TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní. Studijní program M Strojní inženýrství. Strojírenská technologie zaměření tváření kovů a plastů

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní Studijní program M2301 - Strojní inženýrství Strojírenská technologie zaměření tváření kovů a plastů Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem Analyzing and optimalization of cooling into injections molds Jiří Technik KSP – TP – 791 Vedoucí diplomové práce:

Ing. Aleš Ausperger Ph.D. - TU v Liberci

Konzultant diplomové práce: Ing. Roman Fogl - ISOLIT Bravo s.r.o., Jablonné nad Orlicí

Rozsah práce a příloh: Počet stran 80 Počet tabulek 15 Počet příloh 0 Počet obrázků 104 Datum: 25.5.2007

ANOTACE TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů

Studijní program:

M2301 – Strojní inženýrství

Diplomant: Téma práce:

Jiří Technik Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem Analyzing and optimalization of cooling into injections molds

Číslo DP: KSP-TP - 791 Vedoucí diplomové práce:

Ing. Aleš Ausperger Ph.D. - TU v Liberci

Konzultant diplomové práce: Ing. Roman Fogl - ISOLIT Bravo s.r.o., Jablonné nad Orlicí

Abstrakt: Diplomová práce má za úkol analyzovat a případně optimalizovat chlazení vybraných vstřikovacích forem ve firmě ISOLIT-Bravo. Simulace chlazení bude provedena v programu Moldflow Plastics Insight 6.0.

Abstract: Thesis have as one`s task analyze and eventuelly optimise cooling at choice mould in company ISOLIT-Bravo. Simulate cooling will design in program Moldflow Plastics Insight 6.0.

Místopřísežné prohlášení Místopřísežně prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval(a) samostatně s použitím uvedené literatury. V Liberci, 25. května 2007

………………………… ……… Jiří Technik Husova ul. 656/28 460 17 Liberec 1

Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem

Poděkování: Touto cestou bych chtěl poděkovat firmě ISOLIT-Bravo spol. s r.o. za umožnění realizace této diplomové práce a vytvoření celého zázemí u nich, konkrétně pak Ing. Kvidovi Štěpánkovi, Ing. Romanu Foglovi. Dále chci poděkovat všem vyučujícím, kteří mě připravili k zvládnutí úkolu a hlavně mému vedoucímu diplomové práce Ing. Aleši Auspergerovi Phd. Chci také poděkovat svým rodičům a přátelům za jejich psychickou a hmotnou podporu během mého studia.

5


Obsah Seznam použitých zkratek a symbolů...................................................................................... 8 1.

Úvod ................................................................................................................................ 9

2.

Teoretická část .............................................................................................................. 10

2.1. Princip temperace forem ............................................................................................... 10 2.1.1.

Sdílení tepla vstřikovací formou ........................................................................... 11

2.1.1.1.

Tepelný tok ΦP mezi plastem a formou: ............................................................... 12

2.1.1.2.

Tepelný tok ΦO mezi formou a okolím .................................................................. 13

2.1.1.3.

Tepelný tok ΦR mezi rozváděcím blokem a formou ............................................. 13

2.1.1.4.

Tepelný tok ΦT mezi temperovací kapalinou a formou......................................... 14

2.2. Vliv teploty formy na vlastnosti plastu ........................................................................... 15 2.3. Vliv temperace na morfologii výstřiku............................................................................ 15 2.3.1.

Vliv temperace na velikost smrštění a deformace................................................ 16

2.4. Vliv tloušťky stěny na dobu chlazení ............................................................................. 17 2.5. Teplotní expanze ........................................................................................................... 18 2.6. Proudění kapaliny v temperovacím okruhu................................................................... 18 2.7. Klasický způsob chlazení – vrtané nebo frézované kanály........................................... 19 2.7.1.

Návrh průměru temperovacích kanálů ................................................................. 21

2.7.1.1.

Možnosti vedení chladících kanálu....................................................................... 23

2.7.1.1.1.

Paralelní okruhy ............................................................................................... 23

2.7.1.1.2.

Sériové okruhy.................................................................................................. 24

2.7.1.2.

Chlazení deskových tvarů..................................................................................... 25

2.8. Konstrukční možnosti v chlazení................................................................................... 26 2.8.1.

Normalizované prvky používané při temperaci..................................................... 26

2.8.1.1.

Prvky používané pro zapojení okruhů .................................................................. 26

2.8.2.

Prvky umístěné uvnitř okruhů ............................................................................... 28

2.8.2.1.

Prvky používané pro temperaci jader: .................................................................. 30

2.8.3.

Nenormalizované prvky používané při chlazení ................................................... 33

2.9. Alternativní způsoby chlazení........................................................................................ 33 2.9.1.

Chlazení štíhlých jader ......................................................................................... 33

2.9.1.1.

Chlazení vzduchem štíhlých jader........................................................................ 33

2.9.1.2.

Chlazení tepelně vysoce vodivým jádrem ............................................................ 34

2.9.1.3.

Temperace pomocí tepelně vodivých trubic ......................................................... 34

2.9.2.

Temperace pomocí tepelně vysoce vodivých vložek ........................................... 35

2.9.2.1.

Technologie MECOBOND® ................................................................................. 35

2.9.3.

Temperace pomocí CO2 – Tool-Vac®.................................................................. 36

2.9.3.1.

Princip technologie „Tool – Vac“........................................................................... 36

2.9.3.2.

Výhody a nevýhody technologie Tool - Vac® ...................................................... 38

6


2.9.4.

Temperace pomocí metody laserCUSING® od firmy HOFMANN..................... 38

2.9.5.

Temperace pomocí metody CONTURA® ............................................................ 40

2.9.6.

Temperace vstřikovací formy vodní parou ........................................................... 40

2.9.7.

Temperace pomocí Ranque-Hilsch vírovou trubicí .............................................. 41

3.

Experimentální část....................................................................................................... 43

3.1. Optimalizace forem........................................................................................................ 43 3.1.1.

Vstřikovací forma 9671 ......................................................................................... 43

3.1.1.1.

Popis formy a jejího chlazení................................................................................ 43

3.1.1.2.

Výlisek 9671 ......................................................................................................... 44

3.1.1.3.

Analýza stávající situace chlazení formy 9671..................................................... 45

3.1.1.4.

Detailní analýza míst s vysokou teplotou a návrh optimalizace těchto míst ........ 49

3.1.2.

Vstřikovací forma 9787 ......................................................................................... 62

3.1.2.1.

Popis formy a jejího chlazení................................................................................ 62

3.1.2.2.

Výlisek 9787 ......................................................................................................... 63

3.1.2.3.

Analýza stávající situace chlazení formy 9787.................................................... 63

3.1.2.4.

Návrh úpravy chlazení nástroje ............................................................................ 66

4.

Vyhodnocení.................................................................................................................. 70

5.

Závěr ............................................................................................................................. 75

6.

Literatura ....................................................................................................................... 77

7


Seznam použitých zkratek a symbolů φP … tepelný tok mezi plastem a formou [W]

ϑ2 …teplota stěny rozváděcího bloku [oC]

φR … tepelný tok mezi rozváděcím blokem

ϑ3 …teplota stěny formy [oC]

vtokového systému a formou [W]

φKK … tepelný tok prouděním [W]

φT … tepelný tok mezi formou a temperovací

αO …měrná tepelná přestupnost [W.m-2.K-1]

kapalinou [W]

tc … čas chlazení [s]

φO … tepelný tok mezi formou a okolím [W]

s … tloušťka stěny [mm]

φV … tepelný tok vedením mezi upínací

2 -1 a … součinitel teplotní vodivosti [mm .s ]

deskou formy a upínací deskou vstřikovacího

TM … teplota taveniny [K]

stroje [W]

TW … teplota formy [K]

φK … tepelný tok prouděním mezi formou a

TÊ … teplota středu stěny výstřiku při vyhození

okolím [W]

z formy [K]

φS … tepelný tok sáláním mezi formou a

TĒ … teplota výstřiku střední při vyhození

okolím [W]

z formy [K]

mp …hmotnost výstřiku [kg]

SOK …volný povrch rozváděcího bloku

ϑE ´…teplota uprostřed výstřiku [oC]

φSK

ϑF …teplota povrchu tvarové dutiny formy [oC]

s … tloušťka stěny plastu [mm]

tmo … čas cyklu [s]

ØD … průměr kanálu [mm]

tm41 …čas chlazení [s]

λ…součinitel tepelné prostupnosti mezi

tm42 …strojní čas [s]

povrchem tvarové dutiny formy a temperovací

tA11 …čas práce za klidu stroje [s]

kapalinou

β …součinitel úměrnosti

…

[mm2]

tepelný tok sáláním [W]

-2 -1 [W.m .K ]

δ … tloušťka stěny [m]

-2 -1 [W.m .K ]

SU …plošný obsah upínacích desek formy bez

Ski … povrch temperovacího kanálu (pouze 2 část odvádějící teplo od výlisku) [m ]

středících kroužků a podložek šroubů [m2] α …měrná tepelná přestupnost mezi formou a

lKi … délka temperovacího kanálu [m]

-2 -1 okolím [W.m .K ]

OKi … obvod temperovacího kanálu (omočný

SO …volný povrch formy

obvod)

[m2]

[m]

ϑK … teplota temperovací kapaliny (střední

ae …poměrná tepelná pohltivost CO …sálavost černého tělesa [W.m .K ]

hodnota mezi vstupní a výstupní teplotou

TV, TO …termodynamické teploty

(většinou je daná) [oC]

-2

-4

[K]

φKO … ztrátový tepelný tok mezi rozváděcím

ϑF … teplota povrchu dutiny formy (daný

blokem a formou [W]

materiálem plastu) [oC]

φVK … tepelný tok vedením [W]

ν … kinematická viskozita temperovací

λ …je měrná tepelná vodivost materiálu

kapaliny [m2.s-1]

těsnícího, přítlačného a středícího kroužku

Re … Reynoldsovo číslo

-2

-1

[W.m .K ] δ …tloušťka těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [m]

8


1. Úvod Záměrem této diplomové práce je analýza a případně optimalizace chlazení vybraných vstřikovacích forem ve firmě ISOLIT Bravo v Jablonném nad Orlicí. Chlazení forem je nejdelší část celého cyklu vstřikování a jeho optimalizací lze dosáhnout výrazného zkrácení cyklu vstřikování. Což je výhodné hlavně z ekonomického hlediska. K optimalizaci chlazení lze použít simulačních analýz vstřikovacího procesu, které pracují na principu konečných prvků. Tyto analýzy, spolu se stále výkonnějšími počítači, umožňují relativně přesné výsledky za krátkou dobu. Jejich přesnost je dána kvalitou vstupních dat a kvalitou sítě. Doba výpočtu však s touto kvalitou kvadraticky roste a musí být volen kompromis mezi dobou a kvalitou výpočtu. Vývojem simulačních analýz se dnes zabývají hlavně firmy Simcon a Moldflow. Tyto analýzy chlazení nám určí, zda navržená temperační soustava zajišťuje rovnoměrnou dobu chladnutí taveniny po celém průřezu výlisku. Rozdíly v teplotách jsou zde znázorněny barevnými izotermami nebo barevnými poli a výsledky analýz jsou tedy pro uživatele přehledné a dále dobře zpracovatelné. Základním formátem, využívaným simulační analýzou, je STL. Do tohoto formátu se převede konstrukce dílce, která byla určena k výpočtu. Uživatel může vytvořit temperační systém přímo v simulačním softwaru nebo v případě, že temperační systém je již navržený CAD konstruktérem, pak je optimální

uložit

temperační

systém

v

podobě

os

funkčních

částí

temperačních kanálů ve formátu IGES a tento soubor přenést do výpočtového softwaru. Uživatel programu poté osy jednoduše "obalí" kanály a temperační systém je hotový. V případě, že se analyzuje forma, která je již v provozu, je dobré ověřit správnost simulace termokamerou nebo dotykovým teploměrem.

9


2.

Teoretická část 2.1. Princip temperace forem

Temperováním se rozumí ochlazování nebo ohřívání forem na požadovanou provozní teplotu a udržování této teploty na stejné hodnotě. Z formy se pak již odvádí co nejrychleji a stejnoměrně nadbytečné teplo, přestupující do stěn tvářecích součástí z taveniny. K tomuto účelu se ve formě zhotovují nejrůznější soustavy kanálů a dutin pro vedení temperovací kapaliny, které nazýváme

temperovací

okruhy.

Optimální

řešení,

jejich

konstrukce,

rozhodujícím způsobem ovlivní jakost výstřiku, výkon a hospodárnost budoucí formy. Hlavním cílem má být dosaženo co největšího a současně stejnoměrného přestupu tepla mezi stěnami tvářecích dutin a temperovací dutinou. Rozdíly teplot v různých místech stěn tvářecích dutin mají být co nejmenší. [1] Temperační soustavu lze dnes kontrolovat a optimalizovat pomocí simulačních analýz jako je Moldflow nebo Cadmould. Tyto analýzy nám pomohou zjistit teplotní pole výlisku, dobu zamrznutí povrchové vrstvy na teplotu vyhazování, dobu plnění, míru smrštění, vnitřní pnutí, deformace, orientaci atd. Důležitým

požadavkem

při

konstruování

nástroje

je,

aby

konstruktér pojal do svých úvah temperaci již do základní koncepce, nikoliv ji koncipoval jako poslední, kde zbude prostor po ostatních funkčních prvcích. Nutno mít dále na paměti, že forma by měla mít dostatečnou hmotnost. Tím se nejen zmenší mechanické deformace při plném vstřikovacím tlaku a působení uzavírací síly stroje, ale zvýší se tepelná stabilita samotné formy. Nestabilita se projeví hlavně při přerušení výroby, nejenom mezi jednotlivými cykly po vyhození výlisku a novým nástřikem. [2] Obecně vzato je pro fázi plnění formy vhodné volit jinou teplotu než pro fázi odvodu tepla. Tepelná setrvačnost formy a krátkost jednotlivých fází vstřikovacího cyklu však neumožňuje během jednoho cyklu teplotu formy regulovat. Proto se volí kompromisní teplota formy, která všem požadavkům vyhovuje. Teplota povrchu tvarové dutiny kolem této hodnoty během

10


vstřikovacího cyklu kolísá. V optimálním případě by měla mít teplota v každém bodě tvarové dutiny shodný časový průběh. [3] 2.1.1. Sdílení tepla vstřikovací formou předpoklady a zjednodušení pro tepelnou bilanci: •

vstřikovací forma tvoří uzavřený systém v tepelné rovnováze

•

tepelné toky v nástroji a teploty částí formy jsou časově konstantní

•

kolísání teploty povrchu formy během vstřikovacího cyklu se zanedbává

•

za teplotu povrchu dutiny formy se považuje střední hodnota teplotního maxima a minima během vstřikovacího cyklu

•

za teplotu temp. kapaliny se považuje stř. hodnota ze vstupní a výstupní teploty

Tepelný tok přiváděný do formy (obr.1) se považuje za kladný, tepelný tok odváděný z formy za záporný. Při výpočtu se tedy uvažují tyto tepelné toky [W]

φP – je tepelný tok mezi plastem a formou [W] φR – je tepelný tok mezi rozváděcím blokem

vtokového

systému

a

formou. Uvažujeme jej pouze u forem s horkým vtokovým systémem [W] φT – je tepelný tok mezi formou a Obr. 1: Tepelné toky ve vstřikovací formě

temperovací kapalinou [W]

φO – je tepelný tok mezi formou a okolím [W] φV – je tepelný tok vedením mezi upínací deskou formy a upínací deskou vstřikovacího stroje [W] φK – je tepelný tok prouděním mezi formou a okolím [W]

11


φS – je tepelný tok sáláním mezi formou a okolím [W] [1] podmínka tepelné rovnováhy:

∑ Φn

=Φ P + Φ R − Φ T − Φ O = 0

(2.1)

Tepelný tok ΦP mezi plastem a formou:

2.1.1.1.

Teplo, které přechází z výstřiku do formy, je dáno rozdílem entalpií výstřiku při teplotě zpracování plastu ϑP a při střední teplotě ve výstřiku při vyjmutí z formy ϑE ve °C (obr. 2).

ΦP =

m p ⋅ ∆h P

[W ]

(2.2)

[J.kg −1 ]

(2.3)

t mo

mp…hmotnost výstřiku [kg] rozdíl měrných entalpií:

∆ P = ϑE − ϑP

ϑE = 0,637ϑ´E + 0,363ϑF

[ o C]

(2.4)

ϑE´…teplota uprostřed výstřiku [oC] ϑF…teplota povrchu tvarové dutiny formy [oC] čas cyklu: t mo = t m41 + t m42 + t A11

[s]

tm41…čas chlazení tm42…strojní čas tA11…čas práce za klidu stroje

Obr. 2: Hodnoty entalpie v závislosti na teplotě a materiálu [3]

12

(2.5)


Tepelný tok ΦO mezi formou a okolím

2.1.1.2.

Φ O = Φ V + ΦK + Φ S

[W ]

(2.6)

tepelný tok vedením φV mezi upínací deskou formy a upínací deskou vstřikovacího stroje:

[W ]

Φ V = β ⋅ S U ⋅ (ϑ V − ϑ O ) β…součinitel úměrnosti

(2.7)

[W.m-2.K-1]

SU…plošný obsah upínacích desek formy bez středících kroužků a podložek šroubů [m2] tepelný tok prouděním φK mezi formou a okolím: Φ K = α O ⋅ S O ⋅ (ϑ V − ϑ O )

[W ]

(2.8)

α…měrná tepelná přestupnost mezi formou a okolím [W.m-2.K-1] SO…volný povrch formy

[m2]

tepelný tok φS sáláním: ⎛⎛ T ⎞4 ⎛ T ⎞4 ⎞ Φ S = S O ⋅ C O ⋅ a e ⋅ ⎜ ⎜⎜ V ⎟⎟ − ⎜⎜ O ⎟⎟ ⎟ ⎜ ⎝ 100 ⎠ ⎝ 100 ⎠ ⎟⎠ ⎝

[W ]

(2.9)

ae…poměrná tepelná pohltivost CO = 5,67 W.m-2.K-4

CO…sálavost černého tělesa TV, TO…termodynamické teploty

[K]

Sálavý tepelný tok se výrazněji projeví až při teplotách formy ϑV > 100 oC

2.1.1.3.

Tepelný tok ΦR mezi rozváděcím blokem a

formou

Φ R = Φ KO + Φ KO ⋅ n T

[W ]

(2.10)

ztrátový tepelný tok φKO mezi rozváděcím blokem a formou: Φ KO = Φ VK + Φ KK + Φ SK

13

[W ]

(2.11)


tepelný tok vedením φVK Φ VK =

λ ⋅ S K ⋅ (ϑ 2 − ϑ 3 ) δ

[W ]

(2.12)

λ…je měrná tepelná vodivost materiálu těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [W.m-2.K-1] δ…tloušťka těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [m] ϑ2…teplota stěny rozváděcího bloku [oC] ϑ3…teplota stěny formy [oC] tepelný tok prouděním φKK Φ KK = α O ⋅ S OK ⋅ (ϑ 2 − ϑ 3 )

[W ]

(2.13)

αO…měrná tepelná přestupnost [W.m-2.K-1] SOK…volný povrch rozváděcího bloku

[mm2]

tepelný tok sáláním φSK ⎛ ⎛ T ⎞4 ⎛ T ⎞4 ⎞ ΦSK = S OK ⋅ CO ⋅ ae ⋅ ⎜ ⎜ 2 ⎟ − ⎜ 3 ⎟ ⎟ ⎜ ⎝ 100 ⎠ ⎝ 100 ⎠ ⎟⎠ ⎝

2.1.1.4.

[W ]

(2.14)

Tepelný tok ΦT mezi temperovací kapalinou

a formou

Temperovací okruh každé formy má být rozdělen nejméně na dva dílčí okruhy a to pevnou a pohyblivou část formy; tepelný tok ΦT může být rozdělen na „n“ dílčích temperovacích okruhů. Podrobnější postup návrhu temperovacích kanálů je v kapitole 2.7.1.

14


2.2. Vliv teploty formy na vlastnosti plastu

Teplota vstřikovací formy (tab. 1) ovlivňuje zabíhavost hmoty a tedy rychlost plnění dutiny jen v malé míře, zato má značný vliv na rychlost ochlazování výrobku, tzn. dobu chlazení a tedy na ekonomii výroby, a značně

také

výstřiku,

ovlivňuje

zejména

lesk

kvalitu (čím

povrchu chladnější

povrch dutiny formy tím je konečný lesk výlisku

lepší).

chladne

Při

výstřik

vyšší

teplotě

rovnoměrněji,

formy takže

obsahuje menší vnitřní pnutí a tím se zlepšuje

jeho

semikrystalických

tvarová polymerů

stabilita. se

U

zvyšuje

obsah krystalické fáze a tím se zlepšují jejich mechanické vlastnosti. Nejvyšší použitelná teplota musí být nižší než je teplota tuhnutí příslušného plastu, u semikrystalických polymerů tedy pod Tm, u amorfních pod Tg. Důsledky

nerovnoměrného

chladnutí

se

projevují vnitřním pnutím ve výstřiku a v kolísání vlastností na různých místech výrobku. Teplota formy se udržuje na žádané výši pomocí chladícího média, které protéká soustavou chladících kanálů. [4]

Tab. 1: Doporučené hodnoty teploty povrchu formy

Zkratka plastu

Teplota povrchu formy [oC]

HDPE

10-40

LDPE

10-40

PP

10-50

PS

10-60

LCP

30-150

PVC

40-60

PA

40-60

ABS

40-70

SAN

40-70

PMMA

50-80

PA 6.6

60-90

PET

60-140

PA 6.6

70-90

PBTP

70-140

PPO

70-150

PSU

70-190

POM

80-120

PC

80-150

PPS

80-180

PEI

90-180

PPSU

100-170

PES

120-190

PEEK

160-180

2.3. Vliv temperace na morfologii výstřiku

Morfologie polymerních výstřiků, resp. semikrystalických termoplastů, tedy vytváření polykrystalických útvarů při tuhnutí reálných výrobků zvaných

15


sféreolity, závisí nejen na strukturních předpokladech, ale také na vhodných kinetických podmínkách, související s pohyblivostí makromolekul nebo jejich částí. Vhodné kinetické podmínky závisí především na teplotě a době, kterou má plast při tuhnutí k dispozici, tedy na podmínkách temperace vstřikovací formy. Na základě výše uvedeného je tak zřejmé, že nejsou-li podmínky tuhnutí ve všech částech výrobku stejné, je krystalizace takovéhoto polymeru nerovnoměrná a ze strukturního hlediska vzniká nestejnorodý, anizotropní

Obr. 3: Tloušťka amorfní vrstvy, při dané teplotě formy [5]

materiál.

Krystalizující

polymery

nemají

v reálných

podmínkách

technologického zpracování možnost dokonalé krystalizace, proto jsou tyto ve skutečnosti látky semikrystalické, charakteristické stupněm krystalinity, který udává zastoupení krystalických oblastí v polymeru. Pro dosažení vysoké úrovně krystalinity, která se rozšíří až přímo do povrchové vrstvy výstřiku, je nezbytné pracovat s vysokými teplotami formy. Naopak nadměrné ochlazování brání tvorbě sféreolitů a u výrobků s následným tepelným působením má za následek tzv. dokrystalizaci, vyznačující se dodatečnou změnou rozměrů i vlastností výstřiku. Vliv morfologie pro materiál Liten MB 77 v závislosti na teplotě je na obrázku č.3. [5]

2.3.1. Vliv temperace na velikost smrštění a deformace

Se vzrůstající teplotou formy roste u plastů velikost výrobního smrštění, avšak klesá velikost dodatečného smrštění. A obráceně, s klesající teplotou formy roste vliv dodatečného smrštění. U semikrystalických plastů je tento vliv mnohem výraznější než u amorfních plastů. Dodatečné smrštění je smrštění po 24 hodinách vyhození výrobku z formy.

16


Různým chlazením může také nastat zborcení výrobku. Nejčastější příčinou je rozdílná teplota protilehlých ploch dutiny formy (obr. 4). Po vyjmutí výlisku z formy může být v pořádku, ale jak výlisek dále chladne, projeví se jeho rozdílné smrštění v deformaci výrobku. Zborcení způsobené rozdílným chlazením je běžné u krabicovitých nebo u dlouhých tvarů. Většinou je tento problém způsoben větší teplotou tvárníku a to způsobuje rozdílné smrštění. Stejný efekt se vyskytuje i u ploch s rozdílnou tloušťkou. Je známo, že rozdílná teplota způsobuje u semikrystalických

plastů

rozdílnou

Obr. 4: Deformace vlivem rozdílných teplot [22]

krystalizaci a tím i smrštění. Tento problém může být zmenšen použitím amorfního materiálu.

2.4. Vliv tloušťky stěny na dobu chlazení

Jak ukazují vzorce (4.1) a (4.2) roste čas chlazení s druhou mocninou tloušťky stěny. To znamená, že z hlediska chlazení by měla být tloušťka stěny co nejmenší. Do toho však vstupují i jiné aspekty jako je tekutost plastu, charakteristické poměrem délky tečení ku tloušťce stěny, a nakonec mechanické vlastnosti výlisku (pevnost, tuhost). Průběh teplot je na obr. 5. Při střední teplotě vyjímaného výstřiku z formy TE platí (pro tvar desky): tc =

s2

⎛ 8 TM − TW ⋅ ln⎜ ⋅ π 2 a ⎜⎝ π 2 TE − TW

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

(4.1)

Při teplotě uprostřed stěny vyjímaného výstřiku TE platí (pro tvar desky):

Obr. 5: Průběh teplot ve stěně plastu [16]

17


tc =

s2

⎛ 4 TM − TW ⎞ ⎟ ⋅ ln⎜ ⋅ 2 2 T −T ⎟ ⎜ π a ⎝π W ⎠ Eˆ

(4.2)

tc … čas chlazení [s] s … tloušťka stěny [mm] a … součinitel teplotní vodivosti [mm2.s-1] TM … teplota taveniny [K] TW … teplota formy [K] TÊ … teplota středu stěny výstřiku při vyhození z formy [K] TĒ … teplota výstřiku střední při vyhození z formy [K] V případě, že teploty stěn formy nejsou stejné, musí se tloušťka stěny korigovat (obr. 6). s′ =

2s &q2 +1 q& 1

q& 2 ≤ q& 1

(4.3)

q1,2 … tepelný tok

Obr. 6: Korekce tl. stěny [16]

2.5. Teplotní expanze

Jak forma mění teplotu, ocel se rozpíná a smršťuje. Toto obecně nedělá problém pokud má celá forma přibližně stejnou teplotu. Problém je, pokud jsou chladící kanály navrženy tak, že rozdíl teplot ve formě je příliš velký. To může vytvořit vychýlení poloviny formy, která může ovlivnit rozměry výlisku a poškodit části formy jako je vedení nebo čelisti.

2.6. Proudění kapaliny v temperovacím okruhu

Pro laminární proudění je charakteristické, že se částice kapaliny pohybují po rovnoběžných drahách, vrstvy se vzájemně nemísí. Ikdyž je voda relativně dobrý izolátor, tak to má za následek, že vnější vrstva chladícího okruhu má mnohem větší teplotu než střed kanálu. Pro turbulentní proudění je charakteristické kolísání všech veličin. Dráhy částic jsou nepravidelné, chaotické dochází k intenzivnímu promíchávání objemu proudící kapaliny.

18


Praktickou mez oběma druhy proudění udává Reynoldsovo kritické číslo, které bývá asi Re = 2300. [1] Pro efektivní chlazení je požadováno Reynoldsovo číslo nejméně 10 000 a maximálně 20 000. Při vyšším Reynoldsově čísle roste tlakový spád a odvod tepla z dutiny formy se dále nezvyšuje (obr. 7). Při

postupném

zvyšování

Reynoldsova čísla, např. při snižování průměru kanálů, nedochází změně

zpravidla

proudění

ke

skokem.

Nejprve se objeví krátké úseky turbulentního proudu, vystřídané

delšími

laminárními.

Úseky

turbulentního postupně

úseky

proudu

se

prodlužují,

až

Obr. 7: Poměr mezi odvodem rychlostí toku chladící kapaliny [9]

laminární úseky zcela zmizí.

tepla

a

Tento typ proudění se nazývá přechodový a projevuje se podle různých údajů asi do Re = 3000. [1]

2.7. Klasický způsob chlazení – vrtané nebo frézované kanály

Abychom dosáhli co nejúčinnějšího odvodu tepla, musíme temperovací kanály umístit co nejblíže k tvářecí dutině vstřikovací formy (obr. 8). Kanály se umisťují zpravidla tak, aby chladící médium přicházelo do nejteplejšího místa ve formě (co nejblíže ústí vtoku) a aby se teplotní rozdíl ve směru toku zmenšoval. Průtočný průřez volíme tak velký, abychom nenarušili pevnost součásti formy. Vzdálenost kanálu od líce formy je omezena přípustným kolísáním teploty a závisí na velikosti tlaku (obr. 9, tab.2). Doporučená hodnota je 2-3D, kde D je průměr kanálu. Rozteč mezi kanály by měla být maximálně 3D. Kanály se rozmisťují rovnoměrně kolem celého výlisku, vzdálenost od povrchu je ve všech místech shodná. [3] Obvykle se 19


chladící kanály vrtají nebo frézují

(obr.

10)

s velkou

drsností. Hrubé vnitřní plochy tak

lépe

umožní

důležité

turbulentní proudění a tím i lepší

sdílení

tepla

mezi

formou a plastem. Turbulentní proudění umožňuje 3 až 5krát větší odvod tepla. Kanály se

rozmisťují

kolem

rovnoměrně

celého

výlisku,

Obr. 8: Průběh teploty na povrchu formy, ocel P20, pro různé hloubky a rozteče kanálů. [9]

vzdálenost od povrchu by měla být ve všech místech shodná.

Tab. 2: Doporučené hodnoty ∅ kanálu

s [mm]

2

4

6

∅D [mm]

6-10

10-12

12-15

s … tloušťka stěny plastu ∅D … průměr kanálu

Obr. 9: Rozmístění kanálů [9]

V některých místech se doporučuje účinnost chlazení zvýšit. Dosáhneme toho přiblížením kanálu k tvarové dutině, lokálním zmenšením rozteče kanálů, zapojením zvláštní větve chlazení s vyšší rychlostí průtoku, resp. větším průměrem kanálů, resp. nižší teplotou kapaliny. Tato opatření se doporučují provádět v koutech výlisků a v okolí vtokového kanálu. V každém případě je třeba zvýšenou účinnost chlazení zajistit v blízkosti horkých ústí, a to na straně trysky i proti ústí. [3]

20


Množství odvedeného tepla je závislé na množství protečeného chladícího média a na jeho teplotním spádu při vstupu a výstupu. Teplotní spád ∆t by měl být z důvodu

rovnoměrnosti

teplot tvarových částí formy v rozmezí 3-5

o

C, aby byl

Obr. 10: Tvary chladících kanálů [3]

eliminován jeho vliv na různé anizotropie výlisku (již uvedené smrštění, pnutí) s důsledkem deformace.

2.7.1. Návrh průměru temperovacích kanálů

Při návrhu průměrů temperovacích kanálů je třeba kontrolovat proudění, tj. vypočítat Re navrhovaného kanálu. Jednou z cest může být i stanovení omočného obvodu z podmínky Re = 3000. Velké zvyšování Re nemá ale význam, protože tím narůstají délky kanálů o malých průměrech a pro omezený prostor je potom nelze do formy umístit. Při dlouhých kanálech malých průřezů narůstají hydraulické ztráty v okruhu a zvyšuje se tím potřebný tlakový spád (rozdíl mezi vstupním a výstupním tlakem). Při laminárním proudění je tlakový spád úměrný

rychlosti

kapaliny,

při

turbulentním proudění je úměrný druhé mocnině rychlosti. [1] pro dílčí temperovací okruh platí rovnice pro tepelný tok: (obr. 11) Φ Ti =

λ ⋅ SKi ⋅ (ϑF − ϑK ) δ

[W ]

(7.1)

λ…součinitel tepelné prostupnosti mezi povrchem

tvarové

temperovací kapalinou

dutiny

formy

a

[W.m-2.K-1] (tab. 3)

δ…tloušťka stěny [m]

21

Obr. 11: Graf pro určení ν, λk, Pr [3]


Ski…povrch temperovacího kanálu (pouze část odvádějící teplo od výlisku) [m2] SKi = OKi . lKi

(7.2)

lKi…délka temperovacího kanálu [m] OKi…obvod temperovacího kanálu (omočný obvod)

[m]

ϑK…teplota temperovací kapaliny (střední hodnota mezi vstupní a výstupní teplotou (většinou je daná) [oC] ϑF…teplota povrchu dutiny formy (daný materiálem plastu) [oC] pro Reynoldsovo číslo platí: Re i =

4 ⋅ Φ Ti OKi ⋅ ν

(7.3)

ν…kinematická viskozita temperovací kapaliny [m2.s-1] pro omočný obvod tedy platí: OKi =

Re⋅ ν ⋅ δ 4 ⋅ λ ⋅ lKi ⋅ (ϑF − ϑK )

(7.4)

[m]

Problém sdílení tepla je třeba vidět i v dalších aspektech, související s temperací forem. jednak je to přestup tepla z plastu do formy, jednak z formy, resp. stěny formy do temperačního média. [2] Odpor při přestupu tepla vzniká i při chlazení výlisků, jeho smrštěním, kdy vznikne

mezera

mezi Tab 3: Tepelná vodivost vybraných materiálů

stěnou formy a výliskem.

Tepelná vodivost λ [W.m-1.K1] používaných materiálů

To se především projeví při

Měď

410

Uhlíková ocel

55

tlustších stěnách a malém

Hliník

230

Slitinová ocel

21-38

dotlaku, jež nedostatečně

Al slitina Fortal

130

Amcoloy CuBeCo

slitiny

kompenzují

Moldmax HH 40HRC

103,8

Moldmax 30HRC

LH

objemovou

kontrakci. Tento odpor proti

-

106360 129,7

přestupu tepla je dán i o řád nižší tepelnou vodivostí λ vzduchu, proti tepelné vodivosti plastů. [2] tepelná vodivost pro vzduch o teplotě 0-200 oC, bez proudění,

22


λ = 0,024-0,039 W.m-1.K-1 2.7.1.1.

Možnosti vedení chladících kanálu

Chladící kanály uvnitř formy mohou být vedeny jako sériové nebo paralelní. Každý má své výhody a nevýhody.

2.7.1.1.1. Paralelní okruhy

V paralelním okruhu (obr. 12) je vodou napájeno několik paralelních větví z jediného nebo z několika zdrojů. Ideální případ je, když je voda rovnoměrně rozdělena do všech větví při stejné teplotě a průtoku. Hlavní výhoda paralelního okruhu je, že jeho struktura má krátkou délku toku, Následkem toho je lépe zajištěna větší rychlost toku. Je také jasné, že teplota vody bude v paralelním okruhu více rovnoměrná než v sériovém okruhu. Představa je, že voda plní hlavní napájecí větev a dále se rozděluje do všech sekundárních větví se stejnou teplotou vody a průtokem. Vyskytuje se zde však několik problémů. 1. hlavní napájecí větev musí být dostatečně dimenzovaná, aby zde byl co nejmenší pokles tlaku podél délky kanálu. 2. jestliže bude v jakémkoliv ze sekundárních okruhů jakákoliv změna, změní se rychlost toku a požadované rovnoměrné chlazení nebude dodrženo. Například vlivem usazenin se mění průměr a tím se průtok zmenšuje. 3. další nevýhodou paralelního okruhu je, že průtokový poměr se v různých

chladících

kanálech mění, protože každý jednotlivý kanál má různý odpor. To může potenciálně výkonnost snižováním

snížit chlazení úrovně Obr. 12: Paralelní okruh [10]

23


turbulence. Pokud nemůže být dodrženo Reynoldsovo číslo kolem 10 000 v každé paralelní větvi, měl by návrhář uvažovat o modifikaci návrhu obvodu. V některých případech volíme raději i několik samostatných temperovacích okruhů v jedné polovině formy.

2.7.1.1.2. Sériové okruhy

Sériové zapojení (obr. 13) neobsahuje žádnou větev a má jediný vstup a jediný výstup. To má za následek relativně dlouhý chladící kanál. Výhody sériového zapojení jsou: 1. průtok vody jedním kanálem je větší než v paralelním

okruhu

a

proto

nemusí

být

čerpadlem vyvíjen tak velký tlak

Obr. 13: okruh [10]

Sériový

2. Nastavení okruhu je rychlejší a je zde menší možnost špatného nastavení okruhu 3. je zajištěn konstantní průtok v kanálu po celé jeho délce, protože není rozdělen do jiných větví 4. je zde okamžitě vidět ucpaný okruh, což u paralelního není a nehrozí zde poškození výrobku. Neodhalená překážka totiž může ovlivnit výrobek. Dvě hlavní nevýhody sériového okruhu jsou: 1. může zde nastat příliš velký pokles tlaku v okruhu 2. voda v okruhu se může nadměrně ohřívat (velký rozdíl na začátku a na konci okruhu, tento rozdíl by neměl být větší než 3-5°C). Tlak v okruhu by neměl překonat tlakový limit čerpadla, jinak bude nedostatečný průtok a tím pádem i výkonnost chlazení. Nadměrné zvýšení teploty vody v okruhu bude mít za následek rozdíly v chlazení a tyto rozdíly přispějí k vnitřnímu pnutí a deformaci výrobku. Změny 24


v chlazení mezi dutinami u několika násobných forem, může

mít za

následek rozdíly mezi vstřikovanými díly. Nicméně zvýšením průtoku, minimalizujeme rozdíl teplot na vstupu a výstupu.

2.7.1.2.

Chlazení

desek

lze

Chlazení deskových tvarů

rozdělit

mezi

chlazení kruhových desek a hranatých desek. Chlazení kruhových tvarů lze vidět na obr.14. Chladivo teče ve spirále z prostředku k okraji desky, to zajišťuje rovnoměrný odvod tepla z výlisku. Toto řešení je oprávněné, kvůli jeho ceně, jen v případě centrální vtokové soustavy. Z ekonomických důvodů se někdy vytvářejí pouze přímé chladící kanály. U obdélníkových tvarů se používají buď frézované drážky do spirály nebo

Obr. 14: Chlazení kruhové desky frézovanými kanály, voda teče z bodu A do bodu B [16]

ekonomičtější vrtané díry v kombinaci se záslepkami. Zapojení bývá většinou paralelní, zde se musí kontrolovat hlavně hydraulické rozdíly kanálů. Při sériovém zapojení pozor na dodržení teplotního rozdílu `5°C na začátku a na konci chladícího kanálu.

Pro krabicovité výrobky je možné chlazení vrtanými kanály spolu s ucpávkami a prvky pro chlazení jader jako jsou přepážky, fontánky, atd. (obr.15).

Obr. 15: Chlazení krabicovitých tvarů, zde pomocí přepážek. [16]

25


2.8.

Konstrukční možnosti v chlazení

V dnešní době jsou kladeny velké nároky na cenu a produktivitu výroby nástrojů. Z tohoto důvodu je většina prvků používaných ve vstřikovacích formách normalizována. Na českém trhu je několik dodavatelů, kteří se jejich prodejem zabývají.

2.8.1.

Normalizované prvky používané při temperaci 2.8.1.1.

Prvky používané pro zapojení okruhů

Náustky, rychlospojky, hadice

Náustek (nátrubek) spolu s rychlospojkami slouží k uchycení hadic na formu. Použití rychlospojky není naprosto nutné, ale urychlují výrobu tam, kde je nutná častá výměna forem. Pro pozici vstupů a výstupů je preferována spodní nebo boční strana formy. V případě, že by vstup nebo výstup byl nevhodně umístěn a v případě, že by přípojky dobře netěsnily, mohla by nakapat do dutiny formy voda a zasažená místa by pokryla rez. Všechny přípojky chlazení by měly být zapuštěny, tím se eliminuje jejich možné poškození. Náustku je celá řada a jejich tvary lze najít v dokumentacích firem, které se jejich výrobou zabývají (HASCO, DME, atd.), (obr. 16, 17)

Obr. 16: Náustek pro přímé připojení hadice bez rychlospojky [1] Obr. 17: Náustek pro připojení hadice s rychlospojkou [1]

Funkce rychlospojky s ventilem je velmi jednoduchá. Na obrázku 19 je nakreslena rychlospojka s ventilem před nasazením na náustek. V této fázi dosedá ventil 4 pryžovým těsněním 10 na kuželovou těsnící plochu nástavce 1. Přitlačuje ho pružina 7, uložená ve vybrání tělesa 2. Temperovací kapalina

26


nemůže rychlospojkou protékat. Před nasunutím rychlospojky musíme stáhnout převlečný

Obr. 18: Princip připojení hadice, komponenty jsou od firmy HASCO. 1-náustek na formu (Z81), 2-rychlospojka (Z801), 3-hadicová spona (Z86), 4-hadice (Z853,atd.) , 5-náustek pro hadici (Z 83) [1]

Obr. 19: Rychlospojka s ventilem před nasazením na náustek HASCO. 1-nástavec, 2-těleso, 3-převlečný kroužek, 4-ventil , 5-kulička, 6-pružina, 7-pružina ventilu, 8-pojistný kroužek, 9,10-pryžové těsnění, 11-náustek, a-drážka pro kuličku v náustku, b-zápich pro kuličku v převlečném kroužku, cvýřezy v tělese ventilu [1]

kroužek 3 dozadu. Kuličky 5 zapadnou do zápichu b a umožní nasunout rychlospojku na čep náustku 11. Čelo náustku dosedne na ventil 4 a odsune ho vzad. Současně čelo náustku dosedne na těsnění 9 a zabrání tím unikání kapaliny z rychlospojky. Kuličky 5 zapadnou do drážky a v čepu náustku a po uvolnění tahu ruky vrátí pružina 6 převlečný kroužek 3 do původní polohy. Ten dosedne na pojistný kroužek 8 a uzamkne kuličky 5 v drážce náustku. [1] konce rychlospojek jsou vyráběny v těchto provedeních: o

s hadicovým nátrubkem

o

se závitem

rychlospojky jsou vyráběny s pojistným ventilem nebo bez něj

27


Hadice

jsou rozděleny podle teploty temperujícího média, a odlišují se použitým materiálem (tab. 4). Tab. 4: Parametry hadic [17]

Materiál hadice

Maximální tlak [bar]

Maximální teplota [°C]

PVC

12-19

70

Viton

15-20

200

Teflon

15-20

260

Ocel

30

250

Obtoková spojka

Jsou to dvě rychlospojky spojené trubicí. Umožňují vnější spojení dvou chladících kanálů (obr. 20). Obr. 20: Obtoková spojka HASCO Z805 [1]

2.8.2. Prvky umístěné uvnitř okruhů

Po vyvrtání temperovacích kanálů do desky formy je nutné při vytváření uzavřených okruhů některá nadbytečná vyústění nepropustně uzavřít. K tomu účelu se používají závitové zátky, rozpínací zátky a obtokové elementy (obr. 21).

Obr. 21: Umístění prvků HASCO Z942, Z94, Z941 [17]

28


Zátky se závitem

Používají se k uzavírání vyústění temperovacích kanálů. Používají se 2 druhy zátek (obr.22, 23)

Obr. 22: Zápustná zátka (DME AN, HASCO Z94). Těsnění zátky je pomocí kuželového závitu. Zátka bývá z mosazi. [17]

Obr. 23:Zátka s (HASCO Z941). [17]

nákružkem

Rozpínací zátky

Používají se k uzavírání vnitřku vrtaných kanálů (obr. 24). Doporučená hodnota tolerance děr (dle dokumentace DME, HASCO) je H13 pro maximální tlak 40bar. Pro dlouhé díry je u systému HASCO nutné při montáži použití speciálního nástroje Z945, tím také zaručíme přesné ustavení zátky.

Obr. 24:Rozpínací zátka (HASCO Z942). [17]

Obtokové elementy

Propojení temperovacích kanálů přímo v desce formy se dělá v těch případech, kdy jejich vzdálenost je malá a nelze provést propojení hadicemi. Stále častěji se ho používá místo obloukového propojení. Důvodem je, že na

Obr. 26: Příklad uložení záslepky v desce formy. 1-deska formy, 2-temp. kanál, 3spojovací kanál, 4-drážka pro záslepku, 5přehrnutí okraje dr., 6-závit pro manipulaci se záslepkou [17]

Obr. 25: Umístění spojky Z 9641 [17]

29


obvodu formy nepřekážejí oblouky hadic a zůstávají jen přívody a odvody temperovací kapaliny. Obtokový element od fy. HASCO Z9641 se používá do teploty 200°C a jsou z materiálu Viton® (obr. 25, 26).

2.8.2.1.

Prvky používané pro temperaci jader:

Tvarový trn

Použití pro chlazení malých trnů a kolíků vstřikovacích forem (obr. 27). Materiálem je bezberylliová speciální legovaná ocel s vyšší tepelnou vodivostí než ocel. Nebo slitiny CuBeCo Tvrdost

200±10HB

(Ampcoloy

940) Obr. 27:HASCO Z492 [17]

Přepážkové normálie

K chlazení menších kruhových jader se používají přepážkové prvky, umožňuje sériové zapojení (obr. 28). Např.: HASCO Z962, DME BBP (WV 700), CUMSA Mezi jejich hlavní přednosti patří: o snadná

montáž

a

demontáž o velká životnost o jsou

vyráběny z korozivzdorného

materiálu (PA 6.6 GFK) o jsou vhodné pro sériové

Obr. 28:HASCO Z962 [17]

zapojení o příznivá cena

30


Spirálové přepážky

Podobně jako u přímých přepážek, mají ale lepší homogenitu teploty na povrchu jádra (obr.29).

Obr. 29: DME BBS [17]

Kaskádové normálie (fontánky)

Zaručují homogenní chlazení tvárníku s dostatečným výkonem, umožňují jak paralelní tak i sériové zapojení. Lze jimi chladit i velice úzké a dlouhé jádra. Např.: HASCO Z962, DME V (VL) (obr.30, 31)

Obr. 31: Normálie HASCO, lze zašroubovat z vnějšku desky nebo čelisti. Výhodné pro optimalizaci [17] Obr. 30: HASCO Z962 [17[

Šnekové normálie Jednochodé

Tam

kde

potřebujeme

odvést

velké

množství tepla, např. ve vtokové části, používáme jednochodé spirály. Zde je teplonosné médium přivedeno nahoru vrtaným

otvorem

a

po

šroubovici Obr. 32: HASCO Z968 [17]

odvedeno dolů (obr. 32).

31


Dvouchodé

U

dvouchodé

přiváděným

a

spirály

vzniká

odváděným

mezi

médiem

k rovnoměrnému míchání teplot, tím se dosáhne

homogenní

teploty

uvnitř

tvárníku (obr. 33). Obr. 33: HASCO Z969 [17]

maximální průměr d1 = 50mm Teploty použití ukazuje tab. 5. Tab. 5: Teploty použití šnekových normálií

Materiál

Max. teplota použití [oC]

3.2315

200

PA

135

Temperanční jádra z plastu

Homogenní chlazení jádra pomocí modulárního kaskádového chladícího jádra (obr. 34, 35). Neabsorbuje vodu, odolný proti oleji a chemikáliím, tepelná odolnost do 260°C. Mají tu výhodu, že délku lze libovolně měnit. Maximální průměr je 50mm.

Obr. 35: Cumsa TT, RT, BT [17]

Obr. 34: DME WWK-WWMWWF [17]

32


2.8.3. Nenormalizované prvky používané při chlazení Chlazení velkých jader

Pro chlazení velkých jader tj. 40mm a větší se používá vložek s vytvořenou šnekovou drážkou (obr 36). Chladící médium se dostává vyvrtanou dírou až k čelu tvárníku a poté proudí šnekovou drážkou zpět. Nevýhodou tohoto řešení je velké

Obr. 36: Velká jádra [9]

zeslabení stěny tvárníku. Chlazení válcových jader

Chlazení válcových jader lze provádět dvojitou šroubovicí (obr. 37). Chladící médium je vedeno jednak

fontánkou

šroubovici.

uprostřed

Tloušťka

stěny

a

jednak

po

s by

měla

být Obr. 37: Válcová jádra [9]

minimálně 4mm velká.

2.9. Alternativní způsoby chlazení 2.9.1. Chlazení štíhlých jader 2.9.1.1.

Chlazení vzduchem štíhlých jader

Používáme v případě, když je průměr jádra velmi malý (méně než 3mm). Tvarová dutina je ofukována vzduchem během otevření formy nebo se vhání centrálním otvorem v jádru. Tato možnost však neumožňuje dodržet přesnou teplotu formy a obecně se nedoporučuje. Tato metoda by měla být užita jen v případě, kdy není možnost použít jiných prostředků.

33


2.9.1.2.

Chlazení tepelně vysoce vodivým jádrem

Používáme v případě, když je průměr jádra velmi malý (méně než 5mm). Principem je vložení vložky ze slitiny mědi do chlazeného jádra (obr. 38). Vložka by měla být obtékána chladící vodou nebo by se měla dotýkat jiné vložky, která je Obr. 38: Teplo vodivé jádro [9]

chlazena.

2.9.1.3.

Temperace pomocí tepelně vodivých trubic

Pro odvod tepla ze špatně přístupných míst jsou určeny tzv. tepelně vodivé trubice. Tepelná trubice je duté, uzavřené těleso, nejčastěji kovová trubka kruhového průřezu od průměru 2mm do 10mm (HASCO Z975), která obsahuje těkavou kapalinu tzn. pracovní látku, a jejíž vnitřní povrch je pokryt porézním materiálem,

kapilární

soustavou

(obr. 39, 40). Pro nižší teploty se jako pracovní látka používá voda. Tepelná trubice může být umístěna v jakékoliv

poloze.

Z hlediska

Obr. 39: Tepelná trubice [6]

činnosti tepelné trubice je lhostejné, ve které části trubice je teplo přiváděno a odváděno. [2] Kondensát vody se vzlínáním pohybuje do výparné části, kde vznikne ohřátím pára. Ta se vrací kapilární soustavou znovu do kondensační části. Odebrané teplo se rovná skupenskému teplu z přeměny voda – pára. Nejlepší případ je, když kondensační část trubky je obtékána chladícím médiem, jak ukazuje níže uvedený příklad. Hlavní přednosti tepelných trubic jsou: o tlakotěsný, vodou plněný dutý válec o vhodné pro dlouhé tvarové části s extrémně malým průřezem

34


o je možné zabudování v blízkosti povrchu dutiny formy o bezobslužný provoz a lehká montáž o odvod velkého množství tepla při minimálním rozdílu teplot

Poloha prvku určuje stanovenou výkonnost. Optimální tepelná výkonnost nastává ve svislé pracovní pozici s horním odvodem tepla

Obr. 40: Tepelná trubice Strack Z7760 (x = 30% délky trubice), HASCO Z975 [17]

2.9.2. Temperace pomocí tepelně vysoce vodivých vložek

Používají se v různých místech vstřikovací formy, jako jsou tepelně namáhané oblasti, obtížně temperovaná místa jako jsou tenké výstupky a dlouhé tvárníky. Ve většině případů doplňují temperační systém s aktivním temperačním prostředkem. Další nespornou výhodou takovéhoto způsobu temperace je lepší zatečení taveniny v zadních místech výstřiku bez místních studených spojů, a také zkrácení celkové doby cyklu až o 25%.Ovlivnění odvodu tepla z formy lze docílit nejen pomocí vložek z vysoce tepelně vodivých materiálů, ale také nástřiky z těchto materiálů na povrch tvarové dutiny formy. Mechanické vlastnosti těchto vrstev a vložek samotných jsou však nižší než u nástrojových ocelí a dochází k jejich rychlému opotřebení. [6] 2.9.2.1.

Technologie MECOBOND®

Principem technologie Mecobond (kompozitní díl formy) je pevné spojení oceli a mědi za účelem odvodu tepla (obr. 41). Ocel zde tvoří "plášť" kolem celého povrchu vložky, tím jsou zajištěny výborné otěruvzdorné a mechanické vlastnosti vložky.

35


Měď

je

umístěna

uvnitř

vložky

a

efektivně zajišťuje odvod tepla. Měď a ocel jsou difúzně spojeny mezi sebou a vzniká tak nerozebíratelný celek. Toto těsné a pevné spojení tedy nevytváří žádnou překážku odvodu tepla. Díl z tohoto materiálu může být dále kalený a popouštěny, čímž je dosaženo

Obr. 41: Mecobond [20]

vysoké tvrdosti a pevnosti a zároveň možnosti odvádět teplo.

2.9.3. Temperace pomocí CO2 – Tool-Vac®

Technologie „Tool – Vac“ , tedy chlazení plynem CO2, umožňuje uživateli zvýšení produktivity vstřikovacích nástrojů, při zachování kvality výrobku. Velkou výhodou této technologie je její jednoduchost. Je ovšem nutné používat při konstrukci porézní ocel „Tool – Vac“, která zohledňuje vlastnosti CO2. Aby potřebné CO2 nevytvářelo tzv. „skleníkový efekt“ používá se přístroj pro recyklaci plynu. Technologie Tool - Vac je ještě na začátku jejích možností. V několika letech si, ale na základě jejích výhod vytvořila pevné místo vedle klasického chlazení vodou. 2.9.3.1.

Princip technologie „Tool – Vac“

Jedná se o patentovanou technologii firmy Foboha Werkzeug GmbH ve spolupráci s AGA AB Schweden pod obchodním názvem „Tool – Vac“. Princip technologie spočívá v použití mikroporézní oceli (např. TVBX 03) a odpařování kapalného CO2 (obr. 42). Vzniklé výparné teplo tak ochlazuje část formy až při minusových teplotách, tím umožňuje rychlý odběr tepla z chlazeného dílu plastu. Zkušenosti ukazují, že teplota bývá rovnoměrně rozložena po celé ploše dutiny formy. Ocel TVBX 03 je speciální legovaná mikroporézní ocel. Speciální patentovaný výrobní proces zajišťuje oceli tyto vlastnosti: o homogenní strukturu

36


o minimální vnitřní pnutí o vysokou a rovnoměrnou tvrdost o dobré tepelné a mechanické vlastnosti o dobrou leštitelnost

Ocel je vytvářena ve třech fázích – lisování za studena, spékání a následném tvrzení. Tvrzení oceli se děje až po mechanickém obrobení ocele. Všechny operace jako je frézování, vrtání, soustružení, broušení, atd. uzavřou povrch s póry o velikosti 0,025mm. Další možnosti jak uzavřít póry je použití aditiv nebo pomocí vysoké temperace. Obr.

42:

technologie, materiál;

Princip a)

b)

porézní kapilární

trubice [16]

V jádru se nachází kapilární trubice skrz kterou proudí tekutý dusík v expanzní komoře se vypařuje a ocel se

ochlazuje na teplotu cca -15 oC až -20 oC. Vzduch, který se vyskytuje v dutině formy zde může odcházet porézním materiálem vložky. Takže forma může být absolutně uzavřená a nemusí se chladící okruh vytvářet žádné odvzdušňovací kanály. Kromě toho případný uzavřený vzduch neklade žádný odpor tavenině. Tím může být snížen vstřikovací tlak. Tekutý CO2 je tedy přiveden pomocí kapilární trubice o světlosti 0,3 – 0,5mm. Zde kapalný dusík proniká póry, expanduje a ochlazuje formu. Porézní ocel by neměla být vystavena velkému ohybovému namáhání. V případě, že není možné, aby byl výstřik ze vzhledových důvodů v přímém styku s mikroporézní ocelí jsou mikropóry utěsněny (viz. výše) a odpařený CO2 je odveden vrtanými kanály. Plynný CO2 se v uzavřeném okruhu vrací zpět k novému zkapalnění. V obou případech vyžaduje zásobník na CO2 s kompresorem, který bývá umístěn vně vstřikovny. Proces je řízen přístrojem umístěným ve formě. V případě uzavřeného okruhu se vrací plynný CO2 k novému zkapalnění.

37


2.9.3.2.

Výhody a nevýhody technologie Tool - Vac®

Chlazení pomocí kapalného oxidu uhličitého se používá zpravidla ve vzájemné vazbě s temperačními kanály pro chlazení v tlustostěnných oblastí vstřikovaného dílce, tedy v oblastech, v nichž hmota chladne nejpomaleji. Příkladem vhodné aplikace je temperace v tlustostěnné části vstřikovaného dílce technologií GIT. Metoda je vhodná také pro temperování dlouhých tvárníků, dlouhých můstků (např. u skříně světlometu) a tvárníků o velkém průměru. Mezi přednosti této metody temperace nástroje patří tedy snížení doby chlazení, resp. doby cyklu a zvýšení produktivity výroby, ale také rovnoměrné rozložení teplot na povrchu tvářeného dílu, vyšší kvalita povrchu výstřiku, flexibilní možnost umístění trubiček pro přívod CO2 a tím odstranění mnohdy

složité

konstrukce

temperačních

kanálů,

účinné

chlazení

tlustostěnných částí výstřiku, rychlá návratnost pořizovacích nákladů na technologii a formu. Nevýhodou této metody jsou dodatečné operace k zajištění vysoké jakosti povrchu (lesku) vstřikovaného dílce, vysoké požadavky na zajištění čistoty při montáži nástroje, ošetřování nástroje konzervačními prostředky při výrobních prostojích, únik CO2 do okolí v případě otevřeného chladícího okruhu. [6]

2.9.4.

Temperace pomocí metody laserCUSING® od firmy HOFMANN

Concept Laser GmbH, mladý člen skupiny HOFMANN Innovation Group AG, představil tuto novou technologii bezmála před 6 lety na výstavě EuroMold 2001 a spolu sní i nově vyvinutý stroj „M3 linear“. Tato

metoda

vyvinutá

a

patentovaná

dceřinou

společností CONCEPT Laser GmbH umožňuje zhotovit dílce vrstvením z téměř všech kovových materiálů (obr. 43). Principem této metody je, že jednokomponentní

Obr.

43:

s chladícími

Tvárník kanály

vyrobený pomocí metody LaserCUSING® [15]

kovový prášek (různé druhy ocelí) se vrstvu po vrstvě laserem zcela roztaví a to umožňuje vyrobit masivní díly

38

požadovaného tvaru. Díl nemá žádné


vnitřní pnutí a dosahuje se 100%-ní pevnosti stavebního dílu. Tloušťka jedné vrstvy leží mezi 20 – 50 µm. Průměr ohniska zaručuje i přes tvorbu filigránských kavit a velmi ostrých kontur rychlou výrobu dílců. Pomocí speciální metody konečné úpravy povrchu, bezprostředně po výrobním procesu, se dosáhne nejvyšší jakosti a tvrdosti povrchu. Použitá technologie umožňuje vytvářet objemné a kompaktní součásti. Vyráběná vložka je zároveň opatřena chladícími kanály. Což umožňuje, ve spolupráci se simulačními programy, vést chladící kanály dle potřeby. Čímž dosáhneme výborné homogenity teplot na výlisku. Dosažená přesnost leží před dodatečném opracování mezi ±50µm. Většina ploch se tedy následně opracovává, aby se dosáhlo vysoké přesnosti. Pro vstřikovací formy se používá ocel pod obchodním názvem CL50WS tvrzená na 54 HRC při zachování velké houževnatosti. Materiál lze obrábět běžnými technologiemi jako je frézování, jiskření, broušení, leštění, atd. Chlazení

v nástroji

má

rozhodující vliv na čas chlazení, kvalitu a určuje stabilitu procesu. Metoda

LaserCusing

otevřela

nové cesty v rámci konstrukce chladících kanálů vstřikovacích Obr. 44: Plošná struktura [15]

síťová

Obr. 45: Struktura zapojená do série [15]

forem.

Rozlišují se hlavně dvě struktury při vedení chladících kanálů. První vytváří několik chladících smyček, které jsou paralelně zapojeny (obr.45). Ty garantují dostatečný průtok. Lze vytvářet velice malé dómy o velikostech 4,5mm × 7,5mm. Druhá struktura vytváří plošnou síťovou strukturu (obr. 44). Tato síť je od horní plochy vzdálena pouhé 2mm. Další vylepšení je ve spojení plošného chlazení s izolující vrstvou, což umožňuje změny teplot při fázích vstřikování-chlazení (izolované teplo

39


v nástroji umožňuje mít vyšší teplotu formy při vstřikování a tím zajistit lepší technologické podmínky). To také přináší optimální energetickou bilanci.

2.9.5. Temperace pomocí metody CONTURA®

V blízkosti povrchu dutiny formy jsou vedeny chladící kanály a to umožňuje rovnoměrné rozdělení teploty a snížení doby cyklu až o 40% až 50% oproti konvenčnímu chlazení vrtanými kanály. Tím tedy nedochází k rozdílným teplotním polím a deformaci výlisku. V konstrukční fázi se tvárník rozdělí v několika rovinách a následně se vyrobí v jednotlivých částech chladící okruhy (obr. 46, 47). Potom se zase vše spojí dohromady pomocí tvrdého pájení při velké teplotě ve vakuu. Dále následují

dokončovací

operace

broušení, leštění atd. Při pájení ve vakuu nejenže nedojde ke vzniku nadměrného Obr. 46: Tvárník vyrobený metodou CONTURA®

množství

plynů

v roztavené pájce ve spoji, ale naopak

dochází

Obr. 47: Princip techn.CONTURA®

k odplynění

spojovacího materiálu a tím ke zlepšení jakosti spoje. Firma uvádí tyto výhody metody CONTURA®: o snížení nákladů na výrobek o zlepšení kvality výrobku o snížené investiční náklady o vyšší produktivita

2.9.6. Temperace vstřikovací formy vodní parou

Temperování vodní parou se objevilo již před 5lety, ale teprve masivním nástupem plastů do elektrotechniky, kancelářských strojů a automobilů a zvýšený zájem o výlisky, které nepotřebují lakování a jiné zušlechťování povrchu vyvolalo i zvýšenou aplikaci této techniky – především v Japonsku. GE – Plastics spolu se dvěma japonskými firmami dopracovaly tuto 40


technologii na komerční úroveň a již 20 dalších zpracovatelů se o její aplikaci zajímá. Jde o udržení teploty formy během vstřikovací fáze na teplotě skelného přechodu až do přepnutí na chlazení vodou. Je to vlastně rychlá temperace. Výlisek má především vysoce lesklý povrch, nevytváří se tokové švy, tokové spoje jsou pevnější, dokonaleji se reprodukuje případný dezén povrchu, nevzniká vnitřní pnutí. Zmírní se i hrubost povrchu vysoce plněných/ztužených plastů a výrobní tolerance. Boiler pro výrobu páry může sloužit pro více vstřikovacích strojů. Ohřev je velmi rychlý, před přepnutím na chladící vodu se okruh propláchne vzduchem. To prodlužuje cyklus, což u zvlášť tlustostěnných a velkých dílců může činit až ekonomický nevhodný dvojnásobek. V takovém případě ale mohou chlazení urychlit separátní chladící kanálky. 2.9.7. Temperace pomocí Ranque-Hilsch vírovou trubicí

Vírové trubice řeší tisíce průmyslových problémů při chlazení nebo ohřívání použitím pouze stlačeného vzduchu jako zdroje síly. Vírová trubice upravuje obyčejný stlačený vzduch do dvou vzduchových proudů, jeden horký a druhý studený. Bez pohyblivých částí, bez elektrické energie, bez freonu mohou vírové trubice vyrábět chlazení až do 1758 W nebo teploty v rozsahu –46 °C až +100 °C použitím pouze filtrovaného stlačeného vzduchu o teplotě 20 °C a tlaku 6.9 bar. Řídící ventil na výfuku horkého vzduchu reguluje teploty a proudění v širokém rozsahu. [18] Jedná se o konstrukčně jednoduché zařízení, které pro chlazení nebo ohřev využívá obyčejného stlačeného vzduchu, jež je upravován do dvou vzduchových proudů (horkého a studeného) (obr. 48, tab. 6). Všeobecně uznávaný výklad teorie říká, že tangenciálně vrtaný stacionární generátor nutí přiváděný stlačený vzduch o tlaku 0,4 až 0,7 MPa rotovat trubicí podél vnitřní stěny směrem k horkému řídícímu ventilu. Část vzduchu vystupuje přes jehlový ventil jako horký výfuk vzduchu a zbývající část je stlačena zpět středem proudu vzduchu, kde se točí, pohybuje pomalu a koná přirozenou výměnu tepla. Vnitřní sloupec vzduchu nechá teplo vnějšímu a vystupuje studeným výfukem. Výhodou tepelné trubice je její pořizovací cena, 41


univerzální použití, velice jednoduchá konstrukce (minimální poruchovost) a minimální náklady na provoz. Mezi její nevýhody patří pomalejší náběh teploty a vyšší hlučnost, která je však omezena při použití tlumiče hluku. [6]

Obr. 48: Princip vírové trubice [18]

Tab. 6: Parametry vírových trubic od firmy VORTEC [18]

Model

106-2-H 106-4-H

Spotřeba stlač.vzduch Pokles u teploty (°C) při 6,9 bar (l/min) 57 34 113

Kapacita tepla (Kcal/hod.)

44

25 64

Spotřeba stlač.vzduch Pokles u teploty (°C) při 5,5 bar (l/min) 47 36 93

41

Kapacita tepla (Kcal/hod.) 21 48

106-8-H

227

45

101

188

42

82

208/208SS-11-H

312

47

161

258

45

126

208/208SS-15-H

425

47

227

351

46

192

208/208SS-25-H

708

37

378

585

37

285

308-35-H

992

42

668

820

40

542

328-50-H

1416

44

756

1170

36

544

328-75-H

2125

47

1134

1755

44

950

328-100-H

2833

43

1512

2340

41

1247

610 CAG

425/708

55,6

227/378

608 Mini CAG

227

424 Thread Guard

113

750*/760

227

-12°C abs. 101

740*/730

425

225

790*/780

708

378

770**

708

378

795*/785

991

625

7970*/7980

1981

1250

797*/787

708

378

797SS*/787SS

708

378

796-6 VorCool

708

378

22815

170 - 425

± 33°C

22825

453- 708

± 33°C

22835

538- 962

± 33°C

220

170- 340

± 33°C

42


3. Experimentální část 3.1. Optimalizace forem

Ve firmě ISOLIT-Bravo bylo vytipováno několik vstřikovacích forem, konkrétně s čísly matric 9671 a 9787, u kterých byl požadavek na kontrolu stávajícího

provedení

chlazení

a

v případě

potřeby

toto

chlazení

optimalizovat tak, aby bylo dosaženo co nejkratších časů a zároveň došlo ke zlepšení homogenity teplot při chlazení. U jednotlivých forem byla provedena simulace chlazení pomocí programu Moldflow Plastics Insight 6.0, zároveň byly pro kontrolu změřeny teploty forem za jejich provozu a to pomocí termokamery a dotykového teploměru. Vytypovaná

místa

byla

dle

potřeby

optimalizována

a

to

jednak

přenastavením technologických parametrů, jednak konstrukční úpravou formy a nebo kombinací obojího. 3.1.1. Vstřikovací forma 9671 3.1.1.1.

Popis formy a jejího chlazení

Forma je ve dvoudeskovém provedení o vnějších rozměrech 1225 × 1096 × 996 s celkovou hmotností 9585 kg. Pohyblivá polovina (obr. 50) obsahuje tvárnici se čtyřmi čelistmi, které jsou ovládané pomocí šikmých kolíků a dvě čelisti

ovládané

válcem.

Vyhazování

standartně

hydraulickým je

pomocí

vyhazovacích

tvořeno

desek

koliků.

a

Vtokový

systém umístěný v pevné polovině (obr. 49) je tvořen horkou tryskou Synventive EZKNG-468, horký vtok dále

ústí

rozváděcích

do

sedmi

kanálů

studených s tunelovým

ústím vtoku pro snadnější odtržení od výrobku. Celá forma dále obsahuje několik

Obr. 49: Pevná polovina formy

43


vložek , z nichž

několik je vyrobeno s vysoce teplo vodivého materiálu

Moldmax®. Chlazení celé formy obstarává několik přepážek fy. DME a to o rozměrech děr ∅20mm a ∅25mm. Voda se k nim přivádí pomocí vrtaných kanálů s ∅12mm. Některé čelisti jsou chlazeny přepážkou o rozměru díry

∅16mm

nebo

vrtaným

kanálem s průměrem díry 12mm. Teplota vody v pevné části se pohybuje kolem 12°C (tvárník je chlazen)

a

teplota

vody

v pohyblivé části se pohybuje kolem

40°C

(tvárnice

je

temperována na 40°C). Pevná polovina obsahuje izolační desku,

čímž

nedochází

ke

Obr.50: Pohyblivá polovina formy

ztrátám tepla z horké trysky do upínací desky stroje. 3.1.1.2.

Výlisek 9671

Tab. 7: Parametry výlisku

Použití

Zadní kryt světlometu

Materiál

PP s plnivem

Materiál (obchodní název) Tl. stěny Hlavní rozměry Smrštění materiálu Teplota formy Teplota vstřikování

Technoprene A60 K6 Black 900 cca. 2mm 640 × 224 × 226 0,5% 20°C – 80°C 230°C

44

Obr. 51: Výlisek 9671


3.1.1.3.

Analýza stávající situace chlazení formy

9671

Dle seřizovací karty firmy Isolit-Bravo byly nastaveny parametry v simulačním programu Moldflow Plastics Insight 6.0 (dále jen MPI). V tabulce 8 je uvedeno nastavení hodnot v programu MPI. Nutno podotknout, že pro případ chlazení nejsou podstatné přesné hodnoty časů, protože hlavním účelem simulace chlazení je určení míst s nedostatečným chlazením. Tab. 8: Hodnoty nastavené v MPI

Teplota formy

50°C

Teplota taveniny

230°C

Čas otevření formy

19,3s

Čas vstřikování + dotlaku + chlazení

36,7s

Tolerance konvergence teploty formy

0,1

Metoda počítání

Ideal

Blok formy A/N

Ano

Dráhy chladících kanálů, které bylo nutno vytvořit v simulaci, byly vzaty z dodaných CAD dat celé formy a v MPI byly upraveny pro potřeby simulace. Protože MPI neobsahoval ve své databázi materiálů materiál, ze kterého je výlisek ve skutečnosti vytvořen, byl v simulaci nahrazen jemu velice podobným materiálem od stejné firmy P-Group a to Technoprene AK6-D. Chyba, která tímto vznikne však neovlivní potenciální „horká“ místa na výlisku, může „pouze“ ovlivnit velikost absolutní teploty v daném místě.

45


Obr. 52: Simulace metodou konečných prvků v MPI, Povrchová teplota výlisku (Temperature (top), part), horní pohled

Obr. 53: Simulace metodou konečných prvků v MPI , Průměrna teplota výlisku (Average temperature, part), horní pohled

46


Obr. 54: Simulace metodou konečných prvků v MPI, Povrchová teplota výlisku (Temperature (top), part), dolní pohled

Obr. 55: Simulace metodou konečných prvků v MPI, Průměrná teplota výlisku (Average temperature, part), dolní pohled

47


Povrchová teplota (Temperature (top), part):

Výsledek ukazuje pouze teplotu na rozhraní plastového výlisku a dutiny formy, tzn. na povrchu výlisku, v okamžiku ukončení cyklu. Používáme tehdy, chceme-li nalézt horká nebo přechlazená místa na výlisku a zda nám neovlivní čas cyklu a deformace. Rozdíl teplot napříč tloušťkou stěny neměl být větší než ±10°C. Dále by neměly být příliš velké rozdíly mezi skutečnou teplotou a námi požadovanou teplotou. Průměrná teplota (Average temperature, part):

Výsledek ukazuje průměrnou teplotu napříč tloušťkou stěny výlisku, vypočítaný na konci času chlazení. Tento teplotní profil je založený na průměrné povrchové teplotě dutiny formy, který zahrnuje i čas otevření formy. Používáme v případech kde jsou tlusté stěny (oblasti) nebo rozvodné kanály, to vytváří nadměrně dlouhé časy chlazení. Teploty by se měly pohybovat pod teplotou vyhození výlisku. Teplotní profil v grafu XY (Temperature profile, part: XY Plot):

Graficky ukazuje teplotní distribuci tloušťkou stěny z horního povrchu do spodního povrchu výlisku. Teplotní rozdíl mezi horní a dolní částí by měl být co nejmenší, doporučená hodnota je dle odborné literatury ±10°C. V případě, že tomu tak není hrozí deformace výrobku. Kónický tvar grafu ukazuje na krátký čas chlazení (místo je nedochlazené) naopak přímí tvar grafu ukazuje na dlouhý čas chlazení (místo je dochlazené). Z výsledků simulace je patrné (obr. 52 až 55) , že výlisek je chlazen homogenně z 80%, obsahuje však několik míst, kde vzrostla jak povrchová teplota, tak i průměrná teplota. Tyto místa bude nutno podrobně analyzovat a případně (pakliže to půjde) optimalizovat. Z obrázků ze simulace, je dále vidět, že průměrná teplota se pohybuje kolem 45°C, což je teplota námi požadovaná. Rozdíly v teplotních polích na výlisku by teoreticky měly být maximálně 20°C. Z obrázků 52 až 55 je však jasně vidět, že toto není

48


dosaženo a maximální rozdíl v teplotách v některých místech dosahuje až 100°C a více. Rozdíl teplot na tvárnici a tvárníku v daném místě by se měl pohybovat do 10°C, to však na několika místech také není dodrženo. Na většině míst je tato podmínka splněna a nehrozí tak deformace výrobku. Je vidět, že vysoké teploty se objevují hlavně v místech výlisku, kde jsou hluboké kapsy nebo tlusté stěny výrobku. Teplo se totiž v těchto místech (dutinách) koncentruje a obtížně uniká pryč (obr. 56). Do těchto míst se musejí aplikovat prvky, které umožní velký odvod tepla a zároveň Obr. 56: Ukázka odvodu tepla v rohu výlisku resp. trnu [16]

jsou úzké a dlouhé. 3.1.1.4.

Detailní analýza míst s vysokou teplotou a

návrh optimalizace těchto míst Oblast č.1 Strana tvárníku

V této oblasti extrémně vrostla povrchová teplota v hluboké dutině. To je

Problémová oblast č.1 na výlisku (117,4°C)

Obr. 57: Snímek termokamery ze strany tvárníku

49


způsobené nedostatečným odvodem tepla z této oblasti. Snímek termokamery tento fakt potvrzuje (obr. 57). Na obrázku 54 je vidět, že povrchová teplota je mnohem větší než průměrná teplota uvnitř stěny plastu (obr. 55). Je to dáno tenkou stěnou plastu a vnitřní teplota stěny plastu v tomto místě již klesla. V tomto místě je tedy nutné lokálně zintensivnit chlazení tak, aby vysoká povrchová teplota klesla na požadovanou teplotu (cca.45°C). Jednou z variant jak tento problém odstranit je v aplikace tepelné trubice do každého jádra tvárníku. Tepelná trubice dostatečně odvede teplo a zároveň výrazněji nenaruší pevnost tvárníku. Pro jistotu byli naměřeny hodnoty teplot v tvarové dutiny formy a to digitálním dotykovým teploměrem (obr. 58, tab. 9). Měření dotykovým teploměrem probíhalo do jedné minuty po vyjmutí výlisku z formy, což sice ovlivnilo velikosti teplot (tvárník byl ochlazován atm. vzduchem o teplotě 20°C), avšak neovlivnilo to rozdíly v teplotách v jednotlivých místech na tvárníku resp. tvárnici. 6 1 7

2 8

3 9 4

5 Obr. 58: Místa teplot na tvárníku měřené dotykovým teploměrem, světle oranžová barva značí materiál Moldmax

50


Tab. 9: Teploty zaznamenané dotykovým teploměrem

Místo

Teplota [°C]

Místo

Teplota [°C]

Místo

Teplota [°C]

1

27,6

4

35,4

7

33,4

2

49

5

27,5

8

29,4

3

48,9

6

32,6

9

37,8

Z teplot z dotykového teploměru je vidět, že chlazení tvárníku je rovnoměrně rozložené po celé oblasti, až na místa 2 a 3. Teploty na tvárníku v těchto místech jsou v průměru až o 18°C větší než teploty v ostatních místech tvárníku. Konkrétně teplota v těchto místech vzrostla na hodnotu 49°C, přičemž průměrná teplota tvárníku je 31,4°C. Konstrukční úprava

Do každé z dutin (místa 2 a 3) byla navržena tepelná trubice (obr. 59). Úprava byla dále odzkoušena v programu MPI. Obě tepelné trubice mají atypické rozměry ∅5-250 a jsou dodány firmou DME na poptávku. V případě, že by se použil standardní rozměr ∅6-250 této firmy, hrozilo by narušení stěny tvárníku a tím jeho celkové poškození.

9671-tvarnik-1_24

Hasco Z94_10×1

DME heat pipe 5250 9671-podložka

Obr. 59: Návrh úpravy v oblasti 1, aplikace dvou tepelných trubic

Jak je vidět na obrázku 60, klesla touto úpravou povrchová teplota z teploty 131°C až na teplotu 63,78°C což je výrazný pokles o 67,22°C.

51


Průměrná

teplota

v tomto

místě klesla z teploty 92°C na teplotu 63,78°C, což je pokles o 28,22 °C (obr. 61). Touto

úpravou

nedosáhlo Obr. 60: Povrchové teploty na výlisku, po úpravě, dolní pohled

se

sice

požadované

teploty 45°C, ale dosáhlo se alespoň

výrazně

menšího

rozdílu mezi těmito teplotami. Pokud

by

v kombinaci ofukováním

úprava s

byla

lokálním studeným

vzduchem, došlo by ještě Obr. 61: Průměrné teploty na výlisku, po úpravě, dolní pohled

k většímu snížení teplot.

Strana tvárnice horká oblast ze strany tvárnice (max. teplota cca. 124,4°C)

Obr. 62: Snímek termokamery ze strany tvárnice

52


V oblasti 1 ze strany tvárnice je zvýšená teplota hlavně uvnitř úzkých dutin a v okolí těchto tvarových jader. Snímek termovize znovu potvrzuje správný odhad horkého místa simulace (obr. 62). Na snímku termokamery je vidět oblast s teplotou kolem 70°C (zelená oblast) a dále oblast s teplotou až 100°C v obou dutinách . Simulace ukazuje povrchovou teplotu kolem 124,4°C a průměrnou teplotu v této oblasti kolem 93,26°C. Měřením dotykovým teploměrem (obr. 63, tab. 10) této oblasti se nezaznamenal žádný nárůst teploty, to mohlo být způsobeno vyrovnáním teplot vlivem tepelné vodivosti formy a částečným ochlazením dutiny na vzduchu (včetně obou jader) při otevírání nástroje. U jader došlo k dobrému odvodu tepla na vzduchu a po jedné minutě se teploty vyrovnaly. 1

Tab. 10 – Teploty zaznamenané dotykovým teploměrem

2 3

4 5

Místo

Teplota [°C]

1

35

2

33,4

3

32,1

4

32,6

5

32

6

33,6

7

33,8

6

7

Obr. 63: Místa teplot na tvárnici měřené dotykovým teploměrem, světle oranžová barva značí materiál Moldmax

Konstrukční úprava

Tuto oblast částečně řeší předešlá úprava. Tj. aplikace dvou tepelných trubic do tvárníku a dále náhrada obou ocelových jader (místa 2 a 5) jádry z

53


tepelně vysoce vodivého materiálu (Moldmax®). Čímž se odvede přebytečné teplo z dutin. U těchto dlouhých jader z tepelně vysoce vodivého materiálu totiž nehrozí hromadění tepla. Z vložek z tepelně vysoce vodivých materiálů musí být jinak teplo přímo odváděno pryč, jinak hrozí jejich brzké ohřátí a následné lokální přehřívání výlisku. Čímž místo aby došlo ke zlepšení naopak dojde ke zhoršení odvodu tepla. Nutno podotknout, že tuto situaci (nechlazené vysoce tepelně vodivé mat.) simulační program neřeší a při návrhu chlazení se vychází ze zkušeností.

Obr. 64: Povrchové teploty na výlisku, úpravách, horní pohled

po

Obr. 65: Průměrné teploty na výlisku, úpravách, horní pohled

Obr. 66: Průměrné teploty na výlisku, původní, iso pohled

po

Obr. 67: Průměrné teploty na výlisku, po úpravách, iso pohled

Na obrázcích 65,67 je vidět, že průměrná teplota celé oblasti po úpravě klesla o cca. 34°C a povrchová teplota v dutinách, po změně materiálu obou trnů, klesla až o 37,5°C (obr. 64). Teplota v oblasti se tak pohybuje mezi 50°C až 65°C což je již vyhovující stav, protože rozdíl teplot zde nepřesahuje 20°C (od teploty 45°C).

54


Oblast č.2 Strana tvárníku

V této oblasti výrobku se teplo koncentruje

nahromaděný

především uvnitř stěny výlisku. V místě na obr.

materiál Ö nárůst teploty

68 je tloušťka stěny až 14mm velká. Zde vzrostla hlavně průměrná teplota a to na 177,4°C. Na snímku z termokamery (obr. 69) je tato teplota až o 52°C větší než požadovaná teplota 45°C.

Obr. 68: Místo s velkou

Čas chlazení je totiž závislý především na

tloušťkou stěny

tloušťce stěny resp. její druhé mocnině, a

Místo

č.2,

velká

tloušťka stěny, teplota 98,8°C


v krátkém čase není možné toto místo uchladit na požadovanou hodnotu. S tímto jsou spojeny i vady výrobku jako jsou propadliny a vstaženiny. Protože však na výlisku nejsou žádné propadliny, hrozí zde spíše skryté vady v podobě již zmíněných vstaženin. Je jasné, že při stávající tloušťce stěny se teplo drží uvnitř tloušťky plastu a čas nutný pro chlazení v tomto místě prudce roste.

55


V tomto případě by bylo dobré provést konstrukční úpravu výrobku to však s ohledem nato, že forma je již v provozu, by bylo příliš neekonomické. Aplikace jakýchkoliv prvků jako jsou tepelné trubice, přepážky atd., v tomto místě, se ukázalo jako neefektivní. Je však možné toto místo intenzivně ofukovat studeným vzduchem při otevírání formy, tím by mělo dojít jednak k homogenizaci teplot a jednak ke zkrácení času nutného pro chlazení. Strana tvárnice

Oblast ze

č.2,

strany

tvárnice


V oblasti 2 ze strany tvárnice je hned několik dutin se zvýšenou teplotou (obr. 70). a) v oblasti úzké a hluboké dutiny tvarové vložky b) v místě úzkého a hlubokého trnu na tvárníku c) v místě s tlustou stěnou plastu

56


V případě místa s vložkou je povrchová teplota několikanásobně větší než průměrná teplota. A situace je zde prakticky stejná jako v „oblasti 1“. V tomto případě je nutné zintensivnit chlazení vložky a případně pokud by to stále nestačilo vytvořit tuto vložku z vysoce tepelně vodivého materiálu (Moldmax ®), čímž se dosáhne odvodu tepla a snížení teploty na špičce vložky. Při měření dotykovým teploměrem (obr. 71, tab. 11) v tomto místě se nezaznamenal žádný nárůst teploty. To by mohlo znamenat, že teplo se sice z vložky odvádí pryč, ale vzhledem k vysokým teplotám na povrchu výlisku dané oblasti, stále nedostatečně. Teplo se také z vložky odvedlo pryč vzduchem v době otevírání nástroje a měření teplot (měření proběhlo do jedné minuty).

1

4

2 5

3

Obr. 71: Místa teplot na tvárnici měřené dotykovým teploměrem, světle oranžová barva značí materiál Moldmax

Tab. 11: Teploty zaznamenané dotykovým teploměrem

Místo

Teplota [°C]

Místo

Teplota [°C]

Místo

Teplota [°C]

1

32,9

3

34,2

5

33,6

2

33

4

33

-

-

57


Konstrukční úprava

Byla zde navržena tepelná trubice (obr. 72) o Ø5mm a délce 365mm, ta má za úkol odvést hlavně teplo ze špičky vložky. Nevýhodou této trubice je však její atypický rozměr a případně se bude muset speciálně objednat u fy. DME. Zajistí se tím však lokální odvod tepla ze špičky vložky a vyrovnání teplot v dané oblasti. Na obrázku 72 je vidět, že úprava je jen minimální zásah do nástroje a nenaruší se tím celá stavba.

Těsnění

DME heat pipe 5325

DR1700_17_3

9671-tvarnica-1_5 Podložka Záslepka Hasco Z94_14 x 1,5

9671-K20pohyb

Obr. 72: Návrh úpravy v oblasti 2, ad) a, aplikace tepelné trubice

Na obrázcích ze simulace (obr. 73, 74), po aplikaci tepelné trubice, je vidět, že povrchová teplota klesla z původní hodnoty 131,6°C na hodnotu 88,4°C což je pokles o 43,17°C. Průměrná teplota klesla v tomto místě na hodnotu 58,37°C, takže pokles činí přibližně 21,8°C. Hodnoty teplot po úpravě však stále nedosahují hodnoty požadované tj. kolem 45°C.

Obr. 73: Povrchové teploty na výlisku, úpravě, horní pohled

po

Obr. 74: Průměrné teploty na výlisku, úpravě, horní pohled

58

po


V místě úzkého trnu a části s tlustou stěnou nelze dost dobře aplikovat žádný konstrukční prvek. Pokles teplot zde částečně řeší tepelná trubice ve vložce, ikdyž ne dostatečně. Doporučuji toto místo intenzivně ofukovat studeným vzduchem při vyhození výrobku z formy. Oblast č.3 Strana tvárnice

místo č.3


Na obrázku 75 je vidět, že další problémovou oblastí je oblast tvarového výstupku na výlisku a to hlavně ze strany tvárnice. V této oblasti je totiž jednak zvětšená tloušťka stěny výrobku (tloušťka stěny je zde 4,8mm) a jednak jsou zde hluboké dutiny. To způsobuje tak výrazný nárůst teploty v tomto místě. Na snímku termovize dosahuje maximální teplota až 96,8°C a rozdíl teplot mezi touto teplotou a průměrnou teplotou dosahuje tedy 52°C.

59


Obrázek ze simulace (obr. 52) v tomto místě ukazuje povrchovou teplotu v rozmezí 62°C až 87°C. Průměrná teplota v místě se zvětšenou tl. stěny dle simulace dosahuje hodnoty 77,42°C (obr. 53). Vnitřní teplota je zde o něco větší to je právě způsobené zvětšenou tloušťkou stěny. Konstrukční úprava

Reálné konstrukční úpravy v tomto místě se ukázaly jako neefektivní. Ať už zde byla aplikována další přepážka nebo tepelná trubice. Proto by toto místo mělo být co nejvíce ofukováno studeným vzduchem. Strana tvárníku

Oblast

č.3,

dutina,

teplota 80°C


Zvýšená teplota v oblasti 3 ze strany tvárníku je v místě hlubokých dutin. Teploty zde nedosahují tak extrémních hodnot, ale požadované teplotě se výrazně vzdalují. Situace se tu podobá oblasti 1 (se strany tvárníku). Teploty na straně tvárníku v této oblasti se na snímku termovize (obr. 76) pohybují kolem 80°C. Rozdíl teplot je tedy 35°C. V simulaci se povrchová

60


teplota pohybuje kolem 77°C (obr. 54) a průměrná teplota kolem 66°C (obr. 55). Rozdíl povrchové teploty v této oblasti a požadované teploty tedy činí 43°C. Dotykový teploměr v tomto místě nezaznamenal žádnou výraznou změnu. Konstrukční úprava

Na straně tvárníku byla navržena tepelná trubice WMG6160 firmy DME (obr. 77). Ta odvede teplo z dutiny a částečně i z oblasti na straně tvárnice, čímž dojde k homogenizaci teplot. Těsnění Heat pipe DME

9671-tvarnik-1_24

Tyc pr8-…..

DR1700 22_3

9671-K20-pevna

WMG6160

Obr. 77: Návrh úpravy v oblasti 3, aplikace tepelné trubice

Je vidět, že povrchová teplota po úpravě klesla z hodnoty 77,78°C na hodnotu 50,98°C (obr. 78), pokles teploty tedy činí 26,8°C. Průměrná teplota klesla z hodnoty 66°C na hodnotu 52,9°C (obr. 79), pokles teploty je tedy 13,1°C. Nynější teploty jsou již v toleranci a jsou tedy vyhovující.

Obr. 78: Povrchové teploty na výlisku, úpravě, horní pohled

po

Obr. 79: Průměrné teploty na výlisku, po úpravě, horní pohled

61


3.1.2. Vstřikovací forma 9787 3.1.2.1.

Jedná

se

o

Popis formy a jejího chlazení

jednonásobnou

formu

o

rozměrech

446×496×673,5

v třídeskovém provedení. Celková hmotnost formy je 1040 Kg. Pohyblivá část formy obsahuje čtyři čelisti, které jsou ovládány pomocí šikmých kolíků. Vyhazovací systém je realizován pomocí stírací desky vedené po dvou vodících kolících a její zpětný pohyb je umožněn pomocí čtyř tlačných pružin. Vtokový systém je realizován jednou horkou tryskou Masterflow MFR30-074TGT. Normalizované prvky formy jsou dodané firmami HASCO a DME. Pevná strana formy je chlazena soustavou vrtaných kanálů o průměru 10mm. Pohyblivá strana formy obsahuje chlazené čelisti, chlazený tvárník a chlazenou ocelovou vložku stírací desky.

Chlazení čelistí je zajištěno

soustavou vrtaných kanálu o průměru 8mm, chlazení tvárníku je zajištěno

Obr. 80: Forma 9787

62


třemi trubicemi a vložka má vrtaný jeden chladící kanál o průměru 8mm. Jednotlivé chladící kanály jsou propojeny hadicemi a tvoří tak šest nezávislých okruhů (obr. 80).

3.1.2.2.

Výlisek 9787

Tab. 12: Parametry výlisku

Použití

Nádoba Ikea

Materiál

SAN

Materiál (obchodní název)

Luran 368 R, firma BASF.

Tl. stěny

2mm 75 × 140 - 290

Hlavní rozměry Smrštění materiálu

0,5%

Teplota formy

40°C – 80°C

Teplota vstřikování

230°C

3.1.2.3.

Obr. 81: Výlisek 9787

Analýza stávající situace chlazení formy

9787

Simulace proběhla v programu MPI s následujícími parametry (tab. 13): Tab. 13: Hodnoty nastavené v MPI

Teplota formy

40°C

Teplota taveniny

240°C

Čas otevření formy

9s

Čas vstřikování + dotlaku + chlazení

22s

Tolerance konvergence teploty formy

0,1

Metoda počítání

Ideal

Blok formy A/N

Ne

63

Tyto parametry spolu s nastavením

kanálů

byly vzaty ze seřizovací karty příloha)

fy.

IB.

(viz.


Tab. 14 – Hodnoty nastavení okruhů

Okruh

Teplota [°C]

Průtok [l/min]

1

11

9

2

11

3.5

3

50

9

4

50

9

5

11

9

6

11

9

Obr. 82: Pozice okruhů na formě 9787

Při stávajícím nastavení okruhů nejsou průtoky vody v okruzích nastaveny optimálně (obr. 82, tab. 14). Reynoldsovo číslo (dále jen Re), by se pro efektivní chlazení, mělo pohybovat v rozmezí 10000 až 20000. V okruhu č.2 je však Re pouze 5783,5, čímž se tento okruh stává z hlediska chlazení neefektivní. Oproti tomu v okruhu č.3 je Re až 34855 velké a v okruhu č.4 je Re až 43569 resp. 31687,

to

má

za

následek

zbytečně velký tlak vody v okruhu

Obr.

83:

Velikost

Reynoldsova

v jednotlivých okruzích, stávající situace

a tím pádem nepřiměřenou zátěž na čerpadlo vstřikovacího lisu.

64

čísla


Z obrázku 84 a 86 vyplývá, že stávající z hlediska

nastavení

okruhů

teplotních

polí

není

ideální.

Rozdíl povrchových teplot na vnější části činí až 32°C. Záměrem zřejmě

Obr. 85: Průměrné teploty na výlisku (Average temperature, part), detail okraje

Obr. 84: Povrchové teploty na výlisku (Temperature (top), part), vnější pohled

bylo „uchladit“ ústí vtoku okruhem v tvárnici (to se podařilo). Ze strany tvárníku (obr. 86) je vidět, že čelo naproti vtoku je naopak přehřáté

(58,01°C),

rozdíl

teplot

v tloušťce stěny je tedy až 27°C. A boky

výlisku

jsou

zde

znovu

podchlazené (19,38°C). Teplo se dále hromadí v okrajové části kýblu (obr. 85), což je dáno záhyby v této části výlisku a větší tl. stěny. Byly

Obr. 86: Povrchové teploty na výlisku (Temperature (top), part),

tedy

navrženy

dvě

úpravy

chlazení a to: o přenastavením okruhů

65

vnitřní pohled


o přenastavením okruhů + konstrukční úprava 3.1.2.4.

Návrh úpravy chlazení nástroje

Úprava přenastavením okruhů

Tab. 15: Hodnoty nastavení okruhů , úprava

Okruh

Teplota [°C]

Průtok [l/min]

1

30

5

2

30

5

3

30

5

4

30

5

5

25

5

6

25

5

Obr. 87: Velikost Reynoldsova čísla v jednotlivých okruzích, po úpravě nastavení

Tato úprava spočívá v tom, že došlo ke sjednocení teplot a průtoků v jednotlivých okruzích (až na kruhy 5 a 6, zde je jiná teplota). Optimalizací kanálů došlo také ke zlepšení hodnot Reynoldsova čísla a tím pádem k zefektivnění celkového chlazení nástroje. Re se nyní pohybuje v rozmezí 10000 a 20000 (obr. 87). Všechny okruhy jsou nastaveny dle tabulky 15.

66


Na obrázku 88 a 90 je vidět, že úpravou došlo k homogenizaci teplot a to jak v tvárnici tak tvárníku. Průměrná teplota je zde kolem 40°C,

Obr. 89: Průměrné teploty na výlisku (Average temperature, part), detail okraje

Obr. 88: Povrchové teploty na výlisku (Temperature (top), part), tvárnice

což je požadovaná teplota. Jediné místo, kde mírně vzrostla teplota je na čele tvárníku (naproti horké trysce, obr. 90). Zde

se teplota pohybuje

kolem 50°C. Rozdíl zde tedy činí 10°C, což je vyhovující. Výhodou tohoto

nastavení

zjednodušení

je

nastavení

výrazné okruhů,

homogennější tepl. pole a nižší teploty čímž se zkrátí čas chlazení .

Obr.

K výraznějšímu snížení teploty na

(Temperature (top), part), tvárník

okraji výlisku však nedošlo (obr.89).

67

90:

Povrchové

teploty

na

výlisku


Úprava přenastavením okruhů + konstrukční úprava

Úprava spočívá v nahrazení ocelové špičky tvárníku špičkou z vysoce tepelně vodivého materiálu (obr. 91, 92). Vložka s tvárníkem je spojena pomoci tvrdého pájení a zajištěna dvěma koliky. Naproti ústí vtoku je ocelová vložka k zachycení toku taveniny. Účelem této úpravy je odstranit horké místo v horní oblasti výlisku (obr. 90), zvýšením odvodu tepla z čela tvárníku. Teplo z vložky je odváděno třemi fontánkami. Vložka (ocel)

Vložka tv. (moldmax)

Kolik Hasco Z25_10×24

Tvárník_57

Obr. 91: Náhled úpravy tvárníku

pájeno

Obr. 92: Náhled výkresu úpravy

68


Touto úpravou došlo ke

snížení

povrchové teploty hlavně v oblasti špičky tvárníku a to na hodnotu kolem 34°C (obr. 93, 95). Celý výlisek má tedy nyní teplotu kolem 41°C s v průměru 5°C rozdílem teplot na

Obr. 94: Průměrné teploty na výlisku (Average temperature, part), detail Obr.

93:

Povrchové

teploty

na

okraje

výlisku

(Temperature (top), part), vnější pohled

výlisku. Při této úpravě dojde k největší homogenizaci

teplot,

snížením

teploty v oblasti špičky tvárníku. Aplikací vložky v této oblasti dojde ke snížení teploty o 20°C. Horké místo na výlisku však zůstalo beze změny (obr. 94).

Obr.

95:

Povrchové

teploty

na

(Temperature (top), part), vnitřní pohled

69

výlisku


4. Vyhodnocení Vstřikovací forma 9671

U této formy je hned několik z hlediska teplot problematických míst. Jednotlivá místa jsou označena jako oblast č.1, oblast č.2 a oblast č.3. Ukázalo se, že největším problémem jsou úzké a hluboké kapsy na výlisku a dále místa s velkou tloušťkou stěny. Do míst s úzkými a hlubokými kapsami byly aplikovány tepelné trubice, které dostatečně odvedly přebytečné teplo a zároveň minimálně narušily jednotlivé části formy. Snahou bylo ochlazovat tepelné trubice již vyvedenými chladícími kanály a tam kde to nebylo možné, tyto chladící kanály co nejjednodušeji dovytvořit. Oblast č.1

Tato oblast je problematická hlavně díky hlubokým kapsám ze strany tvárníku Povrchová teplota zde dosahuje, oproti požadované teplotě (45°C), až 131°C. Po aplikaci dvou tepelných trubic fy. DME ∅5-250 klesla tato teplota až na hodnotu 63,8°C. Na grafech (obr. 96 a 97) průběhu teplot v tloušťce stěny je vidět, že ač došlo k výraznému poklesu teplot, stále nebylo dosaženo požadovaného rozdílu teplot v tl. stěny `10°C. V případě, že by na straně tvárníku bylo aplikováno již zmíněné chlazení vzduchem (z pevné poloviny), došlo by ke zmenšení tohoto rozdílu teplot.

Obr. 96: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi teplotami je 82°C (černá barva) a 67°C (červená barva).

70


Obr. 97: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, po úpravě. Rozdíl mezi teplotami je 21°C (černá barva) a 18°C (červená barva).

Oblast č.2

V této oblasti je nejproblematičtější místo s tloušťkou stěny až 14mm velkou oproti obvyklým 2mm. Průměrná teplota zde dosahuje až hodnoty 177,4°C. V této oblasti se dále nachází hned několik úzkých a hlubokých dutin s maximální povrchovou teplotou až 131,6°C (požadovaná teplota je 45°C). Do jedné z dutin byla aplikována tepelná trubice fy. DME Ø5-365 a teplota zde poklesla až na hodnotu 88,4°C. Místo s velkou tloušťkou stěny se však nepodařilo dostatečně optimalizovat a je nutné jej ochlazovat proudem vzduchu. Na grafech (obr. 98 a 99) průběhu teplot v tloušťce stěny je vidět, že k poklesu rozdílu teplot v tloušťce stěny došlo pouze v těsné blízkostí navržené tepelné trubice. V místech o něco vzdálenějších tepelné trubici prakticky nedošlo k žádnému poklesu teplot. Rozdíl teplot napříč stěnou plastu v žádném případě nedosáhl hodnoty `10°C.

71


Obr. 98: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi teplotami je 119,5°C (černá barva) a 95°C (červená barva).

Obr. 99: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, upravená verze. Rozdíl mezi teplotami je 58°C (černá barva) a 90°C (červená barva).

Oblast č.3

V této oblasti je problematické jednak místo s větší tloušťkou stěny 4,8mm a jednak místa s hlubokými kapsami. Průměrná teplota v místě s tlustou stěnou je 77,4°C (bod T618608 na obr. 100) a maximální povrchová teplota v hluboké kapse je 87°C (bod T618595 na obr. 100). Do těchto míst však nebylo možné účinně aplikovat prvky zlepšující chlazení. Do místa T224116 (obr. 100) byla tedy aplikována tepelná trubice WMG6160 firmy DME, která snížila teplotu dané kapsy z 77°C na 51°C a zároveň měla částečně odvést teplo z celé oblasti. Na grafech (obr. 100, 101) průběhu teplot v tloušťce stěny je vidět, že došlo k poklesu teplot hlavně v těsné blízkosti tepelné trubice. V ostatních místech došlo pouze k minimální změně. V dutině s tepelnou trubicí došlo k výraznému sjednocení teplot na tvárníku a tvárnici. V ostatních místech sice

72


došlo k poklesu teplot, ale rozdíl teplot na straně tvárníku a tvárnici zůstal nezměněn. Bod T1176847 (obr. 101) ukazuje na vyšší průměrnou vnitřní teplotu než jsou oba povrchy výlisku, to je právě dáno větší tloušťkou stěny. Čas nutný k chlazení zde tedy znatelně roste.

Obr. 100: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi teplotami je 34°C (černá barva), 50°C (modrá barva) a 24°C (červená barva).

Obr. 101: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech,upravená verze. Rozdíl mezi teplotami je 31°C (černá barva), 50°C (modrá barva) a 1°C (červená barva).

Vstřikovací forma 9787

Simulace u této formy ukázala na nedostatky v nastavení jednotlivých okruhů, které jednak ovlivnily samotné teploty na výlisku a jednak ovlivnily hydraulické ztráty v okruzích. Při stávajícím nastavení okruhů totiž dochází k přetížení čerpadla vlivem velkých průtoků. Reynoldsovo číslo se zde pohybuje v rozmezí 14872 až 43569 a tlakové ztráty tedy výrazně rostou. Účinnost chlazení se od hodnoty Re = 20000 dále nezvyšuje. Re by se mělo pohybovat v rozmezí 10000 až 20000, což zde není splněno. Po úpravě nastavení okruhů se Re pohybuje v rozmezí 12005 až 16507, což lze brát za vyhovující hodnoty.

73


Přenastavením okruhů došlo dále k homogenizaci teplot na výlisku (obr. 88 a 103). Technologická úprava má oproti konstrukční tu výhodu, že zde nejsou žádné finanční náklady na realizaci. Technologicko-konstrukční úpravou došlo ke snížení teploty hlavně v oblasti špičky tvárníku (obr. 95 a 104), takže rozdíl v teplotních polích činí 9°C. Což je vyhovující stav.

Obr. 102: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi povrchovými teplotami v tloušťce stěny je 40°C (černá barva), 7,5°C (červená barva), 27,5°C (modrá barva), 21,5°C (zlatá barva).

Obr. 103: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi povrchovými teplotami v tloušťce stěny je 12,5°C (černá barva), 0,5°C (červená barva), 0°C (modrá barva), 1°C (zlatá barva).

74


Obr. 104: Průběh teplot v tloušťce stěny v daných místech, původní verze. Rozdíl mezi povrchovými teplotami v tloušťce stěny je 3°C (černá barva), 0°C (červená barva), 0°C (modrá barva), 1°C (zlatá barva).

Na grafu (obr. 102) je rozdíl teplot (v tloušťce stěny) v některých místech větší než `10°C. Největší rozdíl teplot je v bodě T59451 (obr. 102), ten je 40°C. Po přenastavení okruhů došlo ke snížení a homogenizaci teplot, čímž se snížil rozdíl teplot v tloušťce stěny. V bodě T59968 (obr. 103) je však stále velký rozdíl teplot (rozdíl je 12,5°C). Po konstrukční úpravě spolu s přenastavením okruhů došlo i v tomto bodě T59596 (obr. 104) ke snížení rozdílu teplot. Rozdíly v teplotách napříč stěnou jsou nyní maximálně 10°C, což je vyhovující stav. V místě označeném „zlatou“ barvou (T49909 obr. 102) je mnohem větší průměrná teplota, než povrchová teplota. To je právě dáno zvětšenou tloušťkou stěny v tomto místě a střed plastu zde nestačil zamrznout. Toto místo by bylo dobré, při otevírání nástroje, chladit studeným vzduchem.

5. Závěr

Teoretická část diplomové práce charakterizuje problematiku chlazení vstřikovacích forem, popisuje návrh chladících kanálu (vrtaných) a popisuje normalizované konstrukční prvky používané ve vstřikovacích formách. Dále je v ní popsáno několik nekonvenčních způsobů chlazení vstřikovacích forem. V experimentální

části

byla

provedena

simulace

chlazení

metodou

konečných prvků v programu Moldflow Plastics Insight 6.0 a to u dvou vstřikovacích forem 9671 a 9787. Analýzy byly nastaveny dle hodnot

75


používaných ve firmě ISOLIT Bravo a nemohlo tedy dojít k rozdílným výsledkům mezi simulací a skutečností. Výsledky měření teplotních polí termokamerou se shodovaly s analýzou v programu MPI. Stejných teplot mezi skutečností a analýzou však dosaženo nebylo, to je dáno pokračujícím chladnutím výlisku na vzduchu v průběhu měření termokamerou a použitím jiného materiálu v simulaci u výlisku „9671“. Rozdíl v teplotách mezi skutečností a simulací se pohybuje v rozmezí 15°C až 25°C. Pro výlisek „9671“ byla použita síť s 53126 elementy a pro výlisek „9787“ byla použita síť s 18875 elementy, to je pro přesnou analýzu chlazení dostatečný počet a zároveň nehrozí dlouhá doba výpočtu. U výlisku „9671“ nebylo dosaženo homogenního teplotního pole. V některých místech je povrchová teplota o více než 50°C větší než požadovaná teplota 45°C. Průměrná teplota překračuje požadovanou teplotu dokonce o 132°C. Je to dáno nadměrně velkou tloušťkou stěny v oblasti č.2 (konstrukční chyba). Čas chlazení tedy v tomto případě nelze dostatečně zkrátit. U výlisku „9787“ bylo dosaženo nejen homogennějších teplotních polí, ale i požadovaného zkrácení času cyklu. Okraj výlisku (obr. 94) je nutné dodatečně chladit vzduchem.

76


6. Literatura

[1]

HENDRYCH, J., WEBER, A., DOLEŽAL, J.: Standardizace rámů a součástí forem pro vstřikování termoplastů. Praha, SNTL 1986

[2]

ŘEHULKA, Z.: Konstrukce výlisků z plastů a forem pro zpracování plastů. ISBN 80-86604-16-0

[3]

ŠAFAŘÍK, M.: Nástroje pro tváření kovů a plastů cvičení. Liberec: TU v Liberci, 1991. ISBN 80-7083-014-X

[4]

KREBS, J.: Teorie zpracování nekovových materiálů – část 1. Liberec: TU v Liberci, 2001. ISBN 80-7083-449-8

[5]

BĚHÁLEK, L, LENFELD, P., AUSBERGER, A., POUPA, T.: Temperace vstřikovacích forem s ohledem na vlastnosti a morfologii výstřiků, Strojírenská technologie, roč. 10, 2005, str. 9-13, ISSN 12114162

[6]

BĚHÁLEK, L.: Speciální temperační prostředky, In SOVA, A. – KREBS, J. : Termoplasty v praxi, Verlag Dashöfer, Nakladatelství spol. s r.o., Praha, s.12, 2004, ISBN 80-86229-15-7

[7]

ŠAFAŘÍK, M.: Nástroje pro tváření kovů a plastů I. Liberec: TU v Liberci, 1987.

[8]

BĚHÁLEK, L.: Teplotní analýza vstřikovacích forem s ohledem na kvalitu plastových výrobků, TU Liberec, 2004, ISBN 80-7083-856-6

[9]

SHOEMAKER, J.: Moldflow Design Guide, USA 2006, ISBN-10:3-446-40640-9

[10]

BEAMOUNT, J.P., NAGEL, R., SHERMAN, R.: Successful Injection Molding, 2002, ISBN 3-446-19433-9

[11]

GRIES, H.: Kühlen oder temperierung?. Kunststoffberater, 2000, č.11, str. 34-35

[12]

WOLANSKY, C.: Höhere Produktivität Kunststoffberater, 1998, č.9, str. 38-46

[13]

KÖLZ, A.: Werkzeug-temperierung-Möglichkeiten Bauelemente. Kunststoffberater, 1997, č.11, str. 54-60

[14]

GEORG, M., EDELMANN, O.: Rapid Tooling: LaserCusing macht Dampf. Kunststoffberater, 2003, č.11, str. 32-34

77

und

mehr

Qualität.

normalisierter


[15]

LaserCUSING.: Effektive Flächenkühlung, Zykluszeiten optimierenmit innovation Technologiekonzepten der HOFMANN Innovation Group AG, prospekty fy. Hofmann Innovation Group AG

[16]

MENGES, G, MICHAELI, W, MOHREN, P.: How to Make Injection Molds Third Edition, ISBN 1-56990-282-8

[17]

Firemní dokumentace firem HASCO, DME, STRACK, CUMSA

[18]

Firemní dokumentace fy. VORTEC

[19]

Moldflow Plastics Insight Help release 6.0

[20]

http://www.mecobond.de/english/index.htm

[21]

http://www.ampcometal.com/common/datasheets/ampco_plastic_broc hure.pdf 10.3.2007

[22]

http://plastics.bayer.com/plastics/emea/en

78

10.3.2007

10.3.2007

Prohlášení

Byl(a) jsem seznámen(a) s tím, že na mou diplomovou práci se plně vztahuje zákon č. 121/2000 Sb. o právu autorském, zejména § 60 – školní dílo. Beru na vědomí, že Technická univerzita v Liberci (TUL) nezasahuje do mých autorských práv užitím mé diplomové práce pro vnitřní potřebu TUL. Užiji-li diplomovou práci nebo poskytnu-li licenci k jejímu využití, jsem si vědom povinnosti informovat o této skutečnosti TUL; v tomto případě má TUL právo ode mne požadovat úhradu nákladů, které vynaložila na vytvoření díla, až do jejich skutečné výše. Diplomovou práci jsem vypracoval(a) samostatně s použitím uvedené literatury a na základě konzultací s vedoucím diplomové práce a konzultantem. V Liberci dne 25.5.2007

Declaration

I have been notified of the fact that Copyright Act No. 121/2000 Coll. applies to my thesis in full, in particular Section 60, School Work. I am fully aware that the Technical University of Liberec is not interfering in my copyright by using my thesis for the internal purposes of TUL. If I use my thesis or grant a license for its use, I am aware of the fact that I must inform TUL of this fact; in this case TUL has the right to seek that I pay the expenses invested in the creation of my thesis to the full amount. I compiled the thesis on my own with the use of the acknowledged sources and on the basis of Consultation with the head of the thesis and a consultant.

In Liberec of the day 25.5.2007

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní. Studijní program M Strojní inženýrství. Strojírenská technologie zaměření tváření kovů a plastů

Recommend Documents