórásokkal együtt 0,023-os maximális eltérést tapasztaltam.

50

Sikló Bernadett

0,04 Sarokszög eltérés [°]

0,03 0,02 0,01 0,00 -0,01 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

-0,02 -0,03 -0,04 Elforgatás mértéke [°]

27. ábra Próbatest forgatásának hatása a sarokszög alakulására

Próbatest forgatásának mértéke [°]

Programmal számított sarokszög átlagértéke [°]

Eltérés [°]

Eltérés négyzet

0 90,000 0 0 1 89,997 0,003 0,000008 2 89,977 -0,023 0,000507 3 90,018 0,018 0,000324 4 90,022 0,022 0,000471 5 90,002 0,002 0,000004 6 89,979 -0,021 0,000421 7 89,977 -0,023 0,000512 8 89,983 -0,017 0,000294 9 90,007 0,007 0,000053 10 90,004 0,004 0,000019 2. táblázat Programmal mért sarokszög értékek eltérő mértékű forgatások esetén

Az átlagértékek eltérésének négyzete alapján az empirikus szórást az átlagértékek 90°-tól való eltérésével határoztam meg (12): N

σ elford 2 = ∑ [α − 90]2 ( N − 1) = 0,000261 .

(12)

k =1

Ebből a mérési bizonytalanság (13):

δ elford ≈ 3σ elford =0,0484°.

(13)

Az eredő bizonytalanság (9), amely a kontúrok elmosódásából és az elfordulásból adódik, ezzel 0,72°.

51

Sikló Bernadett

4.2. Technológiai paraméterek sarokvetemedésre gyakorolt hatása Kutatómunkám

során

a

mérőeszköz

létrehozása

után

a

mérési

eljárás

alkalmazhatóságának bizonyításával foglalkoztam. Megvizsgáltam a sarokvetemedés időbeli viselkedését, majd meghatároztam a legfőbb befolyásoló paramétereket. A kísérletek eredményeit ebben a fejezetben ismertetem.

4.2.1. Sarokvetemedés és annak időbeli változása Előkísérleteimet polipropilén (TVK, Tipplen H116F) alapanyagú próbatestek sarokvetemedésének vizsgálatával végeztem, amely során a szerszámfelek hőmérsékletének, valamint az utónyomásnak a hatását tanulmányoztam. A mérésekhez 2 mm vastagságú sarok próbatesteket állítottam elő. A vetemedést egyoldali, az oldalél közepénél elhelyezkedő standard gát alkalmazása (19. ábra) és a két szerszámfél közti hőmérséklet-különbség változtatása mellett vizsgáltam. A mozgó szerszámfél hőmérsékletét konstans 40°C-on tartottam, amíg az álló szerszámfél hőmérsékletét 40 és 85°C között változtattam 15°C-os lépésközzel. Minden egyes temperálás-beállítás esetén 3 különböző utónyomási szintet vizsgáltam. További technológiai beállításokat a 3. táblázat tartalmazza.

Fröccssebesség

30

cm3/s

Utónyomás

200, 400, 600

bar

Utónyomási idő

5

s

Maradék hűtési idő

15

s

Ömledékhőmérséklet

210

°C

Álló szerszámfél hőmérséklete

40, 55, 70, 85

°C

Mozgó szerszámfél hőmérséklete

40

°C

3. táblázat Alkalmazott technológiai beállítások polipropilén (TVK Tipplen H116F) vetemedésének vizsgálatához

A vetemedést a próbatest oldalai által bezárt szög alakulásával mértem 10, illetve 100%-os relatív oldalhosszúság mellett, 1 órával a fröccsöntést követően. Az eredményeket a 28. és 29. ábra mutatja. Azonos szerszámfél hőmérséklet esetén az oldalak által bezárt szög jelentősen kisebb volt a névleges 90°-nál, ami annak következménye, hogy a szerszám mag oldalán az elvezetendő hőmennyiség nagyobb, mint a csésze oldalon, ami által a szerszámhőmérséklet is nagyobb. Ennek következtében a próbatest belső oldala lassabban hűl 52

Sikló Bernadett

le, és nagyobb zsugorodás jön létre, ami a falakat egymás felé húzta. Megállapítható, hogy 100%-os relatív oldalhosszúságnál az azonos álló, illetve mozgó oldali szerszámhőmérséklet mellett a próbatest oldalai által bezárt szögre nagyobb hatást gyakorolt az utónyomás. Ez a hatás azonban a hőmérséklet-különbség növekedésével csökkent (28. ábra). A vizsgálatok alapján arra a következtetésre jutottam, hogy a hőmérséklet-különbség növekedésével, azaz az álló szerszámfél hőmérsékletének növelésével, az oldalak által bezárt szög is nőtt. 45°C-os eltérés esetén már meghaladta mindhárom utónyomási érték (200, 400, 600 bar) mellett a 90°-ot, és az oldalak által bezárt szög a 100%-os relatív oldalhosszúságnál vizsgálva, 30°C-os szerszámhőmérséklet-különbség és 600 bar utónyomás mellett 90,4° volt. Megállapítható, hogy az utónyomás változtatásának hatása nem befolyásolta olyan jelentősen a deformációt, mint az eltérő temperálás mértéke (29. ábra) [105]. 95

Sarokszög [°]

Szerszámhőmérsékletkülönbség 45°C Szerszámhőmérsékletkülönbség 30°C

90

Szerszámhőmérsékletkülönbség 15°C

85

Szerszámhőmérsékletkülönbség 0°C

80 100 200 300 400 500 600 700 Utónyomás [bar]

28. ábra Deformálódott sarokszög alakulása az utónyomás függvényében (relatív oldalhosszúság: 100%)

Sarokszög [°]

95

90 600 bar utónyomás

85

400 bar utónyomás 200 bar utónyomás

80 0

10

20

30

40

50

Szerszámhőmérséklet különbség [°C] 29. ábra Deformálódott sarokszög alakulása a hőmérsékletkülönbség változásával (relatív oldalhosszúság: 100%)

53

Sikló Bernadett

Abból a célból, hogy a vetemedés mértékét a fröccsöntést követően mennyi idő elteltével célszerű mérni, a deformáció időbeli változásának vizsgálatához 6 darab, 45°C-os szerszámhőmérséklet-különbség mellett előállított próbatestet vizsgáltam. A fröccsöntést követően 1, 4, 24 és 48 óra elteltével a szerszám felső fészkében előállított próbatestek szélső élén (FSZ) (31. ábra), 10, 50, 75, illetve 100%-os relatív oldalhosszúságnál határoztam meg az oldalak által bezárt szöget. Az összehasonlító vizsgálatokat 24 órával a fröccsöntés után hajtottam végre, mivel a próbatestek nagy mennyisége, illetve azok szkennelésének sebessége nem tette lehetővé az 1 órás méréseket. A (30. ábra) tanúsága szerint a szögértékek 48 óra elteltével mintegy 0,7°-ot csökkentek minden pozícióban, vagyis a sarokszög időbeli változása független a relatív oldalhosszúságtól, továbbá a vetemedés hasonlóképpen alakult az egyes vizsgált helyeken. Az utózsugorodáshoz hasonlóan a mért értékek alapján meghatározva elmondható, hogy a sarokszög 1 év alatt mindössze 0,81°-ot változna az utózsugorodás hatására. 95

Sarokszög [°]

94 93

R² = 0,9796

relatív oldalhosszúság: 100%

R² = 0,999

relatív oldalhosszúság: 75%

R² = 0,9862 R² = 0,9458

92

relatív oldalhosszúság: 50% relatív oldalhosszúság: 10%

91 1

10

100 1000 10000 Idő [perc] 30. ábra Deformáció alakulása az idő függvényében (45°C-os szerszámhőmérséklet-különbség, 600 bar utónyomás mellett)

4.2.2. Vetemedést befolyásoló főbb paraméterek meghatározása A különböző technológiai paraméterek, az alapanyag, valamint a szerszámkialakítás vetemedésre gyakorolt hatásának feltárásához egy 3 szinten 2 faktort, 2 szinten 5 faktort vizsgáló kísérletsorozatot hajtottam végre Borealis Daplen HD120MO polipropilén alkalmazásával. A terv 3 szinten vizsgálja a gátkialakítás és gátpozíció (standard gát az oldalél közepén, standard gát az oldalél szélén, film gát) (19. ábra), valamint az alapanyag üvegszál-tartalmának hatását. A technológiai beállításokat 2 szinten elemzi, úgymint a 54

Sikló Bernadett

szerszámhőmérsékletet, a két szerszámfél közt fennálló hőmérséklet-különbséget, az ömledék hőmérsékletet, az utónyomást és a fröccssebességet (4. táblázat). A fröccsöntés során külső jelre történő utónyomásra való átkapcsolást alkalmaztam.

Fröccssebesség

25, 100

cm3/s

Utónyomás

100, 500

bar

Utónyomási idő

5

s


15

s


200, 260

°C

Szerszámhőmérséklet-különbség

0, 20

°C


30, 50

°C

Alapanyag üvegszáltartalma

10; 20; 30

m%

4. táblázat A vetemedést befolyásoló főbb paraméterek meghatározásához alkalmazott technológiai beállítások, illetve alapanyag szálerősítések

A sarokvetemedésre hatást gyakorló fontosabb paramétereket az 5, illetve a 95%-os relatív oldalhosszúságnál mért sarokszög alakulása alapján határoztam meg. A felső és az alsó fészekben előállított próbatestek szélső élein (FSZ és ASZ él) (31. ábra) mért sarokszög változására az eredmények szerint 5%-os relatív oldalhosszúság mellett sorrendben leginkább a gátkialakítás és gátpozíció, az utónyomás, a szerszámhőmérséklet és az alapanyag száltartalma

volt

hatással.

95%-os

relatív

oldalhosszúságnál

pedig

leginkább

a

szerszámhőmérséklet-különbség, a gát kialakítása és pozíciója, a szerszámhőmérséklet és végül az alapanyag száltartalma volt hatással. Az ömledék hőmérséklet, az utónyomás, illetve a befröccsöntési sebesség hatása elenyésző volt. Ez azzal magyarázható, hogy a szálerősített anyagok esetén elsősorban a szálorientáció dominál a vetemedés kialakulásában. Ez annak a következménye, hogy az üvegszálak tulajdonságai, azok közül is a hőtágulási jellemzők, akár több nagyságrenddel is eltérnek a mátrix polimer vonatkozó tulajdonságaitól.

55

Sikló Bernadett

31. ábra A próbatest élei megnevezésükkel az orientáció szempontjából vizsgált úthosszakkal

Az előkísérletek és a kísérletterv eredményeire támaszkodva folytattam a sarokdeformációra hatást gyakorló paraméterek részletesebb vizsgálatát. Így az alapanyag száltartalmának, a mozgó szerszámfél álló oldalhoz viszonyított hőmérsékletének és az utónyomásnak vetemedésre gyakorolt hatását vizsgáltam különböző gátkialakítás és gátpozíció mellett, azaz standard gát az oldalél közepén, standard gát az oldalél szélén, illetve film gát (19. ábra) alkalmazásával. A technológiai beállításokat az 5. táblázat tartalmazza.

Fröccssebesség

50

cm3/s

Utónyomás

100; 300; 500

bar

Utónyomási idő

5

s


15

s


230

°C


50

°C


30; 50; 70

°C

5. táblázat Fröccsöntési paraméterek (Borealis Daplen HD120MO)

A különböző gátkialakítások és gátpozíciók befolyásolták a sarokvetemedést a próbatest relatív oldalhosszúsága mentén (32. ábra). Film gát alkalmazása esetén a sarokszög nagyobb értékeket vett fel a relatív oldalhosszúság mentén a kisebb sarokvetemedésnek köszönhetően. Standard gát használata esetén nagyobb deformáció alakult ki, hiszen az oldalak által bezárt szög mintegy 1,5°-kal kisebb volt, mint film gát esetén.

56

Sikló Bernadett

86

Standard gát az oldalél szélén

Sarokszög [°]

Standard gát az oldalél közepén Film gát

84 82 80 78 0

10

20 30 40 50 60 70 Relatív oldalhosszúság [%]

80

90

100

32. ábra Gátkialakítás és gátpozíció hatása a sarokszögre a relatív oldalhosszúság mentén (álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C, mozgó szerszámfél hőmérséklete: 70°C, utónyomás: 300 bar, alapanyag száltartalma: 20 m%)

Megfigyelhető az is, hogy a standard gát pozícionálása csak kismértékben befolyásolta a relatív oldalhosszúság mentén kialakuló deformációt [101]. A vizsgált gátkialakításokat, illetve gátpozíciókat összehasonlítva, a film gát alkalmazása esetén kialakult kisebb vetemedés a kitöltésből származó egyenletesebb orientáció eredményeként jött létre. A

sarokszög

változását

a

relatív

oldalhosszúság

mentén

összehasonlítva

megállapítható, hogy az utónyomásnak csak erősítetlen polipropilén esetén volt számottevő hatása (33. ábra). Ez azzal magyarázható, hogy a szálerősített polipropilén kevésbé nyomható össze, így az utónyomás nem tudott azonos mértékű hatást kifejteni, mint erősítetlen anyag esetében. Az utónyomás értékének növelésével a sarokszögek értéke növekedett, és film gát alkalmazása esetén, 500 bar mellett, a sarokhoz közel (5%-os relatív oldalhosszúságnál) elérte a 90°-ot [106].

Sarokszög [°]

88

PP-GF30, 500 bar

86

PP-GF30, 300 bar

84

PP-GF30, 100 bar

82

PP, 500 bar

80

PP, 300 bar

78

PP, 100 bar

76 20

30

40

50

60

70

80

Mozgó szerszámfél hőmérséklete [°C]

33. ábra Utónyomás hatása a sarokszög alakulására a mozgó szerszámfél hőmérsékletének függvényében (film gát, álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C, relatív oldalhosszúság: 50%)

57

Sikló Bernadett

Az alapanyag üvegszál-tartalmának vetemedésre gyakorolt hatását vizsgálva megállapítható, hogy növelésével csökkent a deformáció, növelve az oldalak által bezárt sarokszöget (34. ábra) [101]. 86

Sarokszög [°]

85 84 83 82 81

Utónyomás=100 bar

80

Utónyomás=300 bar

79

Utónyomás=500 bar

78 0

10 20 30 Száltartalom [%] 34. ábra Utónyomás hatása a sarokszög alakulására a száltartalom függvényében (film gát, álló és mozgó szerszámfél hőmérséklete: 50°C, relatív oldalhosszúság: 50%)

A vizsgált paraméterek közül a sarokszöget leginkább a mozgó szerszámfél hőmérséklete befolyásolta, azaz a szerszámfelek közti hőmérséklet-különbség (35/a ábra). A mozgó szerszámfél hőmérsékletének növekedésével csökkent a próbatest oldalai által bezárt szög, azaz nőtt a sarokvetemedés. Erre, valamint arra alapozva, hogy az utónyomásnak csupán erősítetlen polipropilén esetén volt hatása a sarokszög alakulására, a szerszámfelek hőmérsékletének hatását tanulmányoztam részletesebben. Eddigi kísérleteimben kizárólag a mozgó szerszámfél hőmérsékletét változtattam, ezt követően vizsgálataimat kiterjesztettem az álló szerszámfél hőmérsékletének deformációra gyakorolt hatására is. Így a továbbiakban a mozgó, illetve az álló szerszámfél hőmérsékletét is változtattam 30, 50 és 70°C között. Ahogy a mozgó szerszámfél hőmérséklete, úgy az álló szerszámfél hőmérséklete is jelentősen befolyásolta az oldalak által bezárt szöget (35/b ábra), hőmérsékletének növelése csökkentette a vetemedést.

58

Sikló Bernadett

Sarokszög [°]

88 86 PP

84

PP-GF10

82

PP-GF20

80

PP-GF30

78 76 20

40

60

80

Mozgó szerszámfél hőmérséklete [°C] a)

Sarokszög [°]

88 86 PP

84

PP-GF10

82

PP-GF20

80

PP-GF30

78 76 20

40

60

80

Álló szerszámfél hőmérséklete [°C] b)

35. ábra a) Mozgó szerszámfél, b) álló szerszámfél hőmérsékletének, valamint az alapanyag száltartalmának hatása a sarokszögre (film gát, relatív oldalhosszúság: 50%, utónyomás: 300 bar, a) álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C, b) mozgó szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

A két szerszámfél hőmérséklete tehát együttesen hat a kialakuló sarokvetemedésre. Együtt vizsgálva hatásukat, megfigyelhető, hogy az oldalak által ténylegesen bezárt szög azonos szerszámhőmérséklet esetén minden esetben kisebb volt a névleges 90°-nál: nem szálerősített alapanyag alkalmazásánál mintegy 10°-kal (36/a ábra), szálerősített alapanyag használatával csaknem 5°-kal (36/b, c, d ábra). Ez a szögdeformáció a vizsgált tartományban egyetlen esetben volt negatív, az alapanyag száltartalmától függetlenül, amikor a mozgó szerszámfél hőmérséklete 40°C-kal volt hidegebb az álló szerszámfélnél. Ekkor az oldalak által bezárt szög nagyobb lett, mint derékszög. Az eredményekből feltételezhető, hogy az álló és mozgó szerszámfelek közti fix hőmérséklet különbséggel elérhető a deformációmentes állapot. Kísérleteimet ennek tisztázása érdekében ebben az irányban folytattam.

59

Sikló Bernadett

20

15 10 5 0 -5 30

50

70

30 50 Álló szerszámfél 70 hőmérséklete [[°C] C]

Szögdeformáció [°]


20

15 10 5 0 -5


30 50 Álló szerszámfél Álló szerszámfél 70 hőmérséklete hőmérséklete 30 50 [[°C] C] 70 [°C] Mozgó szerszámfél hőmérséklete [°C]

b)

a) 20

15 10 5 0 -5

30 50 Álló szerszámfél Álló szerszámfél 70 hőmérséklete hőmérséklete 30 50 [[°C] C] 70 [°C] Mozgó szerszámfél hőmérséklete [°C]



20

15 10 5 0 -5

30 50 Álló szerszámfél Álló szerszámfél 70 hőmérséklete hőmérséklete 30 50 [ C] 70 [°C] Mozgó szerszámfél hőmérséklete [°C]

c) d) 36. ábra Szögdeformáció alakulása 100%-os relatív oldalhosszúságnál a szerszámfelek hőmérsékletének függvényében a) PP, b) PP-GF10, c) PP-GF20, d) PP-GF30 esetén

4.3. Sarokvetemedés átfogó jellemzése Ebben a fejezetben a fröccsöntött termékek sarkainál kialakuló vetemedés leírását mutatom be. A sarokdeformációt együttesen az oldalak által bezárt szöggel, valamint annak oldalhosszúság

menti

alakulásával

jellemeztem,

azaz

az

oldalak

görbületének

meghatározásával.

4.3.1. Sarokvetemedés és a befolyásoló paraméterek közti összefüggés A sarokvetemedést a próbatest relatív oldalhosszúsága mentén is tanulmányoztam az 5, 50 és 85%-os pontokban mért értékek összehasonlításával (37. ábra). Az eredmények azt mutatták, hogy a vetemedés nagysága a relatív oldalhosszúság mentén többnyire nőtt, változásának mértékét az üvegszáltartalom csökkentette. Abban az esetben, amikor a mozgó szerszámfél hőmérséklete nagyobb volt, mint az álló szerszámfél hőmérséklete, a deformációt jelentősen befolyásolta az alapanyag száltartalma. Ezzel szemben, amikor az álló szerszámfél hőmérséklete volt nagyobb, nem volt szignifikáns különbség a különböző üvegszáltartalmú próbatestek sarokvetemedése között (38. ábra) [106].

60

Sikló Bernadett

Sarokszög [°]

90

85

PP-GF30 PP-GF20 PP-GF10 PP

80

75 0

20 40 60 80 100 Relatív oldalhosszúság [%] 37. ábra Sarokszög alakulása a relatív oldalhosszúság mentén (film gát, mozgó és álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

A mérési eredmények alapján 95%-os korreláció mellett, lineáris közelítéssel (14) jellemeztem az üvegszál erősítésű polipropilénből előállított próbatestek deformálódott oldalai által bezárt sarokszöget a relatív oldalhosszúság mentén:

α ( L; Φ;

T T Tá ) = A(Φ; á ) ⋅ L + B(Φ; á ) , Tm Tm Tm

(14)

ahol α [°] az oldalak által bezárt szög, L [%] relatív oldalhosszúság, Φ [m%] száltartalom,

Tá/Tm [-] az álló és mozgó szerszámfél hőmérsékletének aránya, A és B az alapanyag száltartalmától és a szerszámfelek hőmérsékletének arányától függő kifejezések. Kifejtve, az összefüggés (15) szerint alakul:

⎛

α = Φ ⋅ ⎜⎜ f1 ⋅ ⎝

⎞ Tá T T T ⋅ L + f 2 ⋅ L + i1 ⋅ á + i2 ⎟⎟ + g1 ⋅ á ⋅ L + g 2 ⋅ L + j1 ⋅ á + j2 , Tm Tm Tm Tm ⎠

(15)

ahol a paraméterek f1=-2,09⋅10-3 [°/(%·m%)], f2=2,89⋅10-3 [°/(%·m%)], g1=8,511⋅10-2 [°/%],

g2=-1,3576⋅10-1 [°/%], i1=7,821⋅10-3 [°/m%], i2=4,713⋅10-2 [°/m%], j1=2,53355° és j2=82,16°-nak adódtak film gát alkalmazása esetén.

61

Sikló Bernadett

38. ábra Üvegszáltartalom és szerszámhőmérséklet hatása a sarokszög alakulására (film gát)

A kifejezést két komponensére szétválasztva meghatározható egyrészt az a technológiai feltétel, amely mellett a próbatest oldalai 90°-ot zárnak be egymással, másrészt az a feltétel, amely szerint az oldalak által bezárt szög nem változik a relatív oldalhosszúság mentén, vagyis az oldal egyenes marad. Tehát a (15) összefüggés alapján a sarokszög a relatív oldalhosszúság mentén abban az esetben nem változik, amikor a (16) összefüggés érvényes:

Tá Φ ⋅ f2 + g2 =− . Tm Φ ⋅ f1 + g1

(16)

Amennyiben 90°-os a sarokszög, a (17) összefüggésnek kell érvényesülnie:

Tá 90 − (Φ ⋅ i2 + j2 ) = . Tm Φ ⋅ i1 + j1

(17)

A (17) és (18) összefüggésekkel meghatározható egy elméleti száltartalom, valamint egy elméleti hőmérsékletarány, amelyek alkalmazása esetén olyan próbatest fröccsönthető, amelynek oldalai a relatív oldalhosszúság mentén végig 90°-ot zárnak be egymással (39. ábra). Ez a számítások alapján a Φ=31 m% és Tá/Tm=2,3 beállítás esetén adódna. Mindez azt mutatja, hogy a sarokvetemedés kiküszöbölhető pusztán a technológia megfelelő beállításával, illetve egy meghatározott alapanyag-száltartalom használatával. A számított 62

Sikló Bernadett

beállításokhoz közeli, 30 m% üvegszáltartalmú polipropilén, valamint Tá=70°C és Tm=30°C szerszámhőmérséklet alkalmazásával fröccsöntött próbatestek oldalai által bezárt sarokszög 89,77° és 90,33° között ingadozott a relatív oldalhosszúság mentén, ami a számítások helyességét bizonyítja. Emellett a számítások szerint 1,67-es hőmérsékletarány és 10 m% üvegszáltartalom mellett egyenes oldalú próbatestek előállítása lehetséges (39. ábra). Ez a kísérleti

eredmények

alapján

szintén

igazolható,

mivel

Tá=50°C

és

Tm=30°C

szerszámhőmérséklet esetén a relatív oldalhosszúság mentén az oldalak által bezárt szög 86,36° és 87,07° között változik. A leírás abszolút (Kelvin) hőmérsékletekkel is érvényes, azonban a könnyebb gyakorlati alkalmazhatóság érdekében az összefüggésben a hőmérsékletek Celsius-fokban szerepelnek [106].

3,5 Hőmérsékletarány [-]

3 2,5 2 1,5 egyenes legyen

1

90 fokos legyen

0,5 0 0

10

20 30 40 50 Száltartalom [m%] 39. ábra Elméleti száltartalom és szerszámhőmérséklet-arány sarokvetemedés-mentes állapot eléréséhez (film gát)

4.3.2. Sarokvetemedés ívességének jellemzése A sarokvetemedés hatására nemcsak a próbatest oldalai által bezárt szög változott meg, hanem oldalai ívesen is deformálódtak. Így a próbatest oldalai mentén kialakuló vetemedés által okozott sarokszögváltozást 0,99-es korrelációval, harmadfokú görbével közelítettem (40. ábra).

63

Sarokszög [°]

Sikló Bernadett

90

PP mért

88

PP-GF10 mért

86

PP-GF20 mért

84

PP-GF30 mért PP illesztett

82

PP-GF10 illesztett PP-GF20 illesztetett PP-GF30 illesztett

80 78 76 0

20

40

60

80

100

Relatív oldalhosszúság [%] 40. ábra Sarokszög alakulása mért, illetve harmadfokú illesztett görbék alapján (film gát, álló és mozgó szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

A próbatest deformációjának meghatározásához nemcsak a próbatest oldalai által bezárt szöget és annak relatív oldalhosszúság menti alakulását vizsgáltam, hanem az oldalak ívességéből adódóan azok görbületét is összehasonlítottam különböző beállítások esetén. A képfeldolgozó szoftver a próbatest oldalaira, illesztett – a szükséges pontosság igénye miatt – harmadfokú y=f(x) görbékből határozta meg a (18) összefüggéssel a görbületet: g=

y" (1 + y '2 )

3

.

(18)

2

A görbületet az oldalél közepén elhelyezett standard gát, az oldalél szélén elhelyezett standard gát, illetve film gátas szerszámkialakítás (19. ábra) mellett is vizsgáltam (41. ábra). Méréseimet a felső fészekben készült próbatest FSZ élén végeztem (31. ábra), mindkét próbatest száron (42. ábra). Negatív érték esetén konvex, pozitív érték esetén konkáv görbület dominál a relatív oldalhosszúság mentén az oldalak által közbezárt szög felől szemlélve.

64

Sikló Bernadett

0,0010

Görbület [1/mm]

0,0005 0,0000 -0,0005

0

20

40

60

-0,0010

80

100

PP-GF0

-0,0015

PP-GF10

-0,0020

PP-GF20

-0,0025

PP-GF30

-0,0030 Relatív oldalhosszúság [%]

41. ábra Ívesség alakulása a relatív oldalhosszúság mentén különböző alapanyagok esetén (film gát, álló és mozgó szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

A mért R1, R2 görbületi értékek ponthalmazaira harmadfokú görbét illesztettem, és abszolút értékét a relatív oldalhosszúság mentén 0%-tól 100%-ig integráltam (19): 100%

G=

∫ g dx .

(19)

L =0%

42. ábra A vizsgálatokhoz használt próbatest

Az eredményül kapott értékek az ívesség mértékére utalnak. A próbatest két szárának ívességét összehasonlítva, szignifikáns különbség egyetlen gátkialakítás, illetve gátpozíció esetén sem figyelhető meg (43-45. ábra). 50°C-os álló szerszámfél hőmérséklet mellett vizsgálva a változásokat, film gát alkalmazása esetén az alapanyag száltartalmának, illetve a mozgó szerszámfél hőmérsékletének növelésével csökkent az oldalak ívessége (43. ábra). Mindemellett az is észrevehető, hogy az ívesség 30°C-os mozgó szerszámfél-hőmérséklet mellett mintegy 20 m% üvegszáltartalom esetén minimumot ér el, ami valószínűsíthetően az alapanyag száltartalmának szálorientációt befolyásoló hatásának következménye. 65

Sikló Bernadett

0,15

T mozgó=30°C T mozgó=50°C T mozgó=70°C

0,10

0,05

Ívesség 2 [%/mm]

Ívesség 1 [%/mm]

0,15

0,00


0,10

0,05

0,00 0

10 20 Alapanyag száltartalma [m%]

30

0


30

a) b) 43. ábra Mozgó szerszámfél hőmérsékletének hatása a) Ívesség 1, b) Ívesség 2 alakulására az alapanyag száltartalmának függvényében (film gát, álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

Abban az esetben, amikor a próbatestek kitöltése az oldalél szélén történt standard gáton keresztül, csak akkor változott jelentősen az ívesség, ha a mozgó szerszámfél hőmérséklete 70°C volt. Kisebb hőmérsékletek alkalmazása esetén elenyésző mértékben változott csak az ívesség a száltartalom növelésével (44. ábra).

0,15


0,10

0,05

0,00

Ívesség 2 [%/mm]

Ívesség 1 [%/mm]

0,15


0,10

0,05

0,00 0


30

0


30

a) b) 44. ábra Mozgó szerszámfél hőmérsékletének hatása a) Ívesség 1, b) Ívesség 2 alakulására az alapanyag száltartalmának függvényében (standard gát az oldalél szélén, álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

Amennyiben a gát az oldalél közepén helyezkedett el, a próbatestek oldalainak ívességét szintén csökkentette a száltartalom növelése (45. ábra). 10 m% üvegszáltartalom felett az eredményeket azonban csak kismértékben befolyásolta a száltartalom növekedése. Azonos szerszámfél-hőmérséklet alkalmazása esetén 20 m% száltartalomnál minimum lelhető fel az ívességben.

66

Sikló Bernadett

0,15


0,10

0,05

Ívesség 2 [%/mm]

Ívesség 1 [%/mm]

0,15


0,10

0,05

0,00

0,00 0


30

0


30

b) a) 45. ábra Mozgó szerszámfél hőmérsékletének hatása a) Ívesség 1, b) Ívesség 2 alakulására az alapanyag száltartalmának függvényében (standard gát az oldalél közepén, álló szerszámfél hőmérséklete: 50°C)

Az álló és mozgó szerszámfél hőmérsékletének, valamint az üvegszáltartalom változtatásának együttes vizsgálatával megállapítható, hogy a száltartalom nagyobb mértékben befolyásolja az ívességet (46. ábra). Nem szálerősített polipropilén esetén az álló szerszámfél hőmérsékletének növelésével és a mozgó szerszámfél hőmérsékletének csökkentésével szintén kisebb az oldal ívessége, változtatásuk hatása szignifikáns (46/a ábra). Amennyiben az alapanyag szálerősítést tartalmazott, az ívesség mértéke jelentősen lecsökkent minden vizsgált szerszámhőmérséklet-kombináció esetén a nem szálerősített polipropilénhez képest. PP-GF10, illetve PP-GF20 alapanyag esetén a próbatest oldalainak ívességére még hatást gyakorol a szerszám hőmérsékletének beállítása (46/b, 46/c ábra). PP-GF30-at használva alapanyagként azonban az ívesség minden esetben kicsi, a különböző szerszámhőmérsékletek közti eltérés csekély (46/d ábra).

67

Sikló Bernadett

0,2

0,15 0,1 0,05 0 30

50

70

30 50 Álló szerszámfél hőmérséklete 70 [°C]

Ívesség [%/mm]

Ívesség [%/mm]

0,2

0,15 0,1 0,05 0 30


50


a)

b)

0,2

0,15 0,1 0,05 0 30

50

70



Ívesség [%/mm]

0,2

Ívesség [%/mm]

70


0,15 0,1 0,05 0 30

50

70



d) c) 46. ábra Mozgó és álló szerszámfél hőmérsékletének hatása az oldal ívességére a) PP, b) PP-GF10, c) PP-GF20, d) PP-GF30 alapanyag esetén (film gát)

4.4. Szerszámtulajdonságok hatása a vetemedésre, szimulációs elemzések Fröccsöntési szimulációs vizsgálatokhoz Autodesk Moldflow Insight 2010 és 2012 programot használtam. Vizsgáltam az alapanyag száltartalmának vetemedésre kifejtett hatását az orientációs eredményeken át, valamint elemeztem a szerszám temperálásának hatását is.

4.4.1. Anyagtulajdonságok modellezése fröccsöntési szimulációhoz A szimulációkban való alkalmazáshoz az anyagjellemzők mérési eredmények alapján történő matematikai modellekkel való leírására, a hozzájuk kapcsolódó konstansok meghatározására van szükség. A szimulációhoz alkalmazott modellek megalkotásához az anyagok feldolgozási jellemzőinek meghatározása elengedhetetlen. Ez technológiai oldalról tekintve az alapanyag folyási, fajtérfogat-változási, illetve hőtani tulajdonságainak ismeretét teszi szükségessé. Mivel ezek saját gyártású alapanyagok, nem találhatók meg a fröccsöntési szimulációs program adatbázisában, amelyet oda csak saját mérések alapján lehet feltölteni adott formában [107].

68

Sikló Bernadett

A három alapanyag, PP-GF10, PP-GF20 és PP-GF30, MFI értéke rendre 5,1; 3,9 és 3,1 g/10 perc volt. Mivel a folyási mutatószám nem alkalmazható szimulációk esetén, ezért viszkozitásmérést végeztem (47-48. ábra) [107].

Viszkozitás [Pas]

10000

200°C 230°C 260°C

1000

100

10 10

100 1000 Nyírósebesség [1/s] 47. ábra PP-GF30 viszkozitásgörbéje

Viszkozitás [Pas]

10000

10000

PP-GF10 PP-GF20 PP-GF30

1000

100

10 10

100 1000 10000 Nyírósebesség [1/s] 48. ábra Különböző mértékben szálerősített PP viszkozitásgörbéje 200°C-on

A mérési eredményeken elvégeztem a Bagley-, majd a Rabinowitsch-korrekciót [17]. A szimulációs programok a Cross egyenlet (20) alakját használja a kitöltési szimulációhoz.

η (T , γ& , p ) =

η0 (T , p ) (1− n ) ⎡η0 (T ) ⋅ γ& ⎤ 1+ ⎢ * ⎥ ⎣ τ ⎦

(20)

A fenti egyenletben az η0-t pedig (21) szerint definiálja: ⎛T ⎞ T > Ttrans → η 0 (T , p ) = B ⋅ exp⎜ b ⎟ ⋅ exp(β ⋅ p ) ⎝T ⎠ T < Ttrans → η 0 (T , p ) = ∞

(21)

69

Sikló Bernadett

A Cross egyenlet a WLF taggal kiegészítve válik alkalmassá az utónyomások számításánál való alkalmazásra is. Az eltérés az η0 számításánál mutatkozik a WLF tag megjelenésével (22) [107]:

[ ( [ (

)] )]

~ ⎧ − A1 ⋅ T − T ⎫ ~ T ≥ T → η 0 (T , p ) = D1 ⋅ exp⎨ ~ ⎬ ⎩ A2 + T − T ⎭ ~ T < T → η 0 (T , p ) = ∞, (22) ahol :

~ A2 = A2 + D3 ⋅ p ~ T = D2 + D3 ⋅ p Az alapanyagokhoz tartozó Cross-WLF egyenlet szükséges konstansait a mérési pontokra illesztett viszkozitásgörbék alapján határoztam meg (6. táblázat).

PP-GF10 PP-GF20 PP-GF30 n [-] 0,3856 0,3604 0,2528 τ* [Pa] 5853,21 7902,43 26678,2 D1 [Pa·s] 1,3969 1014 3,60286 1012 1,26132 1014 D2 [K] 263,15 263,15 263,15 D3 [K/Pa] 0 0 0 A1 [-] 29,801 25,33 30,682 A2~ [K] 51,6 51,6 51,6 6. táblázat PP alapanyagok Cross-WLF paraméterei

Az alapanyagok fajtérfogat-változásának leírására a szimulációs programok a kéttartományú Tait egyenletet használják (23). ⎡ ⎛ p ⎞⎤ ⎟⎟⎥ + vt (T , p ) , v(T , p ) = v0 (T )⎢1 − C ⋅ ln⎜⎜1 + ( ) B T ⎠⎦ ⎝ ⎣

(23)

ahol v(T,p) a fajtérfogat az adott hőmérsékleten és nyomáson, v0(T) a fajtérfogat környezeti nyomáson, T [K] a hőmérséklet, p [Pa] a nyomás, C egy 0,0894 értékű konstans és B a nyomásérzékenységi tényező. Az alsó, illetve a felső hőmérséklettartományt a Tt átmeneti hőmérséklet választja el, amely a nyomás függvényében (24) szerint változik: Tt ( p ) = b5 − b6 ⋅ p ,

(24)

ahol b5 és b6 konstansok.

70

Sikló Bernadett

A felső hőmérséklettartományban, ahol a hőmérséklet nagyobb, mint az átmeneti hőmérséklet (T>Tt) (25): v0 (T ) = b1m + b2 m ⋅ (T − b5 ) ,

(25a)

B(T ) = b3m exp[− b4 m ⋅ (T − b5 )] ,

(25b)

vt (T , p ) = 0 ,

(25c)

ahol b1m, b2m, b3m, b4m és b5 konstansok. Az alsó hőmérséklettartományban, ahol a hőmérséklet kisebb, mint az átmeneti hőmérséklet (T
(26a)

B(T ) = b3s exp[− b4 s (T − b5 )] ,

(26b)

vt (T , p ) = b7 exp((b8 (T − b5 )) − (b9 ⋅ p )) ,

(26c)

ahol b1s, b2s, b3s, b4s, b5, b6, b7, b8 és b9 konstansok [107]. Az alapanyagok fajtérfogatváltozásának meghatározása után ezért, a mért értékek alapján (49. ábra), a kéttartományú Tait egyenlet (23) konstansait görbeillesztéssel (50. ábra) határoztam meg, amelyeket a 7. táblázat tartalmaz.

Fajtérfogat [cm³/g]

1,15

1 MPa 22 MPa 43 MPa 65 MPa 87 MPa 109 MPa 131 MPa 152 MPa 174 MPa

1,1 1,05 1 0,95 0,9 0,85 60

110

160 210 Hőmérséklet [°C] 49. ábra PP-GF30 pvT görbéi

260

71

Sikló Bernadett

Fajtérfogat [cm³/g]

PP-GF10 PP-GF20 PP-GF30 b5 [K] 432,15 432,15 432,15 b6 [K/Pa] 7,6-8 7,9⋅10-8 1,245⋅10-7 b1m [m3/kg] 0,001185 0,001102 0,001017 b2m [m3/kg·K] 1⋅312-6 1,082⋅10-6 1⋅10-6 7 7 b3m [Pa] 7,01244⋅10 6,59553⋅10 6,28106⋅107 b4m [1/K] 0,006854 0,005768 0,004323 b1s [m3/kg] 0,001049 0,0009814 0,0009031 b2s [m3/kg·K] 3,119⋅10-7 3,73⋅10-7 2,605⋅10-7 8 8 b3s [Pa] 2,48835⋅10 2,03556⋅10 2,32132⋅108 b4s [1/K] 0,001543 0,005795 0,00623 b7 [m3/kg] 0,0001358 0,0001205 0,0001137 b8 [1/K] 0,1183 0,1246 0,05476 b9 [1/Pa] 1,513⋅10-8 1,618⋅10-8 1,346⋅10-8 7. táblázat PP alapanyagok Tait paraméterei

1,35 1,30 1,25 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90 0,85

PP-GF10 - mért PP-GF20 - mért PP-GF30 - mért PP-GF10 - illesztett PP-GF20 - illesztett PP-GF30 - illesztett

60

110

160 210 260 Hőmérséklet [°C] 50. ábra Különböző száltartalmú PP alapanyagok fajtérfogat-változása 43 MPa nyomáson

DSC méréssel állapítottam meg az alapanyagok fajhőjét és kristályosodási hőmérsékletét, amely a kidobási hőmérséklet meghatározásához szükséges. PP-GF10, PP-GF20 és PP-GF30 kristályosodási hőmérséklete rendre 114, 115 és 115°C-nak adódott, fajhőjüket különböző hőmérsékleti értékeken a 8. táblázat tartalmazza. Hőmérséklet Cp PP-GF10 Cp PP-GF20 Cp PP-GF30 [°C] [kJ/kg°C] [kJ/kg°C] [kJ/kg°C] 30 1,29 1,37 0,99 100 1,95 1,75 1,4 150 3,56 3,04 2,68 190 2,2 1,94 1,55 210 2,25 1,99 1,58 230 2,3 2,05 1,62 250 2,36 2,1 1,68 8. táblázat PP alapanyagok fajhője különböző hőmérsékleteken

72

Sikló Bernadett

4.4.2. Orientáció hatása a sarokvetemedésre A

szimulációs

programok

sarokvetemedés

számításának

pontosságának

meghatározásához Autodesk Moldflow Insight 2012-vel végzett számítás eredményeit hasonlítottam össze a mérési eredményekkel. A szimulációkhoz felületi (Dual Domain) és térfogati hálózású végeselemes modelleket használtam különböző üvegszáltartalmú polipropilén és különböző utónyomási értékek mellett (9. táblázat). Ezen felül szálerősített alapanyagok esetén az orientáció dinamikájának vetemedésszámításra gyakorolt hatását is összehasonlítottam az egyes esetekben, azaz az úgynevezett RSC és FolgerTucker számítás alkalmazásával született eredményeket.

Fröccssebesség

PP PP-GF10 PP-GF20 PP-GF30 50

cm3/s

Utónyomás

100; 300; 500

bar

Utónyomási idő

5

s


15

s


230

°C


50

°C


50

°C

Alapanyag

9. táblázat Szimulációk beállítási paraméterei

Felületi (Dual Domain) hálózású végeselemes modellek esetén a sarokszög számított alakulása a próbatest relatív oldalhosszúsága mentén, kis utónyomás esetén eltért a mért értékektől (51/a ábra). Nagyobb, 300 és 500 bar utónyomás esetén azonban jól megközelítette a számított érték a mérési eredményeket (51/b ábra). 90

90 Mérés

Szimuláció

85

80

75

Sarokszög [°]

Sarokszög [°]

Mérés

Szimuláció

85

80

75 0

20

40 60 80 Relatív oldalhosszúság [%]

100

0

20

40 60 80 Relatív oldalhosszúság [%]

100

b) a) 51. ábra Sarokvetemedés a) 100 bar b) 300 bar utónyomás esetén a próbatest relatív oldalhosszúsága mentén (PP-GF10, film gát, álló és mozgó szerszámfél hőmérséklete 50°C)

73

Sikló Bernadett

A különböző alapanyagok esetén számított vetemedéseket a próbatest 100%-os relatív oldalhosszúsága mellett vetettem össze a mérésekből származó eredményekkel. Ezek együttes alakulását az 52. ábra szemlélteti. Megállapítható, hogy az utónyomáson kívül a hálózás típusa is befolyásolta az eredményeket. A Dual Domain, azaz felületi hálózású modellen alapuló számítások általában alulbecsülték, amíg a 3D (térfogati) hálózás esetén meghaladták a mérési eredményeket. Erősítetlen polipropilén esetén mindkét hálózási típus túlbecsülte a vetemedés hatására létrejövő sarokszöget (52/a ábra). A gyors orientációs kinetikát feltételező Folgar-Tucker és a lassú orientációt feltételező RSC (Reduced Strain Closure) számítási módok közti eltérés kisebb volt, mint a hálózás típusából adódó különbség. Az irodalmi forrásokkal egybecsengően – nagyobb száltartalom esetén – a mért vetemedési értékeket a 3D-s hálózású RSC számítások jól megközelítették a gyakorlatban is alkalmazott nagyobb utónyomási értékek esetén. Kis utónyomás mellett eltérések voltak megfigyelhetők. Mérés

90

Sarokszög [°]

Sarokszög [°]

90 Mérés

85

Szimuláció - 3D hálózással Szimuláció - Dual Domain hálózással

80 75

Szimuláció - Dual Domain hálózással - RSC

85

Szimuláció - Dual Domain hálózással Folgar Tucker Szimuláció - 3D hálózással - Folgar Tucker

80 75

70

Szimuláció - 3D hálózással - RSC

70 0

100

200 300 400 500 Utónyomás [bar]

600

0

100

200 300 400 500 Utónyomás [bar]

a)

b) Mérés

Mérés


85


80 75


70 0

100

200 300 400 500 Utónyomás [bar]

600

90

Sarokszög [°]

Sarokszög [°]

90

600


85


80 75


70 0

100

200 300 400 500 Utónyomás [bar]

600

d) c) 52. ábra Sarokszög alakulása 100%-os relatív oldalhosszúságnál a) PP, b) PP-GF10, c) PP-GF20, d) PP-GF30 esetén (film gát, szerszámhőmérséklet 50°C) (Folgar-Tucker: orientáció kinetikáját gyorsnak feltételező számítási mód, RSC (Reduced strain closure): orientáció kinetikáját lassúnak feltételező számítási mód)

A gátkialakítás megválasztásának, azaz az ebből származó ömledékáramlás hatására létrejövő szálrendeződés, globális orientáció tanulmányozásához és a szimulációs eredmények verifikálásához

computer

tomográfiás

vizsgálatokat

végeztem

három

különböző 74

Sikló Bernadett

befröccsöntési móddal (film gát, oldalél közepén elhelyezett standard gát, oldalél szélén elhelyezett standard gát) létrehozott próbatesteken. Mivel a vetemedési vizsgálatokhoz használt üvegszál erősítésű polipropilénben jelen levő szálak a módszerrel nem voltak kimutathatók, ezért 30 m%-ban réz bevonatú szénszállal erősített polipropilénből előállított próbatestet használtam. A computer tomográfiás felvételt az 53. ábra mutatja. A szálak rendeződése felismerhető az eredményen, azonban a vizuális megfigyelésen túlmutató kiértékelésre a módszer nem volt alkalmas.

53. ábra Szálorientációról készült computer tomográfiás felvétel oldalél szélén elhelyezett gáttal fröccsöntött próbatestben

Ezek után a sarok próbatestben kialakuló szálrendeződést 10 m% üvegszálat tartalmazó polipropilénből előállított próbatesten tanulmányoztam optikai mikroszkóppal 25x-ös nagyítás mellett, a vetemedési vizsgálatok során tanulmányozott FSZ éltől 5 mm-re a darab belseje felé. Az 54. ábra az optikai mikroszkóppal készült felvételeket mutatja a tanulmányozott keresztmetszet mentén, a jelölt helyeken. A középső szakaszban jól megfigyelhető a kifejtő áramlás hatására kialakuló mag-héj szerkezet (54. ábra). A próbatest végében a szálak az áramlással párhuzamos metszeti képre merőlegesen állnak, mag-héj struktúra nem alakult ki. A próbatestben kialakuló orientációról röntgen mikroszkópos felvételek is készültek, azonban ezek sem voltak alkalmasak további orientáció meghatározás céljára.

75

Sikló Bernadett

54. ábra Film gáttal befröccsöntött próbatest szálrendeződéséről optikai mikroszkóppal készült felvétel

Az orientáció vetemedésre gyakorolt hatásának vizsgálatához a szálak irányultságát is szemügyre vettem. Azonban nem sikerült olyan globális orientációt, illetve orientációs tenzort meghatároznom, amellyel az egyes gátkialakítások közti különbségek kimutathatók lettek volna. Sem a computer tomográfiás, sem az optikai mikroszkópos, sem pedig a röntgen mikroszkópos módszerrel nem lehetett a szimulációk eredményeit verifikálni.

4.4.3. Szerszámhőmérséklet szerepe a sarokvetemedés kialakulásában A két szerszámfél azonos hőmérséklet beállítása esetén kialakuló sarokvetemedés okának

megállapításához,

a

szerszámban

fröccsöntés

közben

fellépő

hőáramlás

tanulmányozásához szimulációs vizsgálatot hajtottam végre. A hűtési analízist a sarok próbatest, a fröccsöntő szerszám álló, illetve mozgó oldali formabetétjének modellösszeállításán végeztem (55. ábra). A modell a fröccsöntő szerszám szimmetriáját kihasználva egyetlen szerszámfészekből áll. A szimulációkhoz 3D-s hálózást alkalmaztam. Az adatbázisból kiválasztott alapanyag a kísérletek során használttal megegyezően Borealis Daplen HD120MO volt 230°C-os ömledék hőmérséklettel, a szerszámbetétek hőmérséklete pedig 40°C volt.

76

Sikló Bernadett

55. ábra Szimulációhoz alkalmazott modell

A vetemedés mértéke azzal csökkenthető, ha a sarokkialakítású szerszámfészek falának hőmérséklete az egyes pontokban egyenletes. Az eredmények azt mutatták, hogy a szerszámfészek kitöltésének pillanatában a szerszám hőmérséklete egyenletesen 40°C volt (56/a ábra).

56. ábra Hőmérséklet eloszlás a fröccsöntött darabban és a fröccsöntő szerszámban a) kitöltés végén, b) 3 másodperccel kitöltés után, c) 7 másodperccel kitöltés után, d) 21 másodperccel kitöltés után, e) 33 másodperccel kitöltés után, f) 50 másodperccel kitöltés után

A polimer ömledék és a szerszám érintkezése megnövelte a szerszámfészek közelében a hőmérsékletet (56/b ábra, 56/c ábra). Körülbelül 7 másodperc elteltével a befröccsöntött 77

Sikló Bernadett

polimer ömledékből érkező hő a fészek körül egy szűk tartományban mintegy 2°C-kal növelte meg az álló oldali szerszámfél hőmérsékletét. A szerszám mozgó oldala is felmelegedett, de ebben az esetben 46°C-ra, és így 4°C-os hőmérséklet-különbség jött létre a két szerszámfél között. A hűtőkörök hatására körülbelül 21 másodperccel a kitöltés után az álló szerszámfél hőmérséklete többnyire 40°C volt, csak egy kis területen, közel a szerszámüreghez, emelkedett kevéssel 40°C fölé (56/d ábra). 33 másodperccel a kitöltés után az álló szerszámfél maradéktalanul lehűlt egyenletesen 40°C-ra, ellenben a mozgó szerszámfél még mindig hőmérsékletemelkedést mutatott (56/e ábra). 50 másodperc elteltével a mozgó szerszámfél hőmérséklete elérte a 47,5°C-ot, 7,5°C-os különbséget eredményezve a két szerszámfél között

Szerszámhőmérséklet [°C]

(56/f ábra, 57. ábra) [108].

50 49 48 47 46 45 44 43 42 41 40

Álló szerszámfél hőmérséklete Mozgó szerszámfél hőmérséklete

0

10

20

30 40 50 Idő[s] 57. ábra Szerszámhőmérséklet alakulása a szerszámfészek kitöltése után

A 100°C-os kidobási hőmérséklet eléréséhez szükséges idő alakulását a próbatest három pontjában (A, B, C) vizsgáltam a falvastagság mentén (58. ábra). A kidobási hőmérséklet eléréséhez szükséges idő változásában, mindhárom pontban aszimmetria figyelhető meg (59. ábra). A próbatest sarkánál (A pont) 2 másodperces időeltérés volt tapasztalható 0,66-os relatív falvastagságnál. A legnagyobb eltérés 1 másodperc volt 0,33-os relatív falvastagságnál a B pontban, és a legnagyobb eltérés a kidobási hőmérséklet eléréséhez szükséges időben 4 másodperc volt a C pontban (0,66-os relatív falvastagságnál).

78

Sikló Bernadett

58. ábra Próbatest a vizsgált pontokkal

Kidobási hőmérsklet eléréséhez szükséges idő [s]

14

A

12

B C

10 8 6 4 2 0 -1

0

mozgó szerszámfél

1

álló szerszámfél Relatív falvastagság [-]

59. ábra Kidobási hőmérséklet eléréséhez szükséges idő alakulása

Az aszimmetria a darab keresztmetszetének hűlésében figyelhető meg (60. ábra). Látható, hogy míg a darab külső héjrétege mindkét oldalon gyorsan lehűlt a kezdeti 40°C-os szerszámhőmérsékletre, addig belseje kisebb sebességgel hűlt. A mozgó szerszámfél hűtésének hatása kisebb a rendelkezésre álló hűtésben részt vevő felület aránya miatt, mint az álló szerszámfélben, és ennek hatására a létrejövő hőátadás is kevésbé hatékony. Ez viszont a darab mag oldali felületének hőmérséklet-növekedését eredményezi, mivel a hő nem képes olyan gyorsan eltávozni, mint az álló szerszámfélből.

79

Sikló Bernadett

Próbatest hőmérséklete [°C]

65

A - 21 s A - 33 s A - 50 s

60 55 50 45 40 -1


0

1

álló szerszámfél

Relatív falvastagság [-]

60. ábra Próbatest hőmérsékletének alakulása a keresztmetszet mentén az A pontban

Összehasonlítva

az

egyes

keresztmetszetekben

a

hőmérséklet

alakulását

33 másodperccel a kitöltés után, megfigyelhető, hogy a legnagyobb átlaghőmérséklet az A, a legkisebb a C pontban volt (61. ábra), továbbá a hőmérséklet változása is kisebb volt a vastagság mentén a saroktól távolodva. Az A pontban mintegy 10°C-os hőmérsékletkülönbség figyelhető meg a darab keresztmetszete mentén, míg a C pontban 6°C-ra csökkent ez a különbség. Ezen kívül az is észrevehető, hogy a darab mozgó szerszámfél felőli oldalán 4,5°C-os, amíg az álló szerszámfél felőli oldalon mindössze 0,45°C-os hőmérsékletkülönbség alakult ki az oldal mentén. Ezek a hőmérsékletbeli eltérő zsugorodáshoz, és ennek

Próbatest hőmérséklete [°C]

következtében a darab deformációjához vezettek [108].

65

A - 33 s B - 33 s C - 33 s

60 55 50 45 40 -1


0

1

álló szerszámfél

Relatív falvastagság [-] 61. ábra Próbatest hőmérséklete 33 másodperccel a kitöltés után

80

Sikló Bernadett

Az aszimmetrikus hőmérsékleteloszlás vizsgálatára további szimulációkat végeztem. A termék, az elosztócsatorna és a temperálórendszer köré épített szerszámblokk modell összeállításon (62. ábra) tranziens hűtési szimulációt végeztem. A kezdeti 40°C-os szerszámfelek, 25°C-os környezeti hőmérsékleten, az áramoltatott 50°C-os temperálóközeg hatására felmelegedtek. Az álló szerszámfél hőmérséklete 3 ciklus alatt nőtt 50°C-ra, és a továbbiakban, mintegy 4°C-ot emelkedett maximálisan (63. ábra). A mozgó szerszámfél már az első ciklus folyamán túllépte az 50°C-ot, és a későbbiekben ezt jóval meghaladva, 55°C és 66°C között változott a hőmérséklete a ciklusok során. Látható, hogy az azonos temperálás ellenére a két szerszámfél hőmérséklete közt a szerszámgeometriából adódóan átlagosan mintegy 10°C-os hőmérséklet-kölönbség alakul ki, ami összhangban van a korábbi szimulációkkal.

62. ábra Tranziens hűtés szimulációjának 3D-s modellje a tetraéderekből felépülő termékkel és szerszámblokk metszetével

70

Hőmérséklet [°C]

65 60 55 50 45

Álló szerszámfél hőmérséklete Mozgó szerszámfél hőmérséklete

40 0

50

100

150 200 250 300 350 Idő [s] 63. ábra Szerszámfelek hőmérsékletének alakulása a ciklus stabilizálódásáig

81

Sikló Bernadett

5. Összefoglalás A fröccsöntött termékek sarkainál kialakuló deformációt az általam fejlesztett, újszerű próbatesttel vizsgáltam. A próbatest fő jellemzője, hogy oldallapjai névlegesen 90°-os szöget zárnak be egymással, így az egyes faktorok befolyásának mértéke annak valós nagysága alapján jellemezhető. A próbatestek előállításához kétfészkes fröccsöntő szerszámot terveztem. Mivel nem csupán a technológia és az alapanyag deformációra gyakorolt hatásának feltárása volt a célom, hanem az egyes szerszámkialakítási esetek befolyása is, úgymint az elosztórendszer és a gátkialakítás, ezért a szerszámban ezek a részek cserélhető, valamint forgatható betétek használatával változtathatók. Így lehetővé vált, hogy a szerszámkialakítás által befolyásolt ömledékáramlás, valamint orientáció sarokvetemedésre gyakorolt hatása is vizsgálhatóvá váljon. A mérések minőségének reprodukálhatósága érdekében a fröccsöntési folyamatok kontrollálása a szerszám temperálását tekintve a mozgó, illetve az álló oldali formabetétbe épített hőmérsékletszenzorokkal, a formaüregben kialakuló nyomás ellenőrzése pedig több ponton elhelyezett nyomásmérő szenzorokkal történt. A fejlesztett próbatest fröccsöntő szerszámmal, különböző beállítások alkalmazásával előállított próbatestek vetemedését az erre a célra létrehozott képfeldolgozó eljárással dolgozó célszoftver segítségével határoztam meg. A mérések eredményeként a próbatest oldalai által bezárt szög, a sarokszög relatív oldalhosszúság mentén való alakulását kaptam meg, amellyel a sarokvetemedést jellemeztem. A próbatestből, a fröccsöntő szerszámból és a mérőprogramból álló mérőrendszert használó mérési módszer alkalmazhatóságát igazoltam. Ehhez a technológia változtatása mellett, különböző mértékben (10, 20, 30 m%) üvegszálat tartalmazó polipropilénből fröccsöntöttem próbatesteket háromféle gátkialakítás és -pozíció használatával. Az előállított próbatesteken a szerszámkialakítás és az alapanyag száltartalma mellett az ömledék hőmérséklet, a szerszámhőmérséklet, a szerszámhőmérséklet-különbség, az utónyomás, valamint a befröccsöntési sebesség hatását vizsgáltam. Méréseimmel kimutattam, hogy a sarokvetemedést

főként

a

gátkialakítás

és

-pozíció

befolyásolta,

továbbá

a

szerszámhőmérséklet-különbségnek és az alapanyag üvegszáltartalmának a hatása is szignifikáns volt. 82

Sikló Bernadett

Ezekre az eredményekre támaszkodva további részletesebb vizsgálatokat végeztem az utónyomás, az üvegszáltartalom, valamint a szerszámhőmérséklet sarokvetemedésre gyakorolt hatása terén. Megállapítottam, hogy az utónyomás csak erősítetlen polipropilén esetén befolyásolta jelentősen a deformációt, növelésével nőtt a próbatest oldalai által bezárt sarokszög nagysága. Minél nagyobb volt azonban a polipropilén száltartalma, ez a hatás annál inkább csökkent, majd 30 m% üvegszálat tartalmazó polipropilén esetén meg is szűnt. A szerszámhőmérséklet

befolyását

tekintve

kimutattam,

hogy

az

álló

szerszámfél

hőmérsékletének növelésével, illetve a mozgó szerszámfél hőmérsékletének csökkenésével csökkent a sarokdeformáció. Együtt vizsgálva a két szerszámfél hőmérsékletét, a köztük lévő hőmérséklet-különbség változtatásával befolyásolható a sarokvetemedés. A sarokvetemedést legnagyobb mértékben befolyásoló paraméterek meghatározása után az annak jellemzésére szolgáló sarokszög alakulását lineáris közelítéssel jellemeztem a próbatest relatív oldalhosszúsága mentén. A közelítés az alapanyag száltartalmát, valamint az álló és mozgó szerszámfél hőmérsékletének arányát veszi figyelembe. A közelítés segítségével

meghatároztam

szerszámhőmérséklet-arányt,

azt

az

amelyekkel

elméleti

alapanyag-száltartalmat,

deformációmentes

állapot

valamint

hozható

létre.

Eredményként 31 m% száltartalom és 2,3-es szerszámhőmérséklet-arány adódott, amit kísérleti eredményekkel vetettem össze. Az elméleti beállításokhoz közeli, 30 m% üvegszáltartalmú polipropilén, valamint 70°C-os álló és 30°C-os mozgó szerszámfélhőmérséklet, alkalmazásával fröccsöntött próbatestek oldalai által bezárt sarokszög 89,77° és 90,33° között ingadozott a relatív oldalhosszúság mentén. A mérési és a számítási eredmények egyezése a számítások helyességét bizonyítja. A vetemedés hatására nemcsak a próbatest oldalai által bezárt szög változott meg, hanem oldalai ívesen is deformálódtak. Ezért a próbatest deformációjának meghatározásához nem csak a sarokszöget vizsgáltam, hanem az oldalak ívességét is összehasonlítottam a különböző beállítások esetén görbületük felhasználásával. Kimutattam, hogy a gátkialakítás és -pozíció befolyásolja a próbatest oldala mentén létrejövő ívességet. Továbbá azt tapasztaltam, hogy az üvegszáltartalom növelésével csökkent az oldalak ívessége. Az álló és mozgó szerszámfél hőmérsékletének, valamint az üvegszáltartalom változtatásának együttes

83

Sikló Bernadett

vizsgálatával megállapítottam, hogy az üvegszáltartalom nagyobb mértékben befolyásolta a kialakult ívességet, mint a szerszámhőmérséklet. Jelentősen befolyásolja a vetemedést szálerősítés esetén a szálak orientációja is, hiszen a száltartalom hatására a polimerben az áramlásra merőleges és az azzal párhuzamosan kialakuló zsugorodás nagysága eltér egymástól. Szimulációval vizsgáltam az orientáció vetemedésre gyakorolt hatását felületi (Dual Domain), illetve 3D hálózás esetén, és mindkét modelltípus esetén két orientációszámítási módot (Folgar-Tucker és RSC) használtam. Megállapítottam, hogy nincs olyan modell, amely minden esetben jól közelíti a valóságot, azonban a legjobb eredményeket a 3D hálózású, RSC orientációszámítási mód adta. Ennek bizonyítására különböző orientáció meghatározási módokat alkalmaztam, amelyekkel azonban nem lehetett a modellt verifikálni. Mivel a szerszám temperálásának nagy szerepe van a sarokvetemedés alakulásában, ezért a fröccsöntés közben fellépő hőáramlás, és annak hatásának tanulmányozása céljából fröccsöntési szimulációs vizsgálatot végeztem. Azonos, 40°C-os szerszámfél-hőmérséklet alkalmazása mellett a hűtési analízis eredményei azt mutatták, hogy a 230°C-os polimer ömledék a szerszámfészek közelében felfűtötte a formabetéteket. Az álló oldal hőmérsékletét alig 2°C-kal, amíg a mozgó oldalt 5°C-kal növelte. Emellett amíg az álló oldal hőmérséklete csökkent, addig a mozgó oldal hőmérséklete tovább nőtt, elérve a 48°C-ot. Ennek hatására az anyag a szerszámban a próbatest falvastagsága mentén tekintve aszimmetrikusan hűlt. A kitöltés után több mint fél perccel a darab mozgó oldali részén a vizsgált pontok közt több mint 4°C-os, amíg az álló oldalon alig 0,5°C-os hőmérséklet-különbség alakult ki. Ez a jelentős aszimmetria a vetemedés okozója.

5.1. Az eredmények hasznosulása Az általam létrehozott mérési módszer szabványosításával nemzetközi szinten egységesíthető

és

megvalósítható

fröccsöntött

termékek

vetemedésének

vizsgálata.

Alkalmazásával az alapanyagoknak nem csupán a zsugorodása, hanem azok vetemedése is egyöntetűen összehasonlíthatóvá válik. A mérési módszer továbbá kiterjeszthető fröccsöntési szimulációs programok vetemedésszámításának korrigálásához. Ezen a módszeren alapulva egy korrekciós számítás használatával azok vetemedés-számítása pontosabbá tehető. 84

Sikló Bernadett

Kutatásaim során megállapítottam azokat a technológiai paramétereket, amelyek szignifikánsan csökkentik a deformáció kialakulását fröccsöntött termékekben. Az általam megalkotott vetemedést leíró összefüggés alkalmazásával meghatározható adott száltartalmú alapanyag esetén az a szükséges szerszámhőmérséklet-beállítás, amellyel közel vetemedésmentes állapot hozható létre.

5.2. További megoldásra váró feladatok Fontosnak tartom a meglévő vetemedésmérési módszer jövőbeni továbbfejlesztését, még összetettebb kialakítású próbatestekkel való kiterjesztését, amelyek alkalmazásával az alapanyagok deformációs viselkedéséről általános kép kapható. Fontos a módszer továbbfejlesztése, hogy az felhasználható legyen a fröccsöntési szimulációs programok vetemedésszámításának pontosabbá tételéhez. Ezen felül a sarok próbatestben létrejövő orientáció pontos mérésének megoldása, és így az orientáció sarokvetemedésre gyakorolt hatásának feltárása is fontos cél.

85

Sikló Bernadett

6. Tézisek Kutatómunkám eredményeit az alábbi tézispontokban összegzem: 1. Tézis

Kidolgoztam egy speciális próbatestből, az előállításához szükséges fröccsöntő szerszámból és egy képfeldolgozó szoftverből álló mérési eljárást, amellyel a fröccsöntött termékek sarkainál különböző technológiai paraméterek, szerszámkialakítások és alapanyagtulajdonságok mellett kialakuló vetemedés vizsgálható. Mérésekkel igazoltam az eljárás alkalmazhatóságát, és kimutattam, hogy a fröccsöntött termékek sarkainál kialakuló vetemedést leginkább a szerszámhőmérséklet-különbség, a gátkialakítás és gátpozíció, a szerszámhőmérséklet, valamint az alapanyag száltartalma befolyásolja [101-105, 110]. 2. Tézis

Az erősítőanyag-tartalom és a technológiai paraméterek sarokvetemedésre gyakorolt hatásának vizsgálatával kimutattam, hogy az utónyomásnak nem erősített polipropilén alapanyag esetén számottevő a hatása. A nem erősített polipropilén esetében az utónyomás növekedésével a vizsgált tartományban (100-500 bar) a sarokszög növekszik, amíg szálerősített polipropilén esetében ez a hatás megszűnik. Kimutattam továbbá, hogy a száltartalom növelésével 0-30 m%-os tartományban csökken az oldalak deformációja, mivel folyási irányban a száltartalom csökkentette a zsugorodást [101, 110]. 3. Tézis

Igazoltam, hogy fröccsöntött termékek esetén a sarokvetemedés a technológiai paraméterek megfelelő beállításával kiküszöbölhető. Mérésekkel kimutattam, hogy a kialakult vetemedés a saroktól távolodva változik, amelyet legfőképpen az erősítőanyag-tartalom és a szerszámfelek hőmérsékletének aránya befolyásol. A deformálódott oldalak által bezárt szög a következő összefüggéssel írható le:

⎛

α = Φ ⋅ ⎜⎜ f1 ⋅ ⎝

⎞ Tá T T T ⋅ L + f 2 ⋅ L + i1 ⋅ á + i2 ⎟⎟ + g1 ⋅ á ⋅ L + g 2 ⋅ L + j1 ⋅ á + j2 , Tm Tm Tm Tm ⎠

86

Sikló Bernadett

ahol α [°] az oldalak által bezárt szög, Φ [m%] a tömegre vonatkoztatott száltartalom, Tá/Tm [-] az álló és mozgó szerszámfél hőmérsékletének aránya, L [%] a relatív oldalhosszúság a sarokélre merőleges oldalélen mérve. Az összefüggést film gát alkalmazásával, széles szerszámhőmérséklet (30-70°C) és üvegszáltartalom (10-30 m%) mellett polipropilén alapanyaggal igazoltam [106, 110]. 4. Tézis

Rámutattam, hogy a fröccsöntött termékek oldalai mentén kialakuló vetemedés 0,99-es korrelációs értékkel harmadfokú görbével jól közelíthető. Az oldalak ívességét a harmadfokú görbéből, a görbületi függvény alatti területtel definiáltam. Kimutattam, hogy az ívesség alakulását befolyásolja a gát kialakítása és pozíciója. Továbbá igazoltam, hogy az ívesség az üvegszáltartalom növekedésével csökken [110].

87

Sikló Bernadett

Köszönetnyilvánítás

Ezúton szeretnék köszönetet mondani mindazoknak, akik munkájukkal, valamint hasznos tanácsaikkal elősegítették dolgozatom elkészítését. Szeretném köszönetemet kifejezni témavezetőmnek, kialakította

a

Dr. Kovács József Gábornak, tudományos

kutatómunka

kutatásom

szemléletemet.

koordinálásáért, Köszönettel

és

hogy

tartozom

a

Polimertechnika Tanszék vezetőjének, Dr. Czigány Tibornak, valamint minden tanszéki kollegámnak, doktorandusz társaimnak és barátaimnak az értekezésem elkészítéséhez nyújtott szakmai segítségükért. Köszönettel tartozom diplomázó, TDK-zó, illetve szakdolgozatíró hallgatóimnak, akik a szakmai és baráti légkör megteremtésével nagymértékben hozzájárultak munkám sikeréhez. Kiemelt köszönettel tartozom Dr. Macskási Leventének mindenre kiterjedő segítségéért, Dr. Tamás Péternek a mérőprogram létrehozásáért, Jérémie Soulestinnek, az Ecole des Mines de Douai munkatársának a szakmai támogatásáért. Köszönöm továbbá a győri Széchenyi István Egyetem Anyagismereti és Járműgyártási Tanszékének a computer tomográfiás vizsgálatokban, Ring Balázsnak, a BME Elektronikai Technológia Tanszék tanszéki mérnökének a röntgen mikroszkópos, és Dr. Markovits Tamásnak, a Járműgyártás és -javítás Tanszék munkatársának a koordinátamérős vizsgálatokban nyújtott segítségét. Külön köszönöm az ARBURG Hungária Kft-nek, hogy rendelkezésemre bocsátotta az ARBURG Allrounder 320C fröccsöntőgépet, valamint a Strack Szerszámgyártó Kft-nek és az Anton Kft-nek a cserélhető betétes fröccsöntő szerszámokért. Köszönettel tartozom szüleimnek és testvéremnek folyamatos támogatásukért, ami nem csak doktori munkámban, de az élet minden területén segített előre lépni. A munka szakmai tartalma kapcsolódik a "Minőségorientált, összehangolt oktatási és K+F+I stratégia, valamint működési modell kidolgozása a Műegyetemen" c. projekt szakmai célkitűzéseinek

megvalósításához.

A

projekt

megvalósítását

az

ÚMFT TÁMOP-4.2.1/B-09/1/KMR-2010-0002 programja támogatja. A munka szakmai tartalma kapcsolódik a "Új tehetséggondozó programok és kutatások a Műegyetem tudományos műhelyeiben" c. projekt szakmai célkitűzéseinek megvalósításához. A projekt megvalósítását a TÁMOP-4.2.2.B-10/1-2010-0009 program támogatja. 88

Sikló Bernadett

7. Irodalomjegyzék 7.1. Könyvek, könyvfejezetek 1.

Czvikovszky T., Nagy P., Gaál J.: A polimertechnika alapjai, Műegyetemi Kiadó, Budapest (2006).

2.

Dunai A., Macskási L.: Műanyagok fröccsöntése, Lexica Kft., Budapest (2003).

3.

Schwarz O., Ebeling F-W., Lüpke G., Schelter W.: Műanyag-feldolgozás, Műszaki Könyvkiadó, Budapest (1987).

4.

Malloy R. A.: Plastic part design for injection molding, Hanser Publishers, Munich (1994).

5.

Fischer J. M.: Handbook of molded part shrinkage and warpage, Plastics Design Library/William Andrew, Inc., Norwich (2003).

6.

Osswald T. A., Turng L., Gramman P. J.: Injection molding handbook, Hanser Verlag, Munich (2002).

7.

Shoemaker J.: Moldflow design guide. Hanser Verlag, Munich (2006).

8.

Karger-Kocsis J.: Polypropylene structure, blends and composites, Chapman & Hall, London (1995).

9.

Pukánszky B.: Műanyagok. BME Műanyag- és Gumiipari Tanszék, Budapest (2003).

10.

Zöllner O.: Optimierte Werkzeugtemperierung, Bayer AG, Leverkusen (1999).

11.

Tadmor Z., Gogos C. G.: Principles of polymer processing, John Wiley & Sons, New York (1979).

12.

Menges G., Mohren P.: Anleitung zum Bau von Spritzgießwerkzeugen, Hanser Verlag, München (1991).

13.

Kollár L. P., Springer G. S.: Mechanics of composite structures, Cambridge University Press, Cambridge (2003).

14.

Kennedy P.: Flow analysis of injection molds, Hanser Publishers, München (1995).

15.

Kaposvári Z.: Méréselmélet, Tankönyvkiadó, Budapest (1980).

16.

Halász G., Huba A.: Műszaki mérések, Műegyetemi Kiadó, Budapest (2003).

17.

Progelhof R. C., Throne J. L.: Polymer engineering principles, Hanser Publishers, Munich (1993).

89

Sikló Bernadett

7.2. Publikációk, értekezések 18.

Toroczkay K., Macskási L.:Méretre szabott megoldások I. Poliamidok műszaki alkalmazásai. Műanyag és Gumi, 46, 370-374 (2009).

19.

Isayev A. I., Hariharan T.:Volumetric Effects in the Injection Molding of Polymers. Polymer Engineering and Science, 25, 271-278 (1985).

20.

Kwon K., Isayev A. I., Kim K. H., van Sweden C.: Theoretical and experimental studies of anisotropic shrinkage in injection moldings of semycristalline polymers. Polymer Engineering and Science, 46, 712-728 (2006).

21.

Jansen K. M. B., van Dijk D. J., Husselman M. H.: Effect of processing conditions on shrinkage in injection molding. Polymer Engineering and Science, 38, 838-846 (1998).

22.

Zhou Y., Mallick P. K.: Effects of melt temperature and hold pressure on the tensile and fatigue properties of an injection molded talc-filled polypropylene. Polymer Engineering and Science, 45, 755-763 (2005).

23.

Huang M-C., Tai C-C.: The effective factors in the warpage problem of an injection-molded part with a thin shell feature. Journal of Material Processing Technology, 110, 1-9 (2001).

24.

Kurt M., Kambar O. S., Kaynak Y., Atakok G., Girit O.: Experimental investigation of plastic injection molding: Assessment of the effects of cavity pressure and mold temperature on the quality of the final products. Materials & Design, 30, 3217-3224 (2009).

25.

Dogossy G., Kovács J. G.: A fröccsnyomás hatása az ABS mechanikai tulajdonságaira. Műanyag és Gumi, 40, 315-318 (2003).

26.

Chen X., Gao F.: A study of packing profile on injection molded part quality. Material Science and Engineering, A358, 205-213 (2003).

27.

Szűcs A.: Műanyag ömledékek nagysebességű áramlásának tanulmányozása. PhD értekezés. Miskolci Egyetem (2010).

28.

Belina K., Relling M. T.: Fröccsöntött termékek méretváltozásának szerkezeti okai. Műanyag- és Gumiipari Évkönyv, 49-50 (2003).

29.

Kovács J. G.: Fröccsöntött termékek tervezése és szimulációja. PhD értekezés. Budapest Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem (2007).

30.

Mlekusch B.: Fibre orientation in short-fibre-reinforced thermoplastics I. Contrast enhancement for image analysis. Composites Science and Technology. 59, 543-545 (1999).

31.

Mlekusch B.: Fibre orientation in short-fibre-reinforced thermoplastics II. Quantitative measurements by image analysis. Composites Science and Technology, 59, 547-560 (1999).

90

Sikló Bernadett

32.

Régnier G., Dray D., Jourdain E., Le Roux S., Schmidt F. M.: A simplified method to determine the 3D orientation of an injection molded fiber-filled polymer. Polymer Engineering and Science, 48, 2159-2168 (2008).

33.

Bernasconi A., Cosmi F., Dreossi D.: Local anisotropy of injection moulded fibre reinforced polymer composites. Composites Science and Technology, 68, 2574-2581 (2008).

34.

Lutz W., Herrmann J., Kockelmann M., Hosseini H. S., Jäckel A., Schmauder S., Predak S., Busse G.: Damage development in short-fiber reinforced injection molded composites. Computational Material Science, 45, 698-708 (2009).

35.

Mlekusch B.: The warpage of corners in the injection moulding of short-fibrereinforced thermoplastics. Composites Science and Technology, 59, 1923-1931 (1999).

36.

Mlekusch B. A.: Residual stresses in short-fibre reinforced injection moulded thermoplastic parts. Mechanics of Time-Dependent Materials, 2, 129-169 (1998).

37.

Mlekusch B.: Thermoelastic properties of short-fibre-reinforced thermoplastics. Composites Science and Technology, 59, 911-923 (1999).

38.

Altenbach H., Naumenko K., L’vov G. I., Pilipenko S. N.: Numerical estimation of the elastic properties of thin walled structures manufactured from short fiber reinforced thermoplastics. Mechanics of Composite Materials, 39, 221-234 (2003).

39.

Kikuchi H., Koyama K.: The relation between thickness and warpage in a disk injection molded from fiber reinforced PA66. Polymer Engineering and Science, 36, 1317-1325 (1996).

40.

Vincent M., Giroud T., Clarke A., Eberhardt C.: Description and modeling of fiber orientation in injection molding of fiber reinforced thermoplastics. Polymer, 46, 6719-6725 (2005).

41.

Hine P. J., Davidson N., Duckett R. A., Ward I. M.: Measuring the fibre orientation and modelling the elastic properties of injection-moulded long-glassfibre-reinforced nylon. Composites Science and Technology, 53, 125-131 (1995).

42.

Jansen K. M. B., van Dijk D. J., Freriksen M. J. A.: Shrinkage anisotropy in fiber reinforced injection molded products. Polymer Composites, 19, 325-334 (1998).

43.

Akay M., Ozden S., Tansey T.: Prediction of process-induced warpage in injection molded thermoplastics. Polymer Engineering and Science, 36, 1839-1846 (1996).

44.

Jansen K. M. B., Pantani R, Titomanlio G.: As-Molded Shrinkage Measurements on Polystyrene Injection Molded Products. Polymer Engineering and Science, 38, 254-264 (1998).

45.

Postawa P., Koszkul J.: Change in injection moulded parts shrinkage and weight as a function of processing conditions. Journal of Materials Processing Technology, 162-163, 109-115 (2005).

46.

Chang T. C., Faison E.: Shrinkage behavior and optimization of injection molded parts studied by the Taguchi method. Polymer Engineering and Science, 41, 703710 (2001). 91

Sikló Bernadett

47.

Pomerleau J., Sanschagrin B.: Injection molding shrinkage of PP: Experimental progress. Polymer Engineering and Science, 46, 1275-1283 (2006).

48.

Titomanlio G., Jansen K. M. B.: In-mold shrinkage and stress prediction in injection molding. Polymer Engineering and Science, 36, 2041-2049 (1996).

49.

Jansen K. M. B., Titomanlio G.: Effect of pressure history on shrinkage and residual stresses – injection molding with constrained shrinkage. Polymer Engineering and Science, 36, 2029-2040 (1996).

50.

Altan M.: Reducing shrinkage in injection moldings via the Taguchi ANOVA and neural network methods. Materials and Design, 31, 599-604 (2010).

51.

Demirer A., Soydan Y., Kapti A. O.: An experimental investigation of the effects of hot runner system on injection moulding process in comparison with conventional runner system. Materials and Design, 28, 1467-1476 (2007).

52.

Liao S. J., Chang D. Y., Chen H. J., Tsou L. S., Ho J. R., Yau H. T., Hsieh W. H., Wang J. T., Su Y. C.: Optimal process conditions of shrinkage and warpage of thin-wall parts. Polymer Engineering and Science, 44, 917-928 (2004).

53.

Tang S.H., Tan Y.J., Sapuan S.M., Sulaiman S., Ismail N., Samin R.: The use of Taguchi method in the design of plastic injection mould for reducing warpage. Journal of Materials Processing Technology, 182, 418-426 (2007).

54.

Erzurumlu T., Ozcelik B: Minimization of warpage and sink index in injectionmolded thermoplastic parts using Taguchi optimization method. Materials and Design, 27, 853-861 (2006).

55.

Kikuchi H., Koyama K.: Generalized warpage parameter. Polymer Engineering and Science, 10, 1309-1316 (1996).

56.

Fahy E. J.: Modeling warpage in reinforced polymer disks. Polymer Engineering and Science, 38, 1072-1084 (1998).

57.

Shelesh-Nezhad K., Taghizadeh A.: Shrinkage behavior and mechanical performances of injection molded polypropylene/talc composites. Polymer Engineering and Science, 47, 2124-2128 (2007).

58.

Prashantha K., Soulestin J., Lacrampe M. F., Lafranche E., Krawczak P., Dupin G., Claes M.: Taguchi analysis of shrinkage and warpage of injection-moulded polypropylene multiwall carbon nanotubes nanocomposites. Express Polymer Letters, 10, 630-638 (2009).

59.

Kabanemi K. K., Vaillancourt H., Wang H., Salloum G.: Residual stresses, shrinkage, and warpage of complex injection molded products: Numerical simulation and experimental validation. Polymer Engineering and Science, 38, 21-37 (1998).

60.

Jansen K. M. B., van Dijk D. J., Keizer K. P.: Warpage of injection moulded plates and corner products. International Polymer Processing, 13, 417-424 (1998).

61.

Ammar A., Leo V., Régnier G.: Corner deformation of injected thermoplastic parts. International Journal of Forming Processes. 6, 53-70 (2003).

92

Sikló Bernadett

62.

Mc Means M., Bogdanski B., Bogdanski P., Erie P. S.: Warpage index for mold designers and CAE analysis. ANTEC 2001 Conference Proceedings, 1-5 (2001).

63.

Jansen K. M. B., Dijk D. J., Burgers E. V.: Experimental validation of shrinkage predictions for injection molded products. International Polymer Processing, 13, 99-104 (1998).

64.

Tang S. H., Kong Y. M., Sapuan S. M., Samin R., Sulaiman S.: Design and thermal analysis of plastic injection mould. Journal of Materials Processing Technology, 171, 259-267 (2006).

65.

Zheng R., Kennedy P., Phan-Thien N., Fan X. J.: Thermoviscoelastic simulation of thermally and pressure-induced stresses in injection moulding for the prediction of shrinkage and warpage for fibre-reinforced thermoplastics. Journal of Non-Newton Fluid Mechanics, 84, 159-190 (1999).

66.

Kovács J. G.: Fröccsöntési szimulációs programok elemzése. Műanyag és Gumi, 38, 350-358 (2001).

67.

Kovács J. G.: Fröccsöntési technológia tervezése és modellezése számítógépes szimulációs programmal. Műanyag és Gumi 37, különlenyomat (2000).

68.

Greene J. P., Wilkes J. O.: Numerical analysis of injection molding of glass fiber reinforced thermoplastics. Part 2: Fiber orientation. Polymer Engineering and Science, 37, 1019-1035 (1997).

69.

Gava A., Lucchetta G.: Numerical simulation of a PA66 flow behaviour in a hot runner gate. Macromolecular Symposia, 263, 53-66 (2008).

70.

Seow L. W., Lam Y. C.: Optimizing flow in plastic injection molding. Journal of Materials Processing Technology, 72, 333-341 (1999).

71.

Yen C., Lin J. C., Li W., Huang M. F.: An abductive neural network approach to the design of runner dimensions for the minimization of warpage in injection mouldings. Journal of Materials Processing Technology, 174, 22-28 (2006).

72.

Zhou H., Li D.: A numerical simulation of the filling stage in injection molding based on a surface model. Advances in Polymer Technology, 20, 125-131 (2001).

73.

Au C. K.: A geometric approach for injection mould filling simulation. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 45, 115-124 (2005).

74.

Fathi S., Behravesh A. H.: Visualization analysis of flow behavior during weldline formation in injection molding process. Polymer-Plastics Technology and Engineering, 47, 666-672 (2008).

75.

Zhou H., Li D.: Modelling and prediction of weld line location and properties based on injection moulding simulation. International Journal of Materials and Product Technology, 21, 526-538 (2004).

76.

Zhou H., Li D.: Computer evaluation of weld lines in injection-molded parts. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 24, 315-322 (2005).

93

Sikló Bernadett

77.

Mezghani K.: Modeling and simulation of weld lines in injection molding process. The 6th Saudi Engineering Conference, KFUPM, Dhahran, Szaúd-Arábia, 335-347 (2002).

78.

Zhou H., Geng T., Li D.: Numerical filling simulation of injection molding based on 3D finite element model. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 24, 823-830 (2005).

79.

Zhai M., Lam Y., Au C.: Runner sizing and weld line positioning for plastics injection moulding with multiple gates. Engineering with Computers, 21, 218-224 (2006).

80.

Chen M.-Y., Theng H.-W., Chen Y.-C., Chen S.-C.: The application of fuzzy theory for the control of weld line positions in injection-molded part. ISA Transactions, 47, 119-126 (2008).

81.

Chun D. H.: Cavity filling analyses of injection molding simulation: bubble and weld line formation. Journal of Materials Processing Technology, 89-90, 177-181 (1999).

82.

Seow L. W., Lam Y. C.: Optimizing flow in plastic injection molding. Journal of Materials processing Technology, 72, 333-341 (1997).

83.

Shen Y. K., Yeh P. H., Wu J. S.: Numerical simulation for thin wall injection molding of fiber-reinforced thermoplastics. International Communications in Heat and Mass Transfer, 28, 1035-1042 (2001).

84.

Imihezri S. S. S., Sapuan S. M., Ahmad M. M. H. M., Sulaiman S.: A study of the comparison of V and X ribbing in a composite pedal using mold flow analysis software. Materials and Design, 26, 157-166 (2005).

85.

Wan Abdul Rahman W. A., Sin L. T., Rahmat A. R.: Injection moulding simulation analysis of natural fiber composite window frame. Journal of Materials Processing Technology, 197, 22-30 (2008).

86.

Folgar F., Tucker C. L.: Orientation behavior of fibers in concentrated suspensions. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 3, 98-119 (1984).

87.

Wang J., Tucker C. L., O’Gara J. F.: An objective model for slow orientation kinetics in concentrated fiber suspensions: Theory and rheological evidence. Journal of Rheology, 52, 1179-1200 (2008).

88.

Wang J., Jin X.: Comparison of recent fiber orientation models in Autodesk Moldflow Insight simulations with measured fiber orientation data. Proceedings of the Polymer processing Society 26th Annual Meeting – PPS-26, Banff, Canada, 1-6 (2010).

89.

Zhil’tsova T. V., Oliveira M. S. A., Ferreira J. A. F.: Relative influence of injection molding processing conditions on HDPE acetabular cups dimensional stability. Journal of Materials Processing Technology, 209, 3894-3904 (2009).

90.

Choi D, Im Y.: Prediction of shrinkage and warpage in consideration of residual stress in integrated simulation of injection moulding. Composite Structures, 47, 655-665 (1999).

94

Sikló Bernadett

91.

Jafarian A. R., Shakeri M.: Investigating the influence of different process parameters on shrinkage of injection–molded parts. American Journal of Applied Sciences 2, 688-700 (2005).

92.

Subramanian N. R., Leon L. T., Seng Y. A.: Optimizing warpage analysis for an optical housing. Mechatronics, 15, 111-127 (2005).

93.

Ni S.: Effects of mold gating on shrinkage and warpage of injection molded parts. ANTEC 544-548 (2003).

94.

Peng Y., Hsu D. C., Yang V., Chang R.: The warpage simulation with in-mold constraint effect in injection molding. ANTEC, 524-528 (2004).

95.

Ozcelik B., Erzurumlu T.: Comparison of the warpage optimization in the plastic injection molding using ANOVA, neural network model and genetic algorithm. Journal of Materials Processing Technology, 171, 437-445 (2006).

96.

Kurtaran H., Erzurumlu T.: Efficient warpage optimization of thin shell plastic parts using response surface methodology and genetic algorithm. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 27, 468-472 (2006).

97.

Oktem H., Erzurumlu T., Uzman I.: Application of Taguchi optimization technique in determining plastic injection molding process parameters for thin-shell part. Materials and Design, 28, 1271-1278 (2007).

98.

Ozcelik B., Sonat I.: Warpage and structural analysis of thin shell plastic in the plastic injection molding. Materials and Design, 30, 367-375 (2009).

99.

Deng Y-M., Zhang Y., Lam Y. C.: A hybrid of mode-pursuing sampling method and genetic algorithm for minimization of injection molding warpage. Materials and Design, 31, 2118-2123 (2010).

100. Ni S.: Minimizing warpage of an injection molded part by systematic simulation analysis. ANTEC 616-620 (2004). 101. Kovács J. G., Sikló B.: Test method development for deformation analysis of injection molded plastic parts. Polymer Testing, 30, 543-547 (2011). 102. Sikló B., Kovács J. G.: Investigation of new methodology of deformation measurements in injection molding. Proceedings of the Sixth Conference on Mechanical Engineering, Budapest, Hungary, 1-8 (2008). 103. Sikló B., Kovács J. G.: Fröccsöntött termékek vetemedésének vizsgálata. Műanyag- és Gumiipari Évkönyv, 37-40 (2008). 104. Sikló B., Kovács J. G.: Vizsgálati módszer kidolgozása fröccsöntött termékek vetemedésének mérésére. Műanyag és Gumi, 45, 55-58 (2008). 105. Sikló B., Kovács J. G.: Mérőeszköz fejlesztése PP termék deformációjának elemzéséhez. Gép, 60, 81-83 (2009). 106. Sikló B., Cameron K., Kovács J. G.: Deformation Analysis of Short Glass FiberReinforced Polypropylene Injection-Molded Plastic Parts, Journal of Reinforced Plastics and Composites, 30, 1367-1372 (2011).

95

Sikló Bernadett

107. Sikló B., Kovács J. G.: Anyagtulajdonságok modellezése és mérése fröccsöntési szimulációhoz. Műanyag és Gumi 47, 330-334 (2010). 108. Kovács J. G., Sikló B.: Investigation of cooling effect at corners in injection molding. International Communications in Heat and Mass Transfer, 38, 1330-1334 (2011). 109. Kovács J. G., Sikló B.: Experimental validation of simulated weld line formation in injection moulded parts. Polymer Testing, 20, 914-920 (2010). 110. Sikló B., Kovács J. G: Fröccstárgyak vetemedésének vizsgálata a vetemedés csökkentése érdekében. Műanyag és Gumi, 49, 68-75 (2012).

7.3. Szabványok 111. EN ISO 294-4:2003: Plastics – Injection moulding of test specimens of thermoplastic materials – Part 4: Determination of moulding shrinkage, 2003. 112. ASTM D955-00: Standard test method of measuring shrinkage from mold dimensions of thermoplastics, 2001. 113. MSZ EN ISO 1133:2005: Műanyagok. A hőre lágyuló műanyagok tömegre (MFR) és térfogatra (MVR) vonatkoztatott folyási mutatószámának meghatározása, 2005.

96

FRÖCCSÖNTÖTT TERMÉKEK VETEMEDÉSÉNEK MÉRÉSI MÓDSZEREI ÉS

Recommend Documents