1 EINLEITUNG UND ZIELSETZUNG - cleaner-production.de · different part testings in order to generate general testing criteria. For a systematic analysis of different process control

BMBF-Vordr. 3831/03.07_2

Berichtsblatt

1. ISBN oder ISSN geplant

2. Berichtsart (Schlussbericht oder Veröffentlichung) Schlussbericht

3. Titel Qualitätssicherung bei der Herstellung von Kunststoffmedienleitungen mittels der innovativen Wasserinjektionstechnik

5. Abschlussdatum des Vorhabens 31.03.2010

6. Veröffentlichungsdatum Oktober 2008

4. Autor(en) [Name(n), Vorname(n)] Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Walter Michaeli Dipl.-Ing. Oliver Grönlund Dipl.-Ing. Moritz Gründler

7. Form der Publikation Fachzeitschrift

9. Ber. Nr. Durchführende Institution

10. Förderkennzeichen 01RI05196 – 01RI05200

8. Durchführende Institution(en) (Name, Adresse) Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Pontstraße 49, 52062 Aachen (Koordinator), (01RI05196) A. Schulman GmbH, Hüttenstrasse 211, 50170 Kerpen, (01RI05198) Staatliche Materialprüfungsanstalt (MPA), Grafenstraße 2, 64283 Darmstadt, (01RI05197) PME fluidtec GmbH, Gewerbestraße 3, 77966 Kappel-Grafenhausen, (01RI05200) Polytec Automotive GmbH & Co. KG, Black-u.-Deckerstraße 25, 65510 Idstein, (01RI05199)

11. Seitenzahl 208

13. Literaturangaben 39

14. Tabellen 28

12. Fördernde Institution (Name, Adresse) Bundesministerium für Bildung und Forschung (BMBF) 53170 Bonn

15. Abbildungen 111

16. Zusätzliche Angaben

17. Vorgelegt bei (Titel, Ort, Datum)

18. Kurzfassung Die Wasserinjektionstechnik (WIT) ist ein innovatives Verfahren zur Herstellung polymerer Hohlkörper im Spritzgießprozess. Eine große Herausforderung besteht jedoch bei funktionellen Hohlräumen wie Medienleitungen in der Sicherstellung einer fehlerfreien und reproduzierbaren Hohlraumausbildung. In diesem BMBF-Projekt wurden am Beispiel eines Kfz-Kühlwasserrohres unter-schiedliche Prüfinstrumente bezüglich ihrer Möglichkeiten der Qualitäts- und Prozessüberwachung untersucht und bewertet. Weiterhin wurden die Rohre unterschiedlichen Bauteilprüfungen unterzogen. Das Ziel war die Ermittlung allgemeingültiger praxis-gerechter Prüfkriterien. Um die Möglichkeiten der Prozessüberwachung systematisch untersuchen zu können, ist in dem Forschungsvorhaben von den Projektpartnern A. Schulman GmbH, Kerpen, Staatliche Materialprüfungsanstalt (MPA) Darmstadt, PME fluidtec GmbH, Kappel-Grafenhausen, Polytec Automotive GmbH & Co. KG, Idstein und dem Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Aachen ein serien-naher WIT-Prozess realisiert und ein entsprechendes Mess- und Prüfsystem konzipiert und aufgebaut worden. Im Bereich der Prozessüberwachung wurden die Ultraschall-Überwachung und die Infrarotthermographie eingesetzt. Darüber hinaus wurden WIT-spezifische Prozessgrößen online erfasst. Die mit dieser Prüftechnik durchgeführten Versuchsreihen belegten deren Tauglichkeit bezüglich der Qualitätssicherung. Die Ultraschallmessung ist sehr gut zur Online-Überwachung lokaler Restwanddicken geeignet. Die Implementierung in ein Prozessüberwachungssystem ist vergleichsweise einfach, jedoch muss zunächst die Korrelation zwischen Ultraschalllaufzeit und Restwanddicke durchgeführt werden. Die Infrarotthermographie hat sich als taugliches Instrument zur Inline-Bauteil-charakterisierung erwiesen.. Eine vollständige Online-Qualitätskontrolle der Bauteile alleine anhand des Verlaufs der Prozess-größen war nicht möglich, jedoch kann die Überwachung der Prozessgrößen bzw. die Bildung von Prozesskennwerten helfen, Prozessstörungen in der Serienfertigung frühzeitig zu erkennen und zu beheben. 19. Schlagwörter Fluidinjektionstechnik, Qualitätssicherung, Medienleitung, Wasserinjektionstechnik, WIT, Spritzgießsonderverfahren

20. Verlag

21. Preis

BMBF-Vordr. 3832/03.07_2

Document Control Sheet

1. ISBN or ISSN

2. type of document (e.g. report, publication) Final report

3. title Qualitätssicherung bei der Herstellung von Kunststoffmedienleitungen mittels der innovativen Wasserinjektionstechnik (Quality control for the production of plastics media ducts produced by the innovative water injection technique)

5. end of project 31 March 2010

6. publication date October 2008

4. author(s) (family name, first name(s)) Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Walter Michaeli Dipl.-Ing. Oliver Grönlund Dipl.-Ing. Moritz Gründler

7. form of publication Journal article

9. originator’s report no.

10. reference no. 01RI05196 – 01RI05200

8. performing organization(s) (name, address) Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Pontstraße 49, 52062 Aachen (Koordinator), (01RI05196) A. Schulman GmbH, Hüttenstrasse 211, 50170 Kerpen, (01RI05198) Staatliche Materialprüfungsanstalt (MPA), Grafenstraße 2, 64283 Darmstadt, (01RI05197) PME fluidtec GmbH, Gewerbestraße 3, 77966 Kappel-Grafenhausen, (01RI05200) Polytec Automotive GmbH & Co. KG, Black-u.-Deckerstraße 25, 65510 Idstein, (01RI05199)

11. no. of pages 208

13. no. of references 39

14. no. of tables 28

12. sponsoring agency (name, address) Bundesministerium für Bildung und Forschung (BMBF) 53170 Bonn

15. no. of figures 111

16. supplementary notes

17. presented at (title, place, date)

18. abstract The water injection technique (WIT) is an innovative process for producing polymeric hollow parts by injection molding. A challenge arises insuring a zero-defect and reproducible formation of the hollow space for functional hollow parts such as media ducts. During this BMBF-Project, various testing instruments were analyzed and evaluated concerning their possibilities for quality and process control. The evaluations were done using a car coolant duct as example. These media ducts were then analyzed by different part testings in order to generate general testing criteria. For a systematic analysis of different process control options, a serial production oriented process was implemented during this research project by the following project partners: A. Schulman GmbH, Kerpen, Staatliche Materialprüfungsanstalt (MPA) Darmstadt, PME fluidtec GmbH, Kappel-Grafenhausen, Polytec Automotive GmbH & Co. KG, Idstein and the Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Aachen. This process was controlled by a specific measuring and testing system consisting of ultrasonic control and thermal imaging as well as specific process factors according to the WIT process. The series of experiments demonstrate the usability of the testing technology concerning the tasks of quality control. The ultrasonic measurement is well suited for online control of local residual wall thicknesses. Implementing it into a process control system is relatively simple, but a correlation between the ultrasonic runtime and the residual wall thickness has to be determined. The thermal imaging is considered as a useful instrument for inline part characterization. A complete online quality control of the parts produced only based on the course of the process factors was not fully possible. But a control of the process factors and calculating the respective process key indicators helps detecting process interferences during serial production and thus eliminating them.

19. keywords Fluid injection technique, quality control, media duct, water injection technique, WIT, special injection molding technique

20. publisher

21. price

Kurzveröffentlichung Die Wasserinjektionstechnik (WIT) ist ein innovatives Verfahren zur Herstellung polymerer Hohlkörper im Spritzgießprozess. Eine große Herausforderung besteht jedoch insbesondere bei funktionellen Hohlräumen wie Medienleitungen in der Sicherstellung einer fehlerfreien und reproduzierbaren Hohlraumausbildung. In einem umfangreichen BMBF-Forschungsvorhaben wurden am Beispiel eines Kfz-Kühlwasserrohres unterschiedliche Prüfinstrumente bezüglich ihrer Möglichkeiten der Qualitäts- und Prozessüberwachung untersucht und bewertet. In einem weiteren Schritt wurden die Rohre unterschiedlichen Bauteilprüfungen unterzogen. Das Ziel dieser Untersuchungen war die Ermittlung allgemeingültiger praxisgerechter Prüfkriterien. Um die Möglichkeiten der Prozessüberwachung systematisch untersuchen zu können, ist in dem Forschungsvorhaben von den Projektpartnern A. Schulman GmbH, Kerpen, Staatliche Materialprüfungsanstalt (MPA) Darmstadt, PME fluidtec GmbH, Kappel-Grafenhausen, Polytec Automotive GmbH & Co. KG, Idstein und dem Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Aachen ein seriennaher WIT-Prozess realisiert und ein entsprechendes Mess- und Prüfsystem konzipiert und aufgebaut worden. Im Bereich der Prozessüberwachung wurden die Ultraschall-Überwachung und die Infrarotthermographie eingesetzt. Darüber hinaus wurden WIT-spezifische Prozessgrößen online erfasst. Die mit dieser Prüftechnik durchgeführten umfangreichen Versuchsreihen belegten deren Tauglichkeit bezüglich einer umfassenden Qualitätssicherung. Die Ultraschallmessung ist sehr gut zur Online-Überwachung lokaler Restwanddicken geeignet. Die Implementierung in ein Prozessüberwachungssystem ist vergleichsweise einfach, jedoch muss zunächst die Korrelation zwischen Ultraschalllaufzeit und Restwanddicke für das jeweilige Prozessfenster und Material durchgeführt werden. Die Infrarotthermographie hat sich als taugliches Instrument zur Inline-Bauteilcharakterisierung erwiesen. Einerseits können die nach der Entformung ermittelten Oberflächentemperaturen mit den Restwanddicken korreliert und andererseits Bauteilfehler in der Restwand anhand des Wärmebildes identifiziert werden. Eine vollständige Online-Qualitätskontrolle der Bauteile alleine anhand des Verlaufs der Prozessgrößen war nicht möglich, jedoch kann die Überwachung der Prozessgrößen bzw. die Bildung von Prozesskennwerten helfen, Prozessstörungen in der Serienfertigung frühzeitig zu erkennen und zu beheben. Bild: Korrelation zwischen Ultraschalllaufzeit und Restwanddicke

Abschlussbericht Projektträger: Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt (DLR) Förderkennzeichen: 01 RI 05196 – 01 RI 05200 Akronym: BMBF QS WIT F&E-Thema: Qualitätssicherung bei der Herstellung von Kunststoffmedienleitungen mittels der innovativen Wasserinjektionstechnik Laufzeit: 01.02.2006 – 31.03.2010 Koordinator: Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV) an der RWTH Aachen 01RI05196 Projektpartner: Technische Universität Darmstadt

Zentrum für Konstruktionswerkstoffe Staatliche Materialprüfungsanstalt Darmstadt Fachgebiet und Institut für Werkstoffkunde 01RI05197 A. Schulman GmbH 01RI05198 Polytec Automotive GmbH & Co. KG 01RI05199 PME fluidtec GmbH 01RI05200

Aachen, 30. September 2010

INHALTSVERZEICHNIS i

1 EINLEITUNG ....................................................................................................................... 1

1.1 Ausgangssituation ............................................................................................................................... 1 1.2 Zielsetzung ........................................................................................................................................... 2

2 STAND DER TECHNIK ......................................................................................................... 3

2.1 Wasserinjektionstechnik (WIT) ......................................................................................................... 3 2.2 Ultraschall-Prüfung ............................................................................................................................ 5 2.3 Infrarot-Thermographie (IR)............................................................................................................. 7 2.4 Konventionelle Messtechnik ............................................................................................................... 8 2.5 Methoden der Rohrprüfung (Erstellt durch MPA) ......................................................................... 9

2.5.1 Zeitstand-Innendruck ...................................................................................................................... 11 2.5.1.1 Prüfung nach Norm ............................................................................................................... 11 2.5.1.2 Prüfung nach Prüfvorschriften der Automobilhersteller ....................................................... 13

2.5.2 Berstdruck ...................................................................................................................................... 14 2.5.3 Druckschwellprüfung ..................................................................................................................... 16

2.5.3.1 Prüfung nach Norm ............................................................................................................... 17 2.5.3.2 Prüfung nach Prüfvorschriften der Automobilhersteller ....................................................... 18

2.5.4 Charakterisierung des Versagensverhaltens ................................................................................... 20

3 ANLAGEN- UND WERKZEUGTECHNIK ............................................................................. 22

3.1 Spritzgießmaschinen ......................................................................................................................... 22 3.2 WIT-Anlage ....................................................................................................................................... 23 3.3 Werkzeuge und Formteile ................................................................................................................ 23 3.4 Injektortechnik .................................................................................................................................. 25

3.4.1 Eingesetzte Injektoren .................................................................................................................... 25 3.4.2 Injektorvergleich ............................................................................................................................ 26

3.5 Sensorik .............................................................................................................................................. 28 3.5.1 Temperatur ..................................................................................................................................... 28 3.5.2 Drucksensoren ................................................................................................................................ 29 3.5.3 Massestromsensoren ....................................................................................................................... 29 3.5.4 IR-Erfassung ................................................................................................................................... 29 3.5.5 US-Messtechnik ............................................................................................................................. 30

3.6 Bauteilcharakterisierung .................................................................................................................. 31 3.6.1 Kugelfalltest ................................................................................................................................... 31 3.6.2 Bestimmung der Restwanddicke (RWD)........................................................................................ 31

3.7 Zeitstand-Innendruckprüfanlage (Erstellt durch MPA) ............................................................... 32 3.7.1 Aufbau der Zeitstand-Innendruckprüfanlage .................................................................................. 32 3.7.2 Versuchsdurchführung.................................................................................................................... 34

3.8 Berstdruckprüfanlage (Erstellt durch MPA) ................................................................................. 35 3.8.1 Aufbau der Berstdruckprüfanlage .................................................................................................. 35 3.8.2 Versuchsdurchführung.................................................................................................................... 40

3.9 Druckschwellprüfanlage (Erstellt durch MPA) ............................................................................. 41 3.9.1 Aufbau der Druckschwellprüfanlage .............................................................................................. 42

INHALTSVERZEICHNIS ii

3.9.1.1 Prüfanlagenkörper ................................................................................................................. 42 3.9.1.2 Speicherprogrammierbare Steuerung .................................................................................... 45 3.9.1.3 Benutzerschnittstelle PC ....................................................................................................... 45

3.9.2 Versuchsdurchführung.................................................................................................................... 47

4 MATERIALENTWICKLUNG ............................................................................................... 49

4.1 Entwicklung und Optimierung der Materialien ............................................................................. 49 4.2 Durchführung des Scale-Up ............................................................................................................. 51 4.3 Ergebnis der Materialentwicklung .................................................................................................. 52

5 UNTERSUCHUNGEN ZU DEN MÖGLICHKEITEN DER PROZESSÜBERWACHUNG ............... 53

5.1 Versuchsmaterialien ......................................................................................................................... 53 5.2 Voruntersuchungen .......................................................................................................................... 53

5.2.1 Ermittlung von Materialkennwerten mittels US-Messzelle ............................................................ 54 5.2.2 Durchführung der Spritzgießversuche ............................................................................................ 57 5.2.3 Ermittlung der theoretischen US-Laufzeit mittels Abkühlrechnung ............................................... 58

5.3 Prozessuntersuchungen .................................................................................................................... 64 5.3.1 Prozessbeschreibung / Versuchsdurchführung ............................................................................... 64 5.3.2 US-Untersuchungen ....................................................................................................................... 69 5.3.3 IR-Temperaturmessungen .............................................................................................................. 72 5.3.4 Ermittlung charakteristischer Kenngrößen ..................................................................................... 75

5.4 Bewertung .......................................................................................................................................... 84

6 UNTERSUCHUNGEN ZUR LEBENSDAUERVORHERSAGE DER HERGESTELLTEN BAUTEILE87

6.1 Zeitstand-Innendruck ....................................................................................................................... 88 6.1.1 Ergebnisse ...................................................................................................................................... 89 6.1.2 Interpretation der Ergebnisse .......................................................................................................... 91

6.2 Berstdruck ......................................................................................................................................... 92 6.2.1 Ermittlung von Basiswerten als Bezugsgröße ................................................................................ 92 6.2.2 Ermittlung von Intensitäten der jeweiligen Einflussgrößen ............................................................ 95 6.2.3 Interpretation der Ergebnisse .......................................................................................................... 97

6.3 Druckschwellprüfung ....................................................................................................................... 97 6.4 Charakterisierung des Versagensverhaltens .................................................................................. 99

6.4.1 Inaugenscheinnahme ...................................................................................................................... 99 6.4.2 Bildgebende Verfahren................................................................................................................. 101 6.4.3 Analyse der Druckbelastung ......................................................................................................... 109

7 FAZIT .............................................................................................................................. 112

8 LITERATUR .................................................................................................................... 115

9 ANHANG ......................................................................................................................... 118

9.1 Injektorvergleich ............................................................................................................................. 118 9.2 Vorversuche ..................................................................................................................................... 121

INHALTSVERZEICHNIS iii

9.3 Prozessuntersuchungen 1K-Verfahren ......................................................................................... 123 9.4 Prozessuntersuchungen 2K-Verfahren ......................................................................................... 125 9.5 Prozessuntersuchungen Spülprozess ............................................................................................. 128

1 EINLEITUNG 1

1 EINLEITUNG

Das diesem Bericht zugrunde liegende Vorhaben wurde mit Mitteln des Bundesministeriums für Bildung und Forschung unter dem Förderkennzeichen 01RI05196 gefördert. Im Folgenden werden die Arbeiten und Ergebnisse dieses Projekts dargestellt. Der Projektträger Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt (DLR) unterstützte die Forschungsarbeiten.

Der Forschungsverbund setzt sich aus folgenden Mitgliedern zusammen:

Firmen Firmensitz Förderkennzeichen

A. Schulman GmbH Kerpen 01RI05198

PME fluidtec GmbH Kappel-Grafenhausen 01RI05200

Polytec Automotive GmbH & Co. KG Idstein 01RI05199

Hochschulinstitute Firmensitz Förderkennzeichen

Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV) an der RWTH Aachen

Aachen 01RI05196

Technische Universität Darmstadt Zentrum für Konstruktionswerkstoffe Staatliche Materialprüfungsanstalt Darmstadt Fachgebiet und Institut für Werkstoffkunde

Darmstadt 01RI05197 (Teilvorhaben 2)

1.1 Ausgangssituation

Die Fluidinjektionstechnik (FIT) stellt ein industriell etabliertes Spritzgießsonderverfahren zur Herstellung polymerer Hohlkörper dar. Der Verfahrensablauf gliedert sich folgendermaßen: Nach dem Einspritzen des Polymers in die Kavität wird mit Hilfe eines geeigneten Injektors ein Prozessfluid in dickwandige noch schmelzeflüssige Bereiche des Bauteils eingeleitet und die Polymerschmelze in noch nicht vollständig gefüllte oder kurz zuvor erweiterte Kavitätsbereiche verdrängt. Dadurch entstehen Hohlräume im Inneren des Bauteils, über die ein gleichmäßig wirkender Fluidnachdruck aufgebracht werden kann. Insbesondere die Verfahrensvariante Gasinjektionstechnik (GIT) findet immer dann Verwendung, wenn bei dickwandigen Formteilen Einfallstellen vermieden, Verzug kompensiert, die Zykluszeit reduziert, Material gespart oder wenn der Werkzeuginnendruck verringert werden soll. Typische Anwendungen sind stabförmige Bauteile (z.B. Armlehnen) und großflächig verrippte Bauteile (z.B. Fernsehergehäuse). Damit ist das Potenzial der FIT jedoch längst nicht ausgereizt. Durch die permanente Forderung nach Kostensenkung durch Einsparung von Arbeitsschritten und Funktionsintegration entstehen neue Anwendungsgebiete. Das zurzeit wohl wichtigste stellt die Herstellung von Medienleitungen oder auch „funktionaler Hohlräume“ dar. Als Beispiel sei hier eine Kühlmittelleitung für den

1 EINLEITUNG 2

Automotive-Bereich erwähnt, welche sowohl hinsichtlich Designvorgaben als auch Funktionsintegration herkömmlichen Lösungen überlegen ist.

Eine weitere Verfahrensvariante der FIT stellt die seit 1998 am IKV, Aachen, entwickelte Wasserinjektionstechnik (WIT) dar. Besonders bei anspruchsvollen Anwendungen, wie der funktionellen Hohlraumbildung, bietet die WIT Vorteile gegenüber der GIT. Aufgrund der höheren Wärmekapazität des Prozessmediums Wasser ist mit der WIT eine signifikante Zykluszeitreduktion erreichbar. Darüber hinaus findet eine Fixierung der inneren Hohlraumoberfläche statt, sodass ein Zerfließen der Schmelze nach der Hohlraumausbildung wirksam verhindert wird. Dadurch sind deutlich größere Bauteilquerschnitte realisierbar.

Zusammengefasst bietet die WIT das Potenzial qualitativ hochwertige funktionelle Hohlräume wirtschaftlich im Spritzgießprozess zu produzieren. Eines der schwerwiegendsten Hemmnisse für eine breite Anwendung der WIT in der industriellen Praxis besteht jedoch darin, dass bisher praktisch noch keine speziellen, auf die Wasserinjektionstechnik abgestimmten Qualitätssicherungssysteme existieren. Wie auch beim konventionellen Kompaktspritzgießen ist eine geeignete Prozessüberwachung die Basis für eine effiziente und dennoch zuverlässige Qualitätssicherung. Neben der Überwachung der vom Spritzgießen bekannten Prozessgrößen, wie Werkzeuginnendruckverläufen, Temperaturen, Einspritzdrücken etc., bietet sich bei der WIT die zusätzliche Überwachung verfahrensspezifischer Größen, wie Wasserdruck, -volumenstrom und -temperatur, an. Darüber hinaus bietet die Ultraschallprüftechnologie die Möglichkeit, die Restwanddicke des Bauteils noch im Spritzgießwerkzeug zu erfassen.

1.2 Zielsetzung

Im Rahmen des Projektes soll eine Systematik zur Prozessüberwachung für die Wasserinjektionstechnik entwickelt und erprobt werden, welche einen umfassenden Ansatz zur Qualitätssicherung ermöglicht. Dieses stellt die Grundlage für eine weitere Verbreitung der Wasserinjektionstechnik (WIT) in der industriellen Praxis dar. Anhand eines Vorserienformteils in Form eines Kühlwasserrohres sollen zunächst unterschiedliche Konzepte zur online Prozessüberwachung, d. h. während der Bauteilherstellung, und inline Prozessüberwachung, d. h. direkt nach der Bauteilherstellung, auf ihre Möglichkeiten und Grenzen untersucht werden, die Qualität der Formteile zu charakterisieren. Um abschätzen zu können, inwiefern die unterschiedlichen Konzepte tatsächlich in der Lage sind, die Qualität der Bauteile abzubilden, ist es Ziel, geeignete, für Kühlwasserleitungen allgemeingültige Prüfmethoden zu entwickeln und diese für die hergestellten Bauteile anzuwenden.

2 STAND DER TECHNIK 3

2 STAND DER TECHNIK

2.1 Wasserinjektionstechnik (WIT)

Die Wasserinjektionstechnik ist ein innovatives Verfahren, welches eine hocheffiziente

Herstellung polymerer Hohlkörper ermöglicht [MBP99, MBK00, MJL01, Jün04, GOvK05,

NN05a, NN05b]. Sie stellt neben der Gasinjektionstechnik eine verbreitete Verfahrensvariante

der Fluidinjektionstechnik (FIT) dar.

Der grundsätzliche Verfahrensablauf ist für alle Verfahren der FIT gleich. Der

Formteilbildungsprozess ist zweigeteilt. Zunächst wird das Polymer, wie beim

konventionellen Spritzgießen, in die Kavität eingespritzt. Dabei bildet sich an den kalten

Kavitätswänden eine eingefrorene Randschicht aus, während die Schmelzeseele noch flüssig

ist. In diese schmelzeflüssige Seele wird nach einer gewissen Verzögerungszeit ein

Prozessfluid injiziert, das die Schmelze entweder in zunächst ungefüllte (Aufblasverfahren)

oder zusätzlich geöffnete / freigegebene Kavitätsbereiche (Nebenkavitäten-Verfahren /

Kernzugverfahren) oder zurück in den Schneckenvorraum (Masserückdrück-Verfahren)

verdrängt. Das Fluid formt so einen Hohlraum aus und treibt die Fließfront bis zur

vollständigen Ausformung des Spritzgussteils voran. Nach der vollständigen Füllung der

Kavität kann über das Fluid (beliebig lang) Nachdruck aufgebracht werden. Abbildung 2.1

zeigt schematisch den Verfahrensablauf der verschiedenen Varianten.

Zu den Vorteilen der FIT gegenüber dem konventionellen Spritzgießen gehören: Die

Reduzierung der Restkühlzeit, eine Materialeinsparung, eine Verringerung von Schwindung

und Verzug und die Realisierung von langen Fließwegen [Jün04]. Darüber hinaus bietet die

FIT die Möglichkeit, Bauteile mit funktionellen Hohlräumen, z.B. Medienleitungen,

wirtschaftlich herzustellen. Insbesondere im Automotive-Bereich bietet die FIT das Potenzial,

die Produktionskosten bei großen Stückzahlen durch Verkürzung der Zykluszeit,

Materialersparnis und Funktionsintegration und damit Reduktion von Prozessschritten

signifikant zu senken.

An Medienleitungen werden verschiedenste Ansprüche gestellt. Hierzu zählen insbesondere:

chemische Beständigkeit gegenüber entsprechenden Medien, mechanische Festigkeit über

dem gesamten Einsatztemperatur- und Druckbereich, hohe fluidseitige Oberflächenqualität.

Die steigenden Ansprüche hochwertiger Spritzgussbauteile können oft durch Kombination

mehrerer Sonderverfahren erfüllt werden. Großes Potenzial hat u.a. die Kombination des

Sandwich-Spritzgießens mit der FIT. Mehrschichtige rohrförmige Bauteile können so im

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Bild 2.1

Verfahrensvarianten der Fluidinjektionstechnik

Nebenkavitätenverfahren

Schmelzeinjektionund -nachdruck

Fluidinjektion

Fluidnachdruck

Kernzugverfahren


Fluidinjektion,Kern zurückziehen

Fluidnachdruck

Masserückdrückverfahren


Fluidinjektion undFluidnachdruck

Aufblasverfahren

Teilfüllung mitSchmelze

Fluidinjektion

Fluidnachdruck

a)

b) d)

c)

[Bru98]


Spritzgießprozess kostengünstig hergestellt werden. Der Prozess läuft dabei zunächst analog

zum Sandwich-Spritzgießen ab. Während der Einspritzphase wird zuerst eine bestimmte

Menge Hautmaterial in der Kavität vorgelegt. Anschließend wird durch denselben Anguss das

Kernmaterial eingespritzt, welches sich in der Hautkomponente ausbreitet und deren

Fließfront weiter in der Kavität vorantreibt. Nach der Einspritzphase wird das Prozessfluid in

die Kernkomponente eingeleitet und bildet innerhalb dieser den gewünschten Hohlraum im

Bauteil. Prinzipiell sind alle Verfahrensvarianten der FIT durchführbar. Der Prozessablauf der

Verfahrenskombination Sandwich-Spritzgießen und FIT ist am Beispiel des Aufblas-

verfahrens in Abbildung 2.2 dargestellt.

Um den verschiedenen Anforderungen hochwertiger Medienleitungen gerecht zu werden, ist

es sinnvoll, mehrere Werkstoffe zu verwenden. So kann die mechanische Festigkeit eines

Bauteils durch glasfaserverstärkte Kunststoffe in der äußeren Komponente (Hautkomponente)

sichergestellt werden, während ein zweiter Werkstoff im Inneren (Kernkomponente) für die

erforderliche Barrierewirkung und Oberflächenqualität des Strömungskanals sorgt [Arp04,

Kos98].

Die GIT ist dabei, insbesondere bei Anwendungen der funktionellen Hohlraumbildung,

diversen Einschränkungen unterworfen. Insbesondere bei größeren Bauteildurchmessern

(> 30 mm) führt die GIT zur Bildung signifikant größerer Restwanddicken als die WIT.

Hieraus resultieren ein erhöhter Materialverbrauch und, aufgrund mangelnder Kühlwirkung,

unwirtschaftlich hohe Zykluszeiten. Weiter besteht bei ungünstiger Prozessführung die Gefahr

des Aufschäumens der fluidseitigen Oberfläche.

Die WIT wurde 1998 am Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV), Aachen, in Anlehnung an

die bekannte und seit Jahren etablierte Gasinjektionstechnik (GIT), entwickelt [MBG99].

Motivation für die Entwicklung der WIT war einerseits eine Reduzierung der Zykluszeiten

verglichen zur GIT und andererseits eine Erweiterung des Anwendungsspektrums der FIT,

insbesondere in Richtung größerer Bauteildurchmesser. Durch den Einsatz von Wasser als

Prozessmedium werden die Kühlzeiten im Spritzgießzyklus deutlich reduziert [Poh99,

MLGW04]. Die WIT hat das Potenzial, Produkte zu ermöglichen, bei denen die GIT an ihre

wirtschaftlichen und prozesstechnischen Grenzen stößt [BG99, MJ02]. Ein weiterer Vorteil

der WIT besteht in der deutlich höheren erreichbaren fluidseitigen Oberflächenqualität, da

nach Absenken des Wasserdrucks kein Aufschäumen mehr stattfindet [MJ02].

Für einige Materialien (z.B. glasfaserverstärkte Polyamide) hat sich allerdings gezeigt, dass

die fluidseitige Oberflächenqualität deutlich verbessert werden kann, wenn der Wassersäule

voraus eine Inertgasblase durch das Bauteil getrieben wird. Die so genannte WIT mit

Gasvorlage vereint im Prinzip die Vorteile der GIT mit denen der WIT. Die Gasblase bildet

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Bild 2.2

Sandwich-Spritzgießen + WITProzessablauf beim Aufblasverfahren

Hautmaterial Kernmaterial

SchmelzeinjektionHaut

SchmelzeinjektionKern

Wasserinjektionund Nachdruck

Entformung


einen „thermischen Puffer“, der ein sofortiges Erstarren und Vermischen der Schmelze mit

Wasser durch Kontakt mit dem Wasser während der Bildung des Hohlraums verhindert.

Auswaschungen von Glasfasern aus der Polymerschmelze werden dadurch ebenfalls

verhindert. Die Gasblase sorgt für eine lunkerfreie Ausbildung des Hohlraums, während die

Innenwand durch das unmittelbar folgende Wasser gekühlt wird [NN03, URL07b].

Obwohl für die WIT schon erste Serienanwendungen bestehen [JHS+04, Jun07, Jün04,

Wol07], konnte sie sich bei anspruchsvollen Anwendungen, wie Kühlwasserrohren im Kfz-

Bereich, bisher kaum etablieren. Grund hierfür ist einerseits die mangelnde Akzeptanz der

noch jungen Technologie WIT seitens der Anwender und die noch aufwändige Umsetzung in

die industrielle Praxis andererseits. Insbesondere existieren bislang keine hinreichenden

Qualitätskontroll- bzw. -sicherungssysteme für die hohen Qualitätsanforderungen der

Automotive-Branche.

Die Überwachung der vom konventionellen Spritzgießen bekannten Prozessgrößen, wie z.B.

Werkzeuginnendruck oder –temperatur, ist bei der FIT bislang nur begrenzt aussagefähig.

Im Rahmen des Vorhabens soll untersucht werden, inwiefern mit Hilfe der Ultraschall (US)-

Prüftechnologie und der Infrarot (IR)-Thermographie zerstörungsfrei online bzw. inline

Aussagen über WIT-spezifische Qualitätsmerkmale wie Restwanddicke,

Restwanddickenverteilung, Lunkerbildung etc. gemacht werden können. Im Folgenden

werden diese, nicht auf die Kunststofftechnik beschränkten, Prüfmittel sowie ihre

Funktionsweise erläutert.

2.2 Ultraschall-Prüfung

Ultraschall-Untersuchungen sind unverzichtbarer Bestandteil moderner Diagnostik. Wichtige

Anwendungsfelder sind u. a. Ultraschallanwendung in der Human- und Tiermedizin

(Sonografie) und die zerstörungsfreie Werkstoffprüfung. Die Ultraschall-Prüfung ist ein

bewährtes Verfahren zum Fehlernachweis, zur Wanddickenmessung und zur

Charakterisierung der Materialeigenschaften von Stahl und Eisenerzeugnissen [Fri88]. Die

maximal erreichbare Prüftiefe beträgt dabei bis zu 10 m [KK86]. Die Ultraschall-Prüfung

wird aber auch bei anderen Werkstoffen, wie Kunststoffen, erfolgreich zur Produkt- und

Verfahrensanalyse eingesetzt [Grü04].

Beim so genannten Impuls-Echo-Verfahren fungiert der Ultraschall-Prüfkopf als Sender und

Empfänger der Schallwellen, sodass eine einseitige Erfassung der Wanddicke von

Hohlkörpern möglich ist. Der Ultraschallsender wird durch kurze elektrische Impulse in

mechanische Schwingung versetzt. Das so erzeugte Schallsignal wird über eine


Vorlaufstrecke in den Prüfgegenstand eingekoppelt. Im Formteil werden die Schallwellen

aufgrund unterschiedlicher Schallwellenwiederstände (Produkt aus Materialdichte und

Schallgeschwindigkeit) an Hohlräumen oder Schichtgrenzen reflektiert [KK86]. Bei der

Wanddickenmessung findet die Reflexion an der Rückwand statt. Aufgrund des Umfangs der

gesamten Thematik Ultraschall-Prüfung wird an dieser Stelle nicht weiter auf die Theorie

eingegangen. Die physikalischen Grundlagen zur Schallerzeugung, -einkopplung, -ausbreitung

und -reflexion sind anschaulich in [KK86, Lin10, Sta04] beschrieben.

Bei bekannter Schallgeschwindigkeit c und Schalllaufzeit t, die den zeitlichen Abstand

zwischen Sendeimpuls bzw. Vorlaufstreckenecho (bei Sensoren mit Vorlaufstrecke) und

Rückwandecho darstellt, lässt sich die Formteilwanddicke s über folgende Formel berechnen

[BW87]:

2tcs ⋅= (Gl. 2.1)

Die Schalllaufzeit wird üblicherweise anhand des A-Bilds ermittelt. Das A-Bild liefert eine

grafische Darstellung der am Empfänger anliegenden elektrischen Spannung u(t) und somit

eine Aussage über den am Empfänger detektierten Schalldruck. Die Zeitachse wird mit dem

Aussenden eines Schallimpulses synchronisiert.

Wenngleich die Wanddickenmessung mittels Ultraschall in der Extrusion und dem

Blasformen seit Jahrzehnten erfolgreich praktiziert wird, existieren einige

verfahrensspezifische Herausforderungen bei der WIT, welche die Online-

Wanddickenmessung im Spritzgießwerkzeug ungleich erschweren. So weist die zur

Berechnung der Wanddicke notwendige Schallgeschwindigkeit eine große Abhängigkeit von

Temperatur und Druck auf. Dieses wiegt besonders schwer vor dem Hintergrund, dass der

Spritzgießprozess sehr hohe zeitliche und örtliche Temperaturgradienten aufweist. Zudem

weisen Kunststoffe eine überdurchschnittlich hohe Dämpfung, d.h. einen hohen

Schwächungskoeffizienten α, auf, welcher temperaturabhängig ist und in der

Erstarrungsphase ein Maximum durchläuft. Zudem sind viele praxisrelevante

Spritzgießformmassen mit Füllstoffen, wie etwa Glasfasern oder

-kugeln, versehen, welche einen zusätzlichen verstärkenden Einfluss auf die

Schallschwächung bedingt durch Streuung haben. Darüber hinaus muss bei der

Restwanddickenmessung bei der WIT das Echo von der Grenzfläche Kunststoff/Wasser

detektiert werden, die einen sehr viel geringeren Impedanzunterschied aufweist als die

Grenzfläche Kunststoff/Luft, welche beim Blasformen oder der Extrusion vorliegt. Die


letztgenannten Punkte führen dazu, dass es bereits eine beträchtliche technische

Herausforderung darstellt, Ultraschallsignale entsprechend den Randbedingungen des WIT-

Prozess geeignet einzukoppeln und zu detektieren.

2.3 Infrarot-Thermographie (IR)

Die für die IR-Thermographie notwendigen Informationen werden aus der für den Menschen

nicht sichtbaren Wärmestrahlung bezogen. Die Anwendungsfelder reichen von einfachen

Bewegungs- und Brandmeldern bis hin zu Ernteprognosen und Grenzüberwachungen aus der

Luft [SK04]. Eine weitere praxisrelevante Anwendung ist die thermographische Diagnose, ein

bildgebendes Verfahren zur flächigen Temperaturmessung. Mit Hilfe der so genannten

Infrarotthermographie lassen sich die verschiedensten Probleme des Alltags lösen. Hierzu

zählen die Kontrolle und Fehlerdetektion im Bauwesen, medizinische Diagnoseverfahren und

die zerstörungsfreie Werkstoffprüfung. In der Kunststofftechnik hat sich die Infrarottechnik

besonders bei der Qualitätskontrolle in der Folienextrusion durchgesetzt, da sie berührungs-

und damit zerstörungsfrei arbeitet und zeitlich sehr dynamische Ergebnisse liefert [Grü04].

Bei der Infrarotmesstechnik wird der physikalische Effekt ausgenutzt, dass alle Körper mit

einer Temperatur oberhalb des absoluten Nullpunktes eine elektromagnetische Strahlung

abgeben. Für Körpertemperaturen unterhalb ca. 525 °C liegt die Strahlung im infraroten

Bereich des elektromagnetischen Spektralbandes und ist für das menschliche Auge nicht

sichtbar. Die physikalischen Grundlagen der elektromagnetischen Strahlung sind u.a. in

[Grü04, NN04, Blu96] dargestellt. Eine Infrarotkamera misst die von einem Objekt

abgegebene Infrarotstrahlung und bildet sie ab. Da die Infrarotstrahlung eine Funktion der

Oberflächentemperatur eines Objektes ist, kann das Messsystem diese Temperatur berechnen

und darstellen.

Die von der Kamera gemessene Strahlung hängt neben der Temperatur auch vom

Emissionsgrad des beobachteten Objekts ab. Auch in der Umgebung des Objekts wird

Strahlung emittiert, die vom Objekt reflektiert wird. Die Strahlung des Objekts und die

reflektierte Strahlung werden auch von der Absorption der Atmosphäre beeinflusst.

Moderne Infrarotkameras können diese Auswirkungen kompensieren und die Temperaturen

exakt bestimmen, sofern der Emissionsgrad des Objekts, die Umgebungstemperatur, der

Abstand zwischen Objekt und Kamera und die relative Luftfeuchte bekannt sind.

Bei der Infrarot-Überwachung von Kunststoffen, z.B. zur Kühlkanaloptimierung von

Werkzeugen, wird der Effekt ausgenutzt, dass aufgrund der schlechten Wärmeleitfähigkeit die

Temperaturen im Bauteilinneren (während oder unmittelbar nach der Verarbeitung) deutlich


höher liegen. Dies trifft besonders für lokale Masseanhäufungen oder Wanddickensprünge zu.

Während der Formgebung (das Verfahren ist dabei von untergeordneter Bedeutung) wird der

Kunststoffoberfläche die jeweilige Temperatur des (meist metallischen) formgebenden

Werkzeugs aufgeprägt. Aus wirtschaftlichen Gründen wird dieses verlassen, sobald

Dimensionsstabilität erreicht ist. Infolge von Homogenisierungsvorgängen im Bauteil steigt

die Oberflächentemperatur typischerweise anschließend leicht an, während Temperaturspitzen

im Bauteilinneren durch Wärmeleitungsvorgänge abgebaut werden. Im Rahmen der

Untersuchungen soll überprüft werden, ob die inline direkt nach der Entformung ermittelten

Oberflächentemperaturen mit den resultierenden Restwanddicken korrelierbar sind.

Insbesondere lokale Massenanhäufungen oder Lunker machen sich im Wärmebild als

besonders heiße bzw. kalte Flecken bemerkbar, wodurch grundsätzlich ein großes Potenzial

zur Detektion derartiger Effekte gegeben ist.

Der WIT-Prozess erfordert, die IR-Temperaturmessung inline, also nach der Entformung

durchzuführen, da das Werkzeug bis zum Zyklusende geschlossen ist. Zudem ist es sinnvoll,

das Bauteil zu entnehmen, da das temperierte Werkzeug einerseits eine nicht unerhebliche

Störstrahlung für die Kamera emittiert und andererseits der Prozess unnötig aufgehalten

würde. Wie oben beschrieben, ist es ohnehin sinnvoll, das Temperaturprofil in der Restwand

durch eine kurze Verzögerung zu homogenisieren und damit ggf. die vom Werkzeug

aufgeprägte Oberflächentemperatur anzuheben. Um den Einfluss der Störstrahlung aus der

Umgebung zu minimieren, sollte die Messung in einer mattschwarz lackierten Kiste

durchgeführt werden.

2.4 Konventionelle Messtechnik

Neben den oben beschriebenen speziellen Untersuchungsverfahren, Ultraschall-Prüfung und

Infrarot-Thermographie, kommt bei der WIT auch die für das konventionelle Spritzgießen

etablierte Sensorik zum Einsatz. Hierzu zählen insbesondere Temperaturmessung an der

Kavitätswand, Einspritzgeschwindigkeit, Einspritzdruck sowie die Messung des

Werkzeuginnendrucks. Allein anhand der Werkzeuginnendruckkurve lässt sich der

Spritzgießprozess, speziell der Übergang zwischen Einspritz- und Nachdruckphase, sowie das

Nachdruckprofil optimieren und damit die Bauteilqualität signifikant steigern. Der

Werkzeuginnendruck korreliert mit wichtigen Formteilmerkmalen, wie Gewicht, Grad der

Ausformung, Gratbildung, Einfallstellen sowie Schwindung und Verzug. Für das

konventionelle Spritzgießen erbringt das Protokollieren dieser wenigen Prozessgrößen den

Qualitätsnachweis und ermöglicht darüber hinaus das frühzeitige Erkennen von

Abweichungen im Fertigungsprozess.


Diese Zusammenhänge gelten jedoch uneingeschränkt nur für das Kompaktspritzgießen. Bei

der Fluidinjektionstechnik ist die Aussagefähigkeit eingeschränkt. So kann z. B. der

Werkzeuginnendruck, bei entsprechender Position in der Kavität, beliebig über den

Fluid(halte)druck beeinflusst werden und liefert dabei keine konkrete Aussage zur

Bauteilqualität.

Die gegenwärtige Forschung beschäftigt sich mit der Ermittlung von WIT-spezifischen

Qualitätsmerkmalen zur Prozesskontrolle und -überwachung. Daher ist es nahe liegend, zur

Prozesscharakterisierung, analog zu Einspritzgeschwindigkeit und -druck beim

Kompaktspritzgießen, Informationen über die Fluidinjektion, wie den Fluidvolumenstrom,

Fluiddruck und die Fluidtemperatur aufzuzeichnen. Die Anordnung dieser fluidspezifischen

Sensoren wird in Abschnitt 3.5 erläutert.

Die Volumen-/ Massestromsensoren arbeiten nach dem Prinzip der Coriolis-

Massedurchflussmessung. Wird eine in Bewegung befindliche Masse einer Schwingung quer

zur Bewegungsrichtung ausgesetzt, so treten (abhängig vom Massestrom) Corioliskräfte auf.

Bei einem Coriolis-Massedurchfluss-Messgerät werden die Messrohre dazu in Schwingung

versetzt. Fließt ein Medium (= Masse) durch diese schwingenden Messrohre, so entstehen

Corioliskräfte. Die dadurch veränderte Rohrschwingungsgeometrie wird mittels Sensoren ein-

und auslaufseitig als „Phasendifferenz“ erfasst, vom Messsystem ausgewertet und daraus der

Massedurchfluss abgeleitet. Die Schwingfrequenz der Messrohre selbst ist zudem ein direktes

Maß für die Messstoffdichte. Die Messgenauigkeit beträgt bei diesem Messprinzip ± 0,1 %

vom Messwert [URL07a]. Mit dem Massedurchfluss und der Dichte kann dadurch auch der

Volumenstrom bestimmt werden.

Die im Spritzgießprozess erfassten Messkurven werden auf charakteristische Kenngrößen hin

untersucht und auf mögliche Korrelation zu Qualitätsmerkmalen überprüft. Hierbei steht die

zerstörungsfreie Beurteilung der Hohlraumqualität im Vordergrund. Bislang können die

Hohlräume nur mithilfe der so genannten Kugelfalltests beurteilt werden. Hierbei wird mit

Hilfe von Kugeln verschiedenen Durchmessers der Hohlraum auf Durchgängigkeit und

erforderliche Querschnittsfläche über der Formteillänge überprüft.

2.5 Methoden der Rohrprüfung (Erstellt durch MPA)

Die Auswahl geeigneter Methoden der Rohrprüfung leitet sich primär aus dem geplanten

Verwendungszweck ab. Dabei gilt es zu beachten, dass vorhandene Einflüsse aus Gestalt und

Herstellungsverfahren berücksichtigt werden, um eine zutreffende Aussage über die

Eigenschaften und Güte der Rohre anstellen zu können. Daher werden in den folgenden


Abschnitten diejenigen Prüfvorschriften und Regelwerke zu den jeweiligen Prüfmethoden

genannt, die den Erfordernissen für ein thermoplastisches Kunststoffrohr für den automobilen

Kühlkreislauf, hergestellt durch die Wasserinjektionstechnik (WIT) im besten Maß

entsprechen. Die Qualität der neuen Bauteilklasse WIT-Rohr für den automobilen

Kühlerbereich kann erst anhand grundsätzlicher Untersuchungen und im Abgleich mit den

Anforderungen seitens der Automobilhersteller definiert werden. Die Prüfvorschriften der

Automobilhersteller für Medienleitungen im Kühlerbereich beziehen sich bisher auf

Elastomerschläuche. Angepasste Prüfvorschriften, welche die besonderen Eigenschaften von

WIT-Rohren aus Polyamid 6.6 GF 30 berücksichtigen, sind bisher noch nicht erarbeitet

worden. (Erste offiziell an der MPA-Darmstadt beauftragte Untersuchungen an WIT-

Polyamidrohren entsprachen inhaltlich den Prüfvorschriften für Elastomerschläuchen.) Auch

bei den Normen kann nicht auf einen zusammengefassten Ablauf von Prüfungen für diese

neue Bauteilklasse zurückgegriffen werden. Einzelne Prüfungen nach Norm, oder in

Anlehnung daran, sind jedoch erforderlich, um die, von den Automobilherstellern geforderten

und aus technischer Sicht erforderlichen Eigenschaften für das Bauteil Medienleitung im

Kühlerbereich nachzuweisen. Die äußerst aufwendigen und sehr umfangreichen

Medienverträglichkeitsuntersuchungen die seitens der Automobilhersteller gefordert werden

zeigen verstärkt die grundsätzliche Eignung des Werkstoffes für den geplanten

Verwendungszweck auf und können im begrenzten Rahmen dieses Forschungsprojektes nicht

berücksichtigt werden. Bei der vorliegenden Arbeit wurde die werkstofftechnische Analytik

und Einordnung der Medieneinflüsse auf die Bereiche thermooxidative Schädigung und

Einfluss von Glykol beschränkt. Der Schwerpunkt der Untersuchungen liegt in den Bereichen

mechanisches Verhalten und Langzeitstabilität. Diese Bereiche repräsentieren die

grundsätzliche Funktionsfähigkeit und Gebrauchstauglichkeit des WIT-Rohres. Der Nachweis

der Funktionsfähigkeit kann durch Kurzzeitversuche erbracht werden. Der Nachweis der

Gebrauchstauglichkeit kann nur durch angepasste Langzeitversuche erbracht werden. Dabei

werden die verschiedenen Einflüsse separat, oder als Komplexbeanspruchung überlagert, über

Zeiträume bis zur geforderten Bauteillebensdauer untersucht. Eine Steigerung der Intensität

des jeweiligen Einflusses innerhalb eines charakteristischen Bereiches des Materialverhaltens

führt zu verschiedenen Erkenntnisgewinnen. Zunächst lässt sich durch die Steigerung der

Einflüsse gegenüber den anwendungspraktischen Größenordnungen eine schnellere und damit

ökonomischere Prüfungsdauer erzielen. Voraussetzung dafür ist jedoch eine Skalierung der

Steigerungsrate der individuellen Parameter anhand der Werte, die durch Prüfvorschriften,

oder Regelwerke vorgegeben wurden. Weitere Erkenntnisse lassen sich durch die Variation

der verschiedenen Einflüsse gewinnen. Hier kann sehr gut die Sensitivität der Einzeleinflüsse

und der komplexen Wirkungsweise der überlagerten Einflüsse gezeigt werden. Aus der


Kenntnis der Wirkungsweise und der anteiligen Größenordnungen der beteiligten Einflüsse

lassen sich Interaktionsbeziehungen ableiten, die für Entwickler und Konstrukteure ein

wertvolles Hilfsmittel für die Bemessung von Bauteilen für ähnliche

Anwendungsbedingungen darstellen.

2.5.1 Zeitstand-Innendruck

Der Zeitstand-Innendruckversuch ist die bewährte Prüfmethode um das Langzeitverhalten und

damit die Gebrauchstauglichkeit von Kunststoffrohren festzustellen. Seit den 1950er Jahren

wurde das Verfahren maßgeblich von Seite MPA Darmstadt mitentwickelt. Aus der Prüf- und

Überwachungstätigkeit zum Zweck der Gütesicherung von Kunststoffrohren für den Gas- und

Wasserleitungsbereich hat sich ein potenter Erfahrungsschatz herausgebildet. Auf dieser

Grundlage konnte das Prüfverfahren stetig verbessert werden. Zusätzlich erfolgten

Validierungen anhand ausgebauter Rohre, die bis zu 40 Jahren im Betrieb genutzt wurden.

Die vorhergesagten Lebensdauern für diese Rohre konnten durch die praktischen Zeitstand-

Innendruckprüfungen treffsicher bestätigt werden. Für die klassischen Rohrwerkstoffe

Polyvinylchlorid und Polyethylen im Betrieb als Gas-, oder Wasserleitung lassen sich daher

sehr gut zutreffende Aussagen über die Lebensdauer machen. Die aktuell gültige, nationale

Prüfvorschrift zur Bestimmung des Zeitstand-Innendruckverhaltens ist die DIN 16887, 1990-

07. Auf internationaler Ebene ist die DIN EN ISO 1167-1, 2006-05 als Prüfnorm zur

Ermittlung der praktischen Ergebnisse zu verwenden. Auf diesen Ergebnissen aufbauend

erfolgt durch die Verwendung der DIN EN ISO 9080, 2003-10 die Bestimmung des Zeitstand-

Innendruckverhaltens. Die Prüfvorschriften der Automobilbauer sind deutlich einfacher

gehalten und beschränken sich inhaltlich bisher auf das Erreichen einer Mindestlebensdauer

bei vorgegebenen Lasten. Eine Variation der Prüfparameter Druck und Temperatur zum

Zweck einer Lebensdauerabschätzung mittels Extrapolation ist nicht vorgesehen.

2.5.1.1 Prüfung nach Norm

Die DIN 16887, 1990-07, Prüfung von Rohren aus thermoplastischen Kunststoffen,

Bestimmung des Zeitstand-Innendruckverhaltens gibt die Vorgehensweise zur praktischen

Ermittlung der Zeitstandkurven und die Methode zur Extrapolation von Lebensdauern anhand

erhöhter Prüftemperaturen an. Je Prüftemperatur sind drei unterschiedliche Druckstufen mit 5

Prüfkörpern je Druckstufe zu wählen. Die Wahl der Druckstufen soll dabei je 3

Bruchereignisse in den Zeitspannen 10 bis 100, 100 bis 1000, 1000 bis 10000 und mehr als

10000 Stunden ergeben. Insgesamt sind die zuvor beschriebenen Prüfungen bei mindestens 3

unterschiedlichen Prüftemperaturen nach Vorgabe durchzuführen. Die Beschreibung der


Prüfkörpergeometrie und die Versuchsdurchführung schließen die Beschreibung der

praktischen Ermittlung der drei Zeitstandkennlinien ab. Die Auswertung der Ergebnisse

erfolgt anhand einer Ausgleichsgeraden durch die Ergebnisse in einem doppelt-

logarithmischen Diagramm. Hier wird zwischen der einfachen Form einer Geraden und einem

Polygon aus zwei linearen Anteilen unterschieden. Beiden gemein muss sein, dass 97,5 %

aller Ergebnisse oberhalb dieser Grenzen liegen müssen. Fasst man die drei ermittelten

Zeitstandkennlinien in einem Diagramm zusammen, können anhand tabellarisch vorgegebener

Extrapolationsfaktoren die Standzeiten bei beliebigen Temperaturen unterhalb der höchsten

Prüftemperatur ermittelt werden. Diese Vorgehensweise wird mit der Tatsache begründet,

dass Bruchvorgänge bei höheren Temperaturen früher auftreten und Extrapolationen von

höheren Prüftemperaturen auf niedrigere Betriebstemperaturen somit möglich sind. Die

Ermittlung von Standzeiten wird durch eine Tabelle bis zu einer Extrapolationszeitgrenze von

maximal 50 Jahren begrenzt und durch die Erfahrungen mit Betriebszeiten von

Kunststoffrohren von 50 Jahren begründet. Die DIN EN ISO 1167-1, 2006-05, Rohre,

Formstücke und Bauteilkombinationen aus thermoplastischen Kunststoffen für den Transport

von Flüssigkeiten – Bestimmung der Widerstandsfähigkeit gegen inneren Überdruck – Teil 1:

Allgemeines Prüfverfahren (ISO 1167-1:2006); Deutsche Fassung EN ISO 1167-1: 2006

beschreibt wie in DIN 16887 die Vorgehensweise zur praktischen Prüfung und Ermittlung der

Prüfergebnisse. Jedoch werden hier die einzuhaltenden Prüfparameter detaillierter

beschrieben. Die ermittelten Prüfergebnisse sind gemäß der normativen Verweisung durch die

DIN EN ISO 9080 auszuwerten. Die DIN EN ISO 9080, 2003-10, Kunststoff-Rohrleitungs-

und Schutzrohrsysteme, Bestimmung des Zeitstand-innendruckverhaltens von

thermoplastischen Rohrwerkstoffen durch Extrapolation (ISO 9080:2003), Deutsche Fassung

EN ISO 9080:2003 beschreibt das Standard-Extrapolationsverfahren (SEM) durch das

Zeitstandkennlinien rechnerisch ermittelt werden können. Für die Ermittlung der Basiswerte

wird gefordert, dass je Temperaturstufe mindestens 30 Prüfergebnisse bei 5 regelmäßig

verteilten Druckstufen zu erzeugen sind. Dabei müssen 4 Ergebnisse über 4000 Stunden

Lebensdauer und ein Ergebnis über 9000 Stunden Lebensdauer vorliegen. Für das SEM sind

zwei, oder mehr Temperaturstufen erforderlich, wobei der Betriebstemperaturbereich des

geprüften Rohrs zwischen diesen Temperaturstufen eingeschlossen sein sollte. Die Auswahl

des erforderlichen Extrapolationszeitfaktors erfolgt wie auch in DIN 16887 nach einer

angegebenen Tabelle. Die Extrapolationszeitgrenze wird bei diesem Verfahren, ohne weitere

Begründung, auf maximal 100 Jahre begrenzt.


2.5.1.2 Prüfung nach Prüfvorschriften der Automobilhersteller

Bei den Automobilherstellern sind die Vorgaben für eine Zeitstand-Innendruckprüfung der

jeweiligen Kühlkreislaufkomponenten und deren Werkstoffen nach sehr unterschiedlich. Im

Folgenden wird tabellarisch die aktuelle Situation aufgezeigt.

1 2 3 6

Medium:

60 % Kühlmittel und

40 % Wasser

60 % Kühlmittel und

40 % Wasser

50 % Kühlmittel

und 50 % Wasser

50 % Kühlmittel

und 50 % Wasser

Medien-

temperatur: 135°C 135°C

von -30 bis 130°C

nach

Zyklusvorgabe

von -40 bis 135°C

nach

Zyklusvorgabe

Innendruck: 2,0 bar 2,0 bar

0 bis 3,0 bar nach

Zyklusvorgabe 5,0 bar konstant

Dauer: 1500 h 1500 h 6 Zyklen je 7 h

10 Zyklen je 350

min

anschließend

Restbelastbarkeit in

Druckschwellprüfung

bis max 60000 LW

anschließend

Restbelastbarkeit in

Druckschwellprüfung

bis max 30000 LW

Tabelle 2.1: Statische Lagerung gemäß Prüfvorschriften der Automobilhersteller.

Die Nummern 1, 2, 3 und 6 entsprechen den nachfolgenden Prüfvorschriften:

1, VW AG, Prüfvorschrift Ag-99-03, KU-Bauteile aus PA 6.6, glasfaserverstärkt im

Kühlkreislauf, statische Langzeitprüfung: konstanter Innendruck und konstante Temperatur

2, VW AG, Konzernnorm TL 523 61, Kühlmittelschläuche mit Aramid-Festigkeitsträger,

statische Langzeitprüfung: konstanter Innendruck und konstante Temperatur

3, Daimler Chrysler AG, A 210 006 40 99, Pruefvorschrift Kuehlwasserschlauch

6, BMW AG, QV 11057, Qualitätsvorschrift Kupplungselemente PA6.6 GF30


2.5.2 Berstdruck

Eine wesentliche Grundlage zur Beurteilung der Funktionsfähigkeit eines Rohres bildet die

Ermittlung des Versagensdruckes bei einer stetigen Drucksteigerung über einen kurzen

Zeitraum. Um das Verständnis für die aktuelle Situation bei den Regelwerken zu stärken, ist

es nötig die technologische und chronologische Entwicklung in diesem Bereich anzuführen.

Aus der Kenntnis über hydraulische Druckstöße in Rohrleitungssystemen der öffentlichen

Wasserversorgungsnetze, und deren absoluten Werte, leitete sich die Notwendigkeit des

Nachweises ab, dass die eingesetzten Rohre diesen Belastungen widerstehen können mussten.

Zur Feststellung des ertragbaren Druckes von Rohren wurden bereits mit der praktischen

Einführung von Kunststoffrohren im Wasserversorgungsbereich im Zeitraum der 1950er Jahre

erste Prüfverfahren festgelegt und ständig weiterentwickelt. Alle diese Regelwerke

beschrieben eine Steigerung der Druckbelastung der Rohre mit flüssigem, inkompressiblem

Medium. Aufgrund der zu dieser Zeit zur Verfügung stehenden technischen Mittel wurden die

Prüfeinrichtungen aus den Elementen Druckwasserbehälter, Prüfkörperzuleitung mit

Regulierventil und Manometer am Prüfkörper aufgebaut. Der Druckwasserbehälter besitzt ein

Wasservolumen, das die Volumenzunahme der Prüfkörperzuleitung und des Prüfkörpers

ausgleicht. Der Druck wird durch einen Druckluftkompressor erzeugt und über ein

kleinvolumiges Druckluftpolster im Druckwasserbehälter aufgebracht. Die Drucksteigerung

im Prüfkörper erfolgt durch Öffnen des Ventils in der Prüfkörperzuleitung. Bei Eintreten des

Bruchereignisses fällt der Druck im Prüfkörper sofort auf annähernd Null ab. Das

nachgeförderte Wasservolumen aus dem Druckwasserbehälter ist aufgrund der gezielt klein

gewählten Leitungsquerschnitte und des eingebauten Ventils gering. Durch diese technische

Auslegung und der Inkompressibilität des druckübertragenden Mediums wird eine

explosionsartige Wirkung auf das Bauteil und Stücke davon, sowie eine Schleuderwirkung

auf die angeschlossene Prüfkörperzuleitung vermieden. Dieses Prinzip hat sich bis heute sehr

gut bei allen Hohlkörpern und allen verwendeten Materialien und Schichtaufbauten bewährt.


Abbildung 2.3: Prinzipieller Aufbau einer Berstdruckeinrichtung, aus DIN 53758, 1975-02, Kurzzeit-Innendruckversuch an Hohlkörpern

Der ständige Erkenntnisgewinn durch gezielte Forschung und die Zunahme an empirischen Erfahrungswerten aus dem praktischen Gebrauch führte zu Parallelentwicklungen bei den Regelwerken auf nationaler, europäischer und internationaler Ebene. Durch die verstärkte internationale Zusammenarbeit der jeweiligen, auf nationaler Ebene, regulierenden Gremien konnte im Mai 2006 eine allgemeingültige Prüfvorschrift für die Bestimmung der Widerstandsfähigkeit gegen inneren Überdruck durch die Internationale Organisation für Normung, kurz ISO, veröffentlicht werden. Die Norm DIN EN ISO 1167-1, 2006-05, Rohre, Formstücke und Bauteilkombinationen aus thermoplastischen Kunststoffen für den Transport von Flüssigkeiten – Bestimmung der Widerstandsfähigkeit gegen inneren Überdruck – Teil 1: Allgemeines Prüfverfahren (ISO 1167-1:2006); Deutsche Fassung EN ISO 1167-1: 2006, ist die am weitesten fortentwickelte, gültige Prüfvorschrift. In den Teilen 1 bis 4 dieser Norm werden gegenüber den Vorgängerdokumenten wesentliche Aspekte der Prüfumgebung zusätzlich geregelt. Insgesamt wird durch die DIN EN ISO 1167 ein Prüfablauf vorgegeben der geeignet ist die Qualität, der im Titel beschriebenen, Kunststoffhohlkörper abzuprüfen um ein Inverkehrbringen, oder die Gütesicherung durch eine stete Überwachung von Halbzeugen und Formteilen zu gewährleisten. Aus technisch-wissenschaftlicher Sicht sind hier als wertvollste Aspekte zu nennen: Festhalten der Herstellungsbedingungen, Ermittlung der geometrischen Größen, Art der Konditionierung der Prüfkörper, Erfassung der Prüftemperatur und deren Messungenauigkeit, Erfassung des zeitlichen Verlaufs der Druckbelastung,


Erfassung der Prüfumgebung und des Druckmediums und die Art der Prüfkörperan- und -

verschlüsse.

2.5.3 Druckschwellprüfung

Die Druckschwellprüfung ist eine Prüfmethode zur Abbildung des Bauteilverhaltens von

durch Innendruck belasteten Hohlkörpern unter wechselnden mechanischen Belastungen. Die

Notwendigkeit zur Überprüfung dieses Bauteilverhaltens bedingt sich aus dem Sachverhalt,

dass es durch nicht statische, deutlich unterschiedliche, wechselnde Lastniveaus zu vermehrter

Rissanfälligkeit und vergrößerten Verformungen bei Hohlkörpern kommen kann. Bei den

allgemeinen Prüfvorschriften werden durch die DIN 53769, Teil 6, 1989-04 und durch die

DIN 73411, Teil 2, 1996-10, Methoden zur Druckschwellprüfung an Kunststoff-Hohlkörpern

beschrieben. Durch die DIN 53769, Teil 6, 1989-04, Prüfung von glasfaserverstärkten

Kunststoffen, Innendruck-Schwellversuche an Rohren und Rohrleitungen, wird eine

Prüfmethode beschrieben um Versorgungsleitungen aus langglasfaserverstärkten Duroplasten

zu bewerten. Durch die DIN 73411, Teil 2, 1996-10, Kühlmittelleitungen in Kraftfahrzeugen,

Schläuche und Schlauchbogen, werden die Anforderungen und die Prüfung von

Schlauchbauteilen für den automobilen Kühlkreislauf aus den Elastomerwerkstoffen S-EPDM

(schwefelvernetztem Ethylen-Propylen-Dien-Polymer), per-EPDM (peroxid-vernetztem

Ethylen-Propylen-Dien-Polymer) und VMQ (Vinyl-Methyl-Polysiloxan) beschrieben. DIN-

Normen zum Themenkreis Thermoplastische Kühlmittelleitungen für den automobilen

Kühlkreislauf sind bisher nicht erarbeitet worden. Bei den Automobilherstellern ist die

Situation zur Beschreibung der Druckschwellprüfung an Kühlerkomponenten sehr

uneinheitlich und bezieht sich auf Elastomerschläuche, thermoplastische Verbinder und den

Kühler selbst. Durch diese Prüfvorschriften werden die idealisierten Belastungen innerhalb

der Bemessungslebensdauer eines Automobils beschrieben und stellen somit die individuellen

Überlegungen der Ingenieurgruppen der jeweiligen Automobilhersteller dar. Zudem sind alle

Prüfvorschriften um die wesentlichen Einwirkgrößen Temperatur und Medium erweitert,

sodass es sich bei den Prüfabläufen um ausgeprägte Komplexbeanspruchungen handelt. Die

tatsächlichen Druckwechselbelastungen im automobilen Kühlkreislauf entstehen durch

Vorgänge der verschiedenen Betriebsphasen des Automobils. Hierbei handelt es sich im

Wesentlichen um die Druckzunahme durch den Erwärmungsvorgang nach dem Starten des

kalten Motors und um Druckwechsel durch Verschaltungen der einzelnen Temperierstränge

innerhalb des gesamten Kühlkreislaufes. Die Druckwechsel entstehen durch das Öffnen des

Thermostates am Zylinderkopf nach Erreichen der Betriebstemperatur des Motors, durch


Betätigung der Fahrzeuginnenraum-Heizung und Zuschalten von anderen Sekundär-

Temperierkreisläufe, wie Turboladerkühlung und weiteren.

2.5.3.1 Prüfung nach Norm

Normativ ist die Druckschwellprüfung für GFK-Rohre durch die DIN 53769, Teil 6, 1989-04,

Prüfung von glasfaserverstärkten Kunststoffen, Innendruck-Schwellversuche an Rohren und

Rohrleitungen geregelt. Diese Rohre bestehen meist aus einer Duroplast Matrix und einem

Glasfasergerüst aus mehrlagigen, sich kreuzenden Glasfaser-Faserbündeln. Das Ziel dieser

Prüfung ist eine vorgegebene Lastspielzahl zu erreichen. Der Abbruch der Prüfung erfolgt

durch vorzeitiges Versagen durch Undichtigkeiten oder Bruch des Prüfkörpers. Nach

Erreichen der vereinbarten Lastspielzahl kann durch eine angeschlossene Berstdruckprüfung

nach DIN 53758, 1975-02 die Restbelastbarkeit bestimmt und mit dem Berstdruck eines nicht

vorbelasteten Rohres verglichen werden um einen Schädigungsgrad zu ermitteln. Für die

Prüfung werden in der Norm die nachfolgenden Vorgaben genannt. In Abhängigkeit der

Durchmesserklasse wird eine feste Prüffrequenz für die Lastwechsel vorgegeben. Die Werte

für den Mitteldruck und die Schwingbreite des Druckschwellbereichs können individuell

vereinbart werden. Während der Prüfung soll durch Ermittlung der Oberflächentemperatur der

Prüfkörper sichergestellt sein, dass das druckübertragende Wasser im Rohrinneren der

gewünschten Prüftemperatur entspricht. Um mechanische Zusatzbeanspruchungen zu

vermeiden ist die spannungsfreie Lage während des Versuchs sicherzustellen. Die

Druckschwellbelastung muss stoßfrei auf den Prüfkörper aufgebracht werden. Unter Punkt 7

der Norm wird darauf hingewiesen, dass die Variation der Druckmittelwerte und

Druckdifferenzen es ermöglicht Innendruck-Dauerfestigkeitsdiagramme zu erstellen. Bei

diesen Prüfungen werden die Prüfkörper bis zum Versagen belastet. Entgegen dem vorher

beschriebenen Ziel der Standardprüfmethode, eine Mindestlastspielzahl als Qualitätsmerkmal

zu erreichen, wird bei dieser Methode die tatsächliche Belastbarkeit der Prüfkörper ermittelt.

Weiter wird unter Punkt 7 der DIN 53758, 1975-02 angegeben, dass durch die Feststellung

der Dehnungen in Achs- und Umfangsrichtung zu Beginn und am Ende der Prüfung

zusätzlich Rückschlüsse zur Kriechrate des Werkstoffes möglich sind. Durch die DIN 73411,

Teil 2, 1996-10, Kühlmittelleitungen in Kraftfahrzeugen, Schläuche und Schlauchbogen, wird

ein umfangreicher Prüfablauf mit vorgegebenen Grenzwerten für Schlauchbauteile im

automobilen Kühlkreislauf aus den typischen Elastomerwerkstoffen vorgegeben. Die darin

enthaltene Druckschwellprüfung sieht eine Prüftemperatur von 125°C und einen

trapezförmigen Druckwechsel zwischen 1 und 2,5 bar vor. Die Prüfung gilt als bestanden,


wenn mehr als 500000 Lastwechsel ertragen werden. Die Prüfkriterien sind dabei die

Dichtigkeit nach der Prüfung und das kurzeitige Ertragen einer Druckbelastung von 6 bar.

2.5.3.2 Prüfung nach Prüfvorschriften der Automobilhersteller

Die Angaben zu den Druckschwellprüfungen in den Prüfvorschriften der Automobilhersteller

überdecken einen weiten Bereich an Einflussparametern und sind in verschiedenster Art und

Weise zu Komplexbeanspruchungen kombiniert. Aufgrund von verschiedenen

Auslegungskonzepten der jeweiligen Ingenieurgruppen der Automobilhersteller finden sich

sowohl Prüfungen mit einem sich nicht ändernden Druckwechselverlauf und konstanter

Temperatur, sowie Prüfungen mit sich ändernden Druckwechselverläufen, zusätzlicher

zyklischer mechanischer Bewegung der Prüfkörper und einem überlagerten

Temperaturwechselverlauf. Die letztgenannten Prüfungen werden zudem als Lastkollektiv

verstanden und mehrfach wiederholt. Der apparative Aufwand für diese Prüfungen stellt

höchste Anforderungen an die Mess- und Regeltechnik einer Prüfanlage. In der folgenden

Tabelle werden die Einflussparameter der jeweiligen Prüfvorschriften namhafter

Automobilhersteller zur besseren Übersicht zusammengestellt.

1 2 3 4 5 6 7

Medium:

100 %

Kühlmittel

100 %

Kühlmittel

100 %

Kühlmittel

50 %

Kühlmittel

und 50 %

Wasser

85 %

Kühl-

mittel

und 15 %

Wasser

100 %

Kühlmittel

100 %

Kühlmittel

Medien-

temperatur: 135°C 135°C

125°C Beginn

100000 LW

130°C weitere

100000 LW

100°C bis 200

min,125°C bis

340 min,

135°C bis

380min, -

10°C bis 480

min

-20 bis

135°C

für 12500

Drucksch

wellzykle

n nach

Zyklusvo

rgabe 125°C 135°C

Prüfkammert

emperatur: 85°C 85°C

90°C bis 200

min,110°C bis

340 min,

140°C bis

380min, -

20°C bis 480

-40 bis

120°C

für 12500

Druck-

Schwell-

zyklen 95°C

wie

Medium


min nach

Zyklus-

vorgabe

Druck-

wechsel:

1 Hz

sinus-

förmig

1 Hz

sinus-

förmig

0,5 Hz

trapezförmig,

Druckhalte-

und –

änderungs-

zeiten jeweils

0,5 Hz

0,2 Hz bis

400 min, 0Hz

bis 480 min

0,5 Hz

sinus-

förmig

0,3 Hz

trapez-

förmig

Druck-

Schwell-

bereich:

0,1 bar bis

2,4 bar

0,1 bar bis

2,4 bar

0,2 bis 2,5 bar

beginnende

100000 LW

und 0,2 bis

3,0 bar

weitere

100000 LW

0,25 bis 1,5

bar bis 200

min, 1,25 bis

2,25 bar bis

340 min, 1,5

bis3,0 bar bis

380 min, 0bar

bis 480 min

0,1 bis

3,5 bar

0,3 bis

3,0 bar 0 bis 4 bar

Dauer:

min

100000

LW

Abbruch

bei

200000

LW

min

180000

LW 200000 LW

100 Zyklen je

480 min

200000

LW

800

Stunden159

h, Dw,1h

Abkühlen

auf RT

Tabelle 2.2: Druckschwellprüfungen der Automobilhersteller.

Die Nummern 1 bis 7 entsprechen den nachfolgenden Prüfvorschriften:

1, VW AG, Prüfvorschrift Ag-99-03, KU-Bauteile aus PA 6.6, glasfaserverstärkt im

Kühlkreislauf, dynamische Prüfung: Druckschwellbelastung

2, VW AG, Konzernnorm TL 523 61, Kühlmittelschläuche mit Aramid-Festigkeitsträger,

dynamische Kurzzeitprüfung

3, Daimler Chrysler AG, A 210 006 40 99, Pruefvorschrift Kuehlwasserschlauch,

Langzeitprüfung

4, Daimler Chrysler AG, A 110 008 40 99, Pruefvorschrift Kuehlwasserschlauch,

Langzeitprüfung


5, BMW AG, QV 17 006, Qualitätsvorschrift Bauteile im Kühlmittelkreislauf,

Druckpulsprüfung

6, BMW AG, QV 11057, Qualitätsvorschrift Kupplungselemente PA6.6 GF30, Langzeit

Druckschwellprüfung/Alterungsprüfung

7, LandRover/Jaguar, TPJLR.03.017, Cooling/Heating System: Component Pulsating Pressure

Test

2.5.4 Charakterisierung des Versagensverhaltens

Die Charakterisierung des Versagensverhaltens von thermoplastischen Rohrprüfkörpern meint

hier die Beschreibung von Ausprägungen im Versagensbereich. Der Versagensbereich

beschreibt die Umgebung des Bruchs und die Bruchoberflächen im Besonderen. Die

Bewertung der Bruchumgebung erfolgt sowohl durch Einordnung der Gestalt und der Lage

des Bruchs im Bauteil, als auch durch eine Unterscheidung zwischen einem duktilen, oder

spröden Werkstoffversagen. Anhand der Gestalt und der Lage des Bruchverlaufs lassen sich

Rückschlüsse zu den bruchauslösenden Ursachen ziehen. Beispielsweise kann durch

ergänzende mathematische Untersuchungen der höchstbeanspruchte Bereich des idealisierten

Bauteils ermittelt werden und mit der Gestalt und Lage des tatsächlich vorhandenen

Bruchbereichs verglichen werden. Dadurch ist es möglich die Wirkungsweise und Intensität

einer mechanischen Belastung einzuordnen. Bei einem spröden Bruch ist der

Versagensbereich wenig, oder nicht gegenüber der ursprünglichen Gestalt verformt und die

Bruchflanken liegen sich in geringem Abstand gegenüber. Bei einem duktilen Bruch sind

Verformungen des Versagensbereichs meist mit dem Auge gut erkennbar. Die Bruchflanken

klaffen dabei deutlich auseinander. Mittels makroskopischer Betrachtung der Bruchflächen

können erste Hinweise auf die bruchauslösenden Ursachen festgestellt werden. Die

eingesetzte, bildgebende Technik ermöglicht bis zu 50-fache Vergrößerung und mit einer

geeigneten Lichtquelle auch eine Farbinformation der Bruchflächen. Dieser Information

kommt bei Kunststoffen eine besondere Bedeutung zu, weil dadurch eine Information über

eine Werkstoffbeeinflussung gegeben werden kann. Durch noch stärkere Vergrößerung der

Bruchflächen, oder Ausschnitten davon, lässt sich in den meisten Fällen die Stelle des

Versagensbeginns und der Verlauf bis zum Bruch feststellen. Dazu sind ein

Rasterelektronenmikroskop mit einer bis zu 10000-fachen Vergrößerung und eine geeignete

Probenpräparation erforderlich. Durch diese Technik erhält man die Abbildung des

Höhenprofils des untersuchten Bereichs in Form von wechselnden Grautönen. Die Intensität

der Grautöne richtet sich dabei nach den Abweichungen zur eingestellten Fokussierebene.

Durch die enorme Kontrastschärfe können die Konturen der Oberfläche sehr gut erkannt


werden. Auf Grundlage der Vorarbeiten mit dem Makroskop können mit diesem Verfahren

die Lokalität des Bruchbeginns und weitere Informationen zum Bruchverlauf festgestellt

werden.

3 ANLAGEN- UND WERKZEUGTECHNIK 22

3 ANLAGEN- UND WERKZEUGTECHNIK

3.1 Spritzgießmaschinen

Die WIT lässt sich prinzipiell mit jeder konventionellen Spritzgießmaschine durchführen. Um

die Voraussetzungen für einen vollautomatischen, reproduzierbaren und störungsfreien

Prozessablauf zu gewährleisten, sind lediglich die entsprechenden Schnittstellen für die

Kommunikation und Abstimmung zwischen der Spritzgießmaschine und der WIT-Einheit

erforderlich. In diesem Forschungsvorhaben wurden sowohl ein- als auch zweikomponentige

(1K / 2K) WIT-Formgebungsversuche durchgeführt.

Für alle 1K-Spritzgießversuche am IKV wurde eine Spritzgießmaschine vom Typ

HM 1600/100 Unilog B4 der Firma Battenfeld Kunststoffmaschinen GmbH, Kottingbrunn

(A), verwendet. Die voll-hydraulische Maschine hat eine maximale Schließkraft von 1600 kN.

Das Plastifizieraggregat verfügt über einen Schneckendurchmesser von 55 mm (L/D-

Verhältnis: 22) mit einem maximalen spezifischen Einspritzdruck von 1660 bar und ist mit

einer hydraulisch betätigten Nadelverschlussdüse ausgerüstet.

Die 1K-Full-Shot-Versuche wurden bei der Polytec Group GmbH, Idstein am Standort Lohne

auf einer Spritzgießmaschine vom Typ NC3 / D300 der Demag Plastics Group GmbH,

Schwaig durchgeführt. Die maximale Schließkraft der Maschine beträgt 3000 kN. Das

Plastifizieraggregat verfügt über einen Schneckendurchmesser von 70 mm bei einem L/D-

Verhältnis von 24 und ist mit einer offenen Düse ausgestattet. Der maximale Einspritzdruck

beträgt 1800 bar, das maximale Dosiervolumen beträgt 860 cm3.

Die 1K-Bauteile für die Bauteilprüfung wurden ebenfalls bei der Polytec Group GmbH am

Standort Lohne im Serienprozess auf einer Spritzgießmaschine vom Typ NC4 / D400 der

Demag Plastics Group GmbH, Schwaig hergestellt. Die maximale Schließkraft der Maschine

beträgt 4000 kN. Das Plastifizieraggregat verfügt über einen Schneckendurchmesser von

82 mm bei einem L/D-Verhältnis von 22 und ist mit einer offenen Düse ausgestattet. Der

maximale Einspritzdruck beträgt 1680 bar, das maximale Dosiervolumen beträgt 1670 cm3.

Die 2K-Spritzgießversuche wurden am IKV auf einer Zweikomponenten-Spritzgießmaschine

vom Typ K-TEC 200 S2F der Firma Ferromatik Milacron Maschinenbau GmbH,

Malterdingen, durchgeführt. Die voll-hydraulische Maschine verfügt über eine maximale

Schließkraft von 2000 kN. Zur Herstellung von Sandwich-Bauteilen ist die Maschine mit zwei

Plastifizieraggregaten ausgerüstet, die über einen Mischkopf verbunden sind. Somit erfolgt die

Injektion der beiden Kunststoffkomponenten über eine gemeinsame Düse. Es können daher


Werkzeuge mit einem konventionellen Angusssystem für das Sandwich-Spritzgießen

verwendet werden. Das horizontal angeordnete Hauptaggregat hat einen

Schneckendurchmesser von 60 mm (L/D-Verhältnis: 22) mit einem maximalen spezifischen

Einspritzdruck von 2144 bar. Das vertikale Aggregat hat einen Schneckendurchmesser von

35 mm (L/D-Verhältnis: 22) mit einem maximalen spezifischen Einspritzdruck von 1963 bar

und ist mit einer hydraulisch betätigten Nadelverschlussdüse ausgerüstet.

3.2 WIT-Anlage

Bei allen im Rahmen dieses Forschungsvorhabens durchgeführten WIT-Versuchen kam als

WIT-Anlage ein Power Module 15/210-2 der Firma PME fluidtec GmbH, Kappel-

Grafenhausen, zum Einsatz. Diese Anlage verfügt über zwei Wasserpumpen. Im

Parallelbetrieb sind Volumenströme bis maximal 30 l/min realisierbar. Der maximale

Haltedruck beträgt dabei 210 bar. Bei den Pumpen handelt es sich um Reihenkolbenpumpen.

In jeder Pumpe arbeiten drei Kolben mit einer Phasenverschiebung von 120°. Dadurch wird

ein sehr gleichmäßiger Volumenstrom gewährleistet. Die Anlage verfügt über eine

druckabhängige Volumenstromregelung, d.h. dass zunächst der eingegebene Volumenstrom

erzeugt wird. Wenn dann der Wasserdruck den ebenfalls angegebenen Sollwert erreicht (z.B.

bei kompletter Füllung der Kavität), wird der Volumenstrom angepasst. Nach dem an der

Anlage vorgegebenen Profil wird der Wasserdruck nun über den Parameter Volumenstrom

geregelt.

Weiter verfügt die Anlage über eine frei programmierbare Hydraulik- und Pneumatikeinheit.

Mit der Hydraulik lassen sich bis zu acht hydraulische Kernzüge bedienen, mit denen sich z.B.

Injektoren, Angussabsperrungen, Überlaufabsperrungen, Nadelverschlüsse etc. betätigen

lassen. Über bis zu acht Luftventile lassen sich Bauteile trocknen, Pneumatikventile schalten

oder pneumatische Werkzeugbewegungen ausführen.

Durch die Integration in einer Anlagensteuerung lassen sich mit Hilfe eines graphischen

Benutzerinterface selbst komplexe Prozessabläufe einfach einrichten und optimieren.

3.3 Werkzeuge und Formteile

Alle Formgebungsversuche zur Prozessüberwachung wurden auf einem Spritzgießwerkzeug

durchgeführt. Dabei handelt es sich um ein WIT-Vorserienwerkzeug der Firma Polytec. Das

Formteil ist eine seriennahe Kühlwasserleitung mit 3D-Verlauf und einem integrierten

Anbauteil. Der Durchmesser der Leitung beträgt 35 mm, die Länge 610 mm. Abbildung 3.1

zeigt ein CAD-Modell des konfektionierten Formteils, bei dem Anguss- und

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Bild 3.1

Modell des Formteils

100 mm

Nebenkavität

Fließweg Anfang


Injektoreinlaufbereich, sowie der Anschlussbereich der Nebenkavität am Fließwegende bereits

abgetrennt sind. Das Werkzeug verfügt über eine Nebenkavität, die über einen hydraulisch

betätigten Sperrschieber freigegeben werden kann. Der Injektor ist angussnah platziert. Der

Angusskanal lässt sich nach der Schmelzeinjektion durch einen hydraulischen Sperrkolben

verschließen. Somit sind die Verfahrensvarianten Aufblas- und Nebenkavitäten-Verfahren

möglich. Weiter bietet die Nebenkavität eine Aufnahme für einen Spülinjektor. Das

Spülverfahren zur Verkürzung der Zykluszeit wurde ebenfalls untersucht.

Das Werkzeug verfügt über ein konventionelles Angusssystem und ist wassertemperiert.

Düsen- und Schließseite sowie der Injektor bilden je einen eigenen Kühlkreislauf und können

dadurch ggf. unterschiedlich temperiert werden. Bezüglich der eingesetzten Sensorik ist das

Werkzeug flexibel. Es existieren mehrere Einschübe für eine definierte Sensorgeometrie, die

in die Kavität münden. Diese werden entweder mit so genannten Dummies verschlossen, oder

es können an beliebiger Position US-Sensoren, bzw. mithilfe von Adaptern Druck- oder

Temperatursensoren, eingebaut werden. Die Lage dieser Einschübe ist in Abbildung 3.2

dargestellt.

Tabelle 3.1 zeigt die Sensorbestückung des Werkzeugs für die im Rahmen dieses Vorhabens

durchgeführten Versuche.

Einschub Sensor

1 (Düsenseite) Drucksensor (Werkzeuginnendruck)

2 (Schließseite) Dummy

3 (Düsenseite) Ultraschallsensor


5 (Düsenseite) Dummy


7 (Düsenseite) Drucksensor (Werkzeuginnendruck)

8 (Schließseite) Ultraschallsensor

Tabelle 3.1: Sensorbestückung des Versuchswerkzeugs

Lediglich zur Herstellung der prüffähigen 1K-Rohre wird ein Serienwerkzeug der Firma

Polytec eingesetzt. Bei dem Formteil handelt es sich um eine Automobil-Kühlwasserleitung

mit einem Außendurchmesser von 35 mm. Abbildung 3.3 zeigt ein 3D-CAD-Modell des

Formteils. Das zugehörige Werkzeug ist in Abbildung 3.4 dargestellt. Das Werkzeug ist mit

einem ziehenden Axialinjektor am Fließwegende ausgestattet. Weiter verfügt das Werkzeug

über einen speziellen Heißkanal, sodass sowohl das Nebenkavitäten-Verfahren als auch das

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-A

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Bild 3.2

Lage der Sensoreinschübe im Werkzeug

Pos. 1

Pos. 3Pos. 5

Pos. 7

Pos. 8

Pos. 6Pos. 4

Pos. 2

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Modell des Serienbauteils

100 mm

Bild 3.3

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AC

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N

Herstellung 1K-Rohre mit Serienwerkzeug

Bild 3.4


Masserückdrück-Verfahren realisierbar sind. Die Bauteile für die Prüfung durch die MPA

Darmstadt werden im Masserückdrückverfahren hergestellt.

Zur detaillierten Untersuchung der Entstehung von Bauteilfehlern wird im

Forschungsvorhaben ein am IKV vorhandenes Sichtwerkzeug eingesetzt. Dieses ist als

modulares Versuchswerkzeug konzipiert. Durch auswechselbare Kavitätseinsätze und

unterschiedliche Möglichkeiten der Injektoranbindung kann das Versuchswerkzeug an diverse

Fragestellungen angepasst werden. Hauptmerkmal des Versuchswerkzeugs (Abbildung 3.5)

ist der Sichteinsatz zur Beobachtung des Formteilbildungsprozesses mithilfe eines

Hochgeschwindigkeitsbilderfassungssystems während des Spritzgießzyklus. Dieser ist bei

dem realisierten Konzept schließseitig in das Werkzeug integriert. Infolge des benötigten

Freiraums zur optischen Erfassung des Sichtbereichs muss ein Großteil der, normalerweise

schließseitig angeordneten, Funktionskomplexe von der Düsenseite des Werkzeugs

aufgenommen werden. So sind die Auswerfer düsenseitig angeordnet und werden mit Hilfe

von Klinkenzügen über die Werkzeugbewegungen betätigt. Weiterhin soll das Werkzeug

hinsichtlich einer möglichst guten Bauteilqualität über Aufnahmen für seriennahe hydraulisch

betätigte Wasserinjektoren verfügen. Zur Verifikation der Übertragbarkeit der Ergebnisse auf

unterschiedliche Verfahrensvarianten verfügt das Werkzeug über eine hydraulisch

verschließbare Nebenkavität.

3.4 Injektortechnik

3.4.1 Eingesetzte Injektoren

Der Injektor ist die entscheidende Schnittstelle zwischen Formteil und Druckerzeugungs-

anlage. Er dient dazu, das Gas bzw. das Wasser von den Druckerzeugungseinheiten

aufzunehmen und mittig in die schmelzeflüssige Seele des Formteils zu leiten. Grundsätzlich

werden stechende und ziehende Injektoren unterschieden, die radial und axial angeordnet

werden können. Im Versuchswerkzeug sind alle Injektoren radial angeordnet. Abbildung 3.6

zeigt schematisch den Unterschied zwischen ziehenden und stechenden Injektoren. In dem

Forschungsvorhaben wird sowohl ein stechender als auch ein ziehender Injektor eingesetzt.

Abbildung 3.7 zeigt die entsprechenden CAD-Modelle. Abbildung 3.8 zeigt eine

Schnittansicht des stechenden Injektors. Gut erkennbar ist die Trennung zwischen Wasser und

Ölhydraulik. Im geschlossenen Zustand wird die Injektornadel von vorne mit Öldruck

beaufschlagt und die Nadel an die Dichtfläche hinten gepresst. Jetzt kann in der

Wasserkammer über den Zu- und Ablauf das Wasser bereits vor der Injektion beschleunigt

werden. Wird nun die Injektornadel von hinten mit Hydraulikdruck beaufschlagt, so wird die

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3D-Modell des Sichtwerkzeugs

Sichteinsatz Nebenkavität

Injektor Kavitätseinsatz

Bild 3.5

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Bild 3.6

1 121 2

Schematischer Vergleich zwischenziehenden und stechenden Injektoren

eingefroreneRandschicht

Injektornadel

Injektionsöffnung

Dichtung

Ziehender Injektor Stechender Injektor

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Bild 3.7

CAD-Modelle des ziehenden und stechenden Injektors

Injektornadel

Injektionsöffnung

Ziehender Injektor(geschlossen)

Stechender Injektor(geöffnet)

Injektornadel

Injektionsöffnung

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Stechender Injektor

2x Wasserzulauf / -ablaufHydraulikölzufuhr (öffnen)

Hydraulikölzufuhr (schließen & dicht halten)Injektornadel

Bild 3.8

Wasserkammer


Nadel nach vorne bewegt, die erstarrte Randschicht des Bauteils durchbrochen und das

Wasser fließt über die freigegebene Dichtfläche durch die Nadel in das Innere des Bauteils.

Abbildung 3.9 zeigt eine Schnittansicht des ziehenden Injektors, bei dem das gleiche Gehäuse

zum Einsatz kommt. Der wesentliche Unterschied besteht in der Wirkrichtung der

Ölhydraulik und der damit verbundenen Abdichtung in vorderer Position. Beim Öffnen des

Injektors wird die Nadel nach hinten gedrückt, das Wasser strömt durch die Nadel nach vorne

zu der erstarrten Randschicht, welche durch den Wasserdruck durchbrochen wird.

Die Injektoren werden von der Firma PME fluidtec GmbH, Kappel-Grafenhausen, zur

Verfügung gestellt. Es handelt sich um hydraulisch betätigte Radialinjektoren. Die Injektoren

sind sowohl wasser-, als auch gasdicht. Dadurch kann der WIT-Prozess mit einer so

genannten Gasvorlage ausgeführt werden. Abbildung 3.10 zeigt den Schaltplan der

Funktionselemente WIT-Anlage-Injektor-Abfluss für die Konfiguration mit Gasvorlage,

Abbildung 3.11 zeigt die Konfiguration ohne Gasvorlage. Die Gasvorlage kommt

insbesondere bei den 1K-Untersuchungen mit Polyamid zum Einsatz.

Bei den Untersuchungen zum Spülprozess kommt ein weiterer hydraulisch betätigter

Radialinjektor in der Nebenkavität zum Einsatz (siehe Abbildung 3.12). Dieser arbeitet

ebenfalls nach dem ziehenden Prinzip. Zu Beginn des Prozesses befindet sich die Nadel unter

Hydraulikdruck in der vorderen Position und wird von Schmelze umflossen, sodass eine

erstarrte Randschicht entsteht. Zu Beginn der Spülphase wird die Nadel zurück gezogen,

wodurch die abstützende Wirkung verloren geht und die erstarrte Randschicht von innen

durch den Wasserdruck durchbrochen wird. In diesem Zusammenhang ist von besonderer

Bedeutung, dass sich der durchströmte Injektorquerschnitt stets vergrößert. Dadurch wird

verhindert, dass heraus gespülte Kunststoffreste den Injektor verstopfen können.

3.4.2 Injektorvergleich

Zum Vergleich unterschiedlicher Injektorgeometrien werden sowohl 1K- als auch 2K-

Versuche durchgeführt. Es wird die Geometrie des stechenden PME-Injektors in der

ursprünglichen Version mit einer modifizierten Version verglichen, die eine größere

Auflagefläche des Bauteils auf der injektorabgewandten Werkzeugseite bietet (siehe

Abbildung 3.13). Bei stechenden Injektoren besteht grundsätzlich ein Problem darin, dass

durch die Penetration der Injektornadel das Bauteil vom Injektorgehäuse gelöst wird, die

umlaufende Dichtnut nicht mehr anliegt und es dadurch zu Wasserleckagen kommen kann.

Für die 1K-Versuche wird einerseits Polypropylen (PP) vom Typ 505 P verwendet,

andererseits wird das Polyamid SCHULAMID 66 GF 30 WIT K1994 SCHWARZ 96.8107

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Ziehender Injektor

Bild 3.9

Hydraulikölzufuhr (öffnen)Injektornadel

Hydraulikölzufuhr (schließen & dicht halten)

2x Wasserzulauf / -ablauf

Wasserkammer

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Bild 3.10

Schaltplan Wasserinjektion (mit Gasvorlage)

Pumpe

Injektor

Abfluss

2/2 Wegeventil

3/2 Wegeventil

N2

mp T

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Bild 3.11

Schaltplan Wasserinjektion (ohne Gasvorlage)

Pumpe

Injektor

Abfluss

3/2 Wegeventil

mp T

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Bild 3.12

Spülinjektor

Hydraulikölzufuhr (schließen)

Hydraulikölzufuhr (öffnen)

Wasserablauf

Anbindung Kavität bzw. Nebenkavität

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Bild 3.13

Injektorvergleich mitunterschiedlichen Kappengeometrien

Ø 27 mmØ 24 mm

modifizierte Geometrieoriginale Geometrie

resultierende Bauteilgeometrien


VERS.2 der Firma A. Schulman untersucht. Die Prozessparameter werden für die jeweiligen

Materialien konstant gehalten und sind im Anhang Abschnitt 10.1 aufgelistet.

Bei den 1K-PP-Versuchen ist mit beiden Injektorvarianten ein nahezu trockener Prozess

realisierbar, wobei Rohre mit guter Hohlraumausbildung hergestellt werden. Infolge zufälliger

Prozessschwankungen treten auch größere Leckageströme auf, die jedoch keinen Einfluss auf

die Hohlraumausbildung haben. In den 1K-PA-Versuchen konnten keine Bauteile mit

fehlerfreier Hohlraumausbildung hergestellt werden. Mit beiden Injektorvarianten kommt es

zu vergleichsweise großer Wasserleckage. Da kein stabiler Prozesspunkt ermittelt werden

kann, werden keine Messdaten erfasst. Abbildung 3.14 zeigt den Verlauf des Wasserdrucks

und -volumenstroms für die PP-Versuche sowohl für einen trockenen Zyklus als auch für

einen Zyklus mit großer Leckage. Die Leckage ist insbesondere während der Druckhaltephase

(in der Abbildung im Zeitraum 32 s - 50 s) nach erfolgter Hohlraumausbildung erkennbar, da

im Idealfall während dieser Phase kein kontinuierlicher Volumenstrom auftreten dürfte, um

den Druck zu halten. Für das Beispiel der großen Leckage fällt der Wasserdruck schnell auf

den eingestellten Haltedruck von 50 bar ab und die WIT-Anlage injiziert weiter Wasser, um

die Leckage auszugleichen und den Solldruck zu halten. Vermutlich infolge der

Bauteilschwindung wird die Leckage immer größer, sodass der Volumenstrom stetig steigt.

Das Beispiel des trockenen Prozesses zeigt einen fast idealen Prozess: Der hohe Druck aus der

Phase der Hohlraumausbildung wird länger gehalten und fällt deutlich langsamer ab, da sich

der Hohlraum infolge der Bauteilschwindung geringfügig vergrößert. Erst am Ende der

Druckhaltephase wird nochmals ein geringer Volumenstrom detektiert, der dafür sorgt, dass

im Hohlraum der Solldruck vorliegt.

Für die 2-K-Versuche kommt als Hautkomponente das Schulamid 66 GF 30 WIT K1994 Schwarz 96.8107 Vers.3 zum Einsatz. Als Kernkomponente wird das PP 505 P verwendet.

Die Prozessparameter werden ebenfalls konstant gehalten und sind im Anhang Abschnitt 10.1

aufgelistet.

Hier kommt es mit beiden Injektorvarianten zu einer leichten Wasserleckage. Dennoch

können Rohre mit fehlerfreier Hohlraumausbildung hergestellt werden. Mit der modifizierten

Geometrie treten bei dieser Materialkombination signifikant geringere Leckageströme als mit

der Originalgeometrie auf. Abbildung 3.15 zeigt den Verlauf des Wasserdrucks und

-volumenstroms für die 2K-Versuche mit originaler und modifizierter Injektorgeometrie. Die

Verbesserung im Leckageverhalten beruht vermutlich auf dem deutlich geringeren

Schwindungspotenzial des verstärkten Polyamids, sodass die vergrößerte Abstützfläche auf

der vom Injektor abgewandten Werkzeugseite überhaupt wirkt. Das PP schwindet dagegen so

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Leckage-Unterschiede bei 1K-PP-Bauteilen

0 10 20 30 40 50 60 700

50

100

150

200

250

300

0

250

500

750

1000

1250

1500

p(PME)trocken

p(PME)leckage

m(PME)trocken

m(PME)leckage

Druc

k [

bar]

Zeit [s]

Mas

sest

rom

[k

g/h]

Bild 3.14

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Vergleich der Injektorgeometrien für 2K-Bauteile

0 10 20 30 40 50 60 700

50

100

150

200

250

300

0

250

500

750

1000

1250

1500

p(PME)origin.

p(PME)modif.

m(PME)origin.

m(PME)modif.

Druc

k [

bar]

Zeit [s]

Mas

sest

rom

[k

g/h]

Bild 3.15


stark, dass unabhängig von der Größe der Fläche keine Abstützung stattfindet, weil das

Material von der Werkzeugwand weg schwindet.

Zusammenfassend ist festzuhalten, dass bei dem eingesetzten Werkzeug keine großen

Unterschiede zwischen den untersuchten Injektoren festgestellt werden können. Parallel

durchgeführte Untersuchungen mit anderen Werkzeugen zeigen jedoch, dass der

Injektorgeometrie eine entscheidende Bedeutung zukommt. Bei korrekter Anbindung sind mit

ähnlichen Injektorgeometrien vollständig dichte bzw. „trockene“ Prozesse sowohl mit

stechenden als auch mit ziehenden Injektoren realisierbar. Die Schwierigkeiten mit dem

vorhandenen Werkzeug können vor allem auf die ungünstige Injektoranbindung am

Fließweganfang zurückgeführt werden, wodurch der Injektor während der Polymervorfüllung

stets überströmt wird. Dies erklärt auch das deutlich bessere Dichtverhalten mit

Polypropylenen gegenüber Polyamiden, da diese deutlich langsamer abkühlen und

kristallisieren. Dadurch kann die Dichtnutgeometrie beim Druckanstieg während der

vollständigen Füllung der Kavität noch ausgeformt werden. Nach dem heutigen Wissensstand

kann die Werkzeugauslegung und Injektoranbindung als ungünstig angesehen werden, jedoch

haben die durchgeführten Untersuchungen mit den verschiedenen Injektoren und

Injektorgeometrien maßgeblich dazu beigetragen, die bestmöglichen Ergebnisse im

Forschungsvorhaben zu erzielen und ein entsprechendes Prozessverständnis aufzubauen.

3.5 Sensorik

3.5.1 Temperatur

Die Messung der Werkzeugtemperatur wird injektornah mit einem Thermoelement-Sensor

des Typs 4007A der Priamus System Technologies AG, Schaffhausen, Schweiz, durchgeführt.

Die Thermopaarung ist vom Typ N (NiCrSi / NiSi). Der Betriebstemperaturbereich reicht bis

600 °C an der Sensorfront, während für das Kabel ein Bereich zwischen 0 und 200 °C

angegeben ist.

Für die Messung der Wassertemperatur kommen zwei Thermoelement-Sensoren des Typs

SW138-2.5-8-1KV-R-V4-M8x1-4.0-TTI-K-250-F der Sawi Mess- und Regeltechnik AG,

Winterthur, Schweiz, zum Einsatz. Die Thermopaarung ist vom Typ K (NiCr / Ni). Die

maximale Betriebstemperatur beträgt 350 °C.


3.5.2 Drucksensoren

Zur Messung des Werkzeuginnendrucks werden zwei Drucksensoren des Typs PRIASAFETM

6002B der Priamus System Technologies AG, Schaffhausen, Schweiz, verwendet. Diese

Sensoren arbeiten nach dem piezoelektrischen Prinzip und decken einen Druckbereich

zwischen 0 und 2000 bar ab. Die Sensorempfindlichkeit beträgt ungefähr - 5 pC/bar, die

maximale Sensortemperatur beträgt 200 °C an der Kabelanbindung und die

Linearitätsabweichung ist kleiner ± 1 %.

Bei der Messung des Wasserdrucks kommen zwei Drucksensoren des Typs 7005 der Kistler

Instrumente AG, Winterthur, Schweiz, zum Einsatz. Die Quarz-Hochdrucksensoren arbeiten

nach dem piezoelektrischen Prinzip und eignen sich zum Messen dynamischer und

quasistatischer Drücke zwischen 0 und 600 bar bei Temperaturen bis 200 °C. Da die Sensoren

zur Messung von Drücken in hydraulischen und pneumatischen Systemen konstruiert wurden,

ist eine verhältnismäßig gute Abdichtung des Fluid führenden Kanals zur

Sensoreinschubbohrung gegeben. Die Sensoren weisen eine Empfindlichkeit von ca.

- 50 pC/bar und eine Linearitätsabweichung kleiner ± 0,8 % auf. Die Sensoren sind in Stahl-

Messblöcken unmittelbar neben der Massenstrommessung nahe der Zu- und Ableitung des

Injektors positioniert.

3.5.3 Massestromsensoren

Die Messwerterfassung umfasst zwei Massedurchfluss-Messsysteme des Typs Promass 80M

der Firma Endress+Hauser Messtechnik GmbH+Co. KG, Weil am Rhein. Die Sensoren

arbeiten nach dem Prinzip der Coriolis-Massedurchflussmessung. Die Anordnung der

Sensoren wird durch die Abbildungen 3.10 und 3.11 verdeutlicht. Der Messbereich der

Sensoren reicht von 0-6500 kg/h bei einer Genauigkeit von ± 0,15 % vom Messwert.

3.5.4 IR-Erfassung

Zur flächigen Messung der Formteiltemperatur nach der Entformung wird eine Infrarot-

Wärmebildkamera der Firma FLIR Systems AB, Danderyd, Schweden, vom Typ SC500

eingesetzt. Der Temperaturmessbereich reicht dabei von - 40 °C bis 400 °C bei einer

maximalen möglichen Auflösung von 0,07 °C und 1,3 mrad. Die Kamera verwendet ein

ungekühltes Mikrobolometer mit 320 x 240 Pixeln als flächigen Infrarotsensor und hat eine

spektrale Empfindlichkeit im Bereich von 7,5-13 µm. Eine detaillierte Beschreibung des

Kamerasystems findet sich in [NN01].


Die Formteile werden direkt nach der Entformung in einer Messeinrichtung positioniert, und

über einen Zeitraum von 20 s werden fünf Bilder aufgezeichnet. Die Aufnahme wird dabei

über ein Trigger-Signal der Spritzgießmaschine 25 s nach Öffnen des Werkzeugs gestartet. So

bleibt genügend Zeit, das Bauteil zu entnehmen und der Messeinrichtung zuzuführen. Durch

die Trigger-Steuerung ist sicher gestellt, dass alle Formteile zum gleichen Zeitpunkt betrachtet

werden. Der Messeinrichtung kommt die Aufgabe zu, die Bauteile reproduzierbar in der

gewünschten Position zu halten, damit die Aufnahmen vergleichbar sind. Um Messfehler zu

vermeiden, muss das Bauteil möglichst gut vor Störstrahlung aus der Umgebung abgeschirmt

werden. Dies geschieht dadurch, dass das Bauteil während der Messung in einem mattschwarz

lackierten Kasten hängt.

Um die Oberflächentemperaturen exakt bestimmen zu können, ist der Emissionsgrad ε des

jeweiligen Materials erforderlich. Auf eine exakte Bestimmung wird im Vorhaben verzichtet,

da diese sehr aufwändig ist. Da primär die Temperaturen innerhalb einer Versuchsreihe für ein

Material genau verglichen werden sollen, reicht ein guter Schätzwert des Emissionsgrads. Für

die meisten Kunststoffe liefert ein Emissionsgrad ε von 0,95 bei der IR-Temperaturmessung

sehr realitätsnahe Messwerte.

3.5.5 US-Messtechnik

Bei den US-Prüfköpfen handelt es sich um Prototypen des Typs K4V2S der Firma GE

Inspection Technologies, Hürth. Die Prüfköpfe arbeiten nach dem piezo-elektrischen Prinzip.

Zum Schutz vor Temperatur- und Druckspitzen sind die Prüfköpfe mit einer Vorlaufstrecke

aus hochtemperaturbeständigem Polyimid ausgestattet. Bei Prüfköpfen mit Vorlaufstrecke

entsteht durch die Grenzfläche Vorlaufstrecke-Probe ein, abhängig von der Einkopplung,

mehr oder weniger ausgeprägtes Vorlaufstreckenecho, das durch weitere Reflexionen

innerhalb der Vorlaufstrecke periodisch auftritt. Der Vorteil der Kunststoff-Vorlaufstrecke

besteht darin, dass aufgrund der geringeren Schallgeschwindigkeit die Periodizität der

Vorlaufstreckenechos größer ist. Die Rückwandechos aus dem Bauteil können so

zuverlässiger detektiert werden, da die Wahrscheinlichkeit der Überlagerung mit einem

Vorlaufstreckenecho geringer wird. Außerdem ist der Impedanzunterschied bei der

Kunststoff-Vorlaufstrecke geringer, woraus eine bessere Einkopplung des Schalls resultiert.

Abbildung 3.16 zeigt zwei Screenshots von A-Bildern des Ultraschallprüfgerätes. Links

wurde ein Prüfkopf mit Metall-Vorlaufstrecke verwendet, rechts ein Prüfkopf mit

Kunststoffvorlaufstrecke. Der rechte Screenshot zeigt außerdem unmittelbar neben dem 1.

Eigenecho ein typisches Rückwandecho eines WIT-Bauteils aus Polypropylen. Die Prüfköpfe

arbeiten mit einer Prüf-Frequenz von ca. 4 MHz. Es sind Prüfköpfe mit Vorlaufstrecken von

INS

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Bild 3.16

Vergleich US-Sensoren mit Stahl- und Kunststoff-Vorlaufstrecke

A-Bild eines US-Sensors mit Vorlaufstrecke aus Stahl

A-Bild eines US-Sensors mit Vorlaufstrecke aus Kunststoff

Vorlaufstreckenechos

Rückwandecho


5 mm und 7 mm vorhanden. Damit kann die Lage der störenden Vorlaufstreckenechos

beeinflusst werden. Die Prüfköpfe können entsprechend Kapitel 3.3 in verschiedenen

Einschüben des Werkzeugs positioniert werden.

Für die Online-Laufzeitmessungen kommt ein tragbares Ultraschallprüfgerät des Typs

OmniScan® iX der Firma Olympus NDT Inc., Waltham, USA, zum Einsatz. Dieses wird im

Forschungsvorhaben so integriert, dass die A-Bilder inline an die Messwerterfassung

übertragen werden. Außerdem verfügt das Prüfgerät über integrierte Überwachungs- und

Ausgabemöglichkeiten der Laufzeit bzw. Probendicke, die eine praxisnahe Prozessüber-

wachung gewährleisten. Auf diese Weise können die gemessenen Laufzeiten auch online als

Spannungssignal übertragen, ausgewertet oder weiterverarbeitet werden.

3.6 Bauteilcharakterisierung

3.6.1 Kugelfalltest

Für die Beurteilung der Hohlraumausbildung der hergestellten Bauteile werden Kugelfalltests

durchgeführt. Die Durchgängigkeit des Hohlraums wird mit drei Kugeln der Durchmesser

20,7 mm, 16 mm und 13 mm überprüft. Die Hohlraumdurchgängigkeit wird so durch vier

Klassen grob quantifiziert.

3.6.2 Bestimmung der Restwanddicke (RWD)

Zur Bildung der Korrelationen bei den IR- und US-Messungen ist es erforderlich, die

tatsächliche Restwanddicke der Versuchsbauteile zu kennen. Diese wird mit Hilfe des

magnetisch-induktiven Messverfahrens bestimmt. Für die Versuchsauswertung stand ein

magnetisch-induktives Dickenmessgerät der Firma Panametrics GmbH, Hofheim/Taunus,

vom Typ Magna-Mike 8000 zur Verfügung. Zur Wanddickenmessung (nicht magnetischer

Werkstoffe) wird der Abstand zwischen einer Magnetsonde und einer kleinen Stahlkugel, die

sich auf der anderen Seite der zu vermessenden Wand befindet, ermittelt. Die Kugel wird

durch einen in die Sonde integrierten Dauermagneten gegenüber der Sonde gehalten und

bewirkt eine Verzerrung des Magnetfelds. Für die Messungen wurden die größten Kugeln mit

4,7625 mm Durchmesser gewählt. Diese bieten mit ± 1 % die höchste Messgenauigkeit und

mit ca. 0-6,8 mm den größten Messbereich.


3.7 Zeitstand-Innendruckprüfanlage (Erstellt durch MPA)

Die eingesetzte Zeitstand-Innendruckprüfanlage der MPA-Darmstadt ist eine

Eigenkonstruktion, die seit den 1950er Jahren ständig weiterentwickelt wird. Im Mittelpunkt

der Bemühungen stehen dabei die Anpassung der Anlagenkomponenten an den aktuellen

Stand der Technik und die Steigerung der Präzision des Druckregelverhaltens über große

Zeiträume von bis zu 10000 Stunden. Aufgrund der langjährigen Erfahrung auf diesem

Arbeitsgebiet konnte die Betriebssicherheit der Anlage auf einen Wert größer als 99%

gesteigert werden. Gerade im Hinblick auf eine störungsfrei verlaufende Prüfung, von großer

Dauer in Verbindung mit einem unbekannten Verformungsverhalten der Prüfkörper, stellt die

hohe Betriebssicherheit der Anlage eine Grundvoraussetzung für eine zutreffende Aussage

zum Zeitstandverhalten dar.

3.7.1 Aufbau der Zeitstand-Innendruckprüfanlage

Die Zeitstand-Innendruckprüfanlage gliedert sich in die zwei Bereiche Druckaufgabegerät und

Temperiereinrichtung. Die Druckbereitstellung für den Betrieb der Anlage erfolgt über einen

Luft-Hochdruckkompressor. Dieser ist über eine Druckminderungseinrichtung und

entsprechende Ventilbeschaltung an einen wassergefüllten Druckspeicher angeschlossen.


Abbildung 3.17: Schematische Darstellung einer Zeitstand-Innendruckprüfanlage der Bauart

MPA-Darmstadt. Anstelle der dargestellten Temperierung der Prüfkörper durch ein

Wasserbad, wird für die Prüfung der WIT-Rohre ein Umluft-Wärmeschrank verwendet.

Im Druckspeicher findet die Druckübertragung von dem kompressiblen Medium Luft auf das

inkompressible Medium Wasser statt. An den Druckspeicher sind Sensoren zur Wasser-

Füllstandskontrolle und Druckregelung angeschlossen und mit einer zentralen

Steuerelektronik verbunden. Die Steuerelektronik besitzt eine Bediener-Schnittstelle zur

Einstellung des gewünschten Prüfdrucks und zur Angabe eines Druck-Toleranzbereichs.

Durch die Elektronik erfolgt die automatische Ansteuerung der entsprechenden Ventile für die

Drucksteigerung und Druckabsenkung in den Prüfkörpern, sowie die automatische

Wassernachführung in den Druckbehälter. Die Prüfkörper sind durch ein Ventil und einen

Kontrollmanometer mit dem Druckspeicher verbunden. Das Ventil wird ebenfalls über die

Steuerelektronik in Abhängigkeit des Kontrollmanometers angesteuert. Über die Schnittstelle

der Steuerelektronik werden die Toleranzbereiche für einen geringen Druckunterschied

infolge einer Volumenänderung der Probekörper und einen extremen Druckabfall infolge

eines Bruchereignisses definiert. Detektiert das Kontrollmanometer einen geringen

Druckunterschied, werden über die Steuerelektronik die Ventile in der Prüfkörperzuleitung

entsprechend geschaltet bis der Solldruck als Signal des Kontrollmanometers an die


Steuerelektronik gesendet wird. Durch diese schnelle und fein einstellbare Drucküberwachung

ist es möglich den Druck im Prüfkörper über sehr lange Zeiträume konstant zu halten und

einen schädlichen Einfluss auf die Probekörper durch grobe Druckschwankungen zu

vermeiden. Detektiert der Kontrollmanometer einen großen Druckunterschied,

definitionsgemäß das Versagen des Prüfkörpers, wird das Ventil vor der Probe verschlossen

und der eingeschleifte Chronometer gestoppt. Die verwendete Temperiereinrichtung besteht

aus modifizierten, handelsüblichen Umluft-Wärmeschränken mit erhöhter Luftumwälzung der

Firma Binder. Dadurch ist sichergestellt, dass die Temperierung der Prüfkörper sicher und

zuverlässig erfolgt. Die Wärmeschränke sind für die Verwendung als Teil einer Zeitstand-

Innendruckprüfanlage mit Leitungsdurchführungen und entsprechenden

Ankopplungsmöglichkeiten für die Prüfkörper im Inneren versehen worden.

3.7.2 Versuchsdurchführung

Der Ablauf eines Zeitstand-Innendruckversuchs beschränkt sich im Wesentlichen auf die

Aufrechterhaltung eines konstanten Drucks und einer konstanten Temperatur für die Dauer bis

zum Bruch des Prüfkörpers. Die Durchführung des Versuchs erfordert jedoch eine sorgfältige

Vorbereitung der Prüfkörper. Von entscheidender Bedeutung für die störungsfreie

Durchführung eines Zeitstand-Innendruckversuchs sind die sachgerechte Montage der

Einbindungen am Prüfkörper und das restlose Entlüften des Prüfkörpers. Im Besonderen ist

hierbei ein hohes Maß an handwerklichem Geschick in Verbindung mit den entsprechenden

Erfahrungen erforderlich, um eine funktionsfähige Verbindung zwischen Einbindung und

einem sich verformenden und relaxierenden Prüfkörper zu erreichen. Nur durch eine restlose

Entlüftung vor dem Einbau der Prüfkörper kann eine eng tolerierte Druckregelung ermöglicht

werden. Nach diesen Vorbereitungsmaßnahmen werden die Prüfkörper in die Wärmeschränke

eingesetzt und zunächst drucklos bis zur Prüftemperatur erwärmt. Danach wird der Druck

innerhalb von 10 Minuten bis auf den Prüfdruck gesteigert. Ab diesem Zeitpunkt läuft die

Prüfung vollautomatisch bis zum Ausfall der Prüfkörper. Durch den Ausfall eines Prüfkörpers

wird das mitlaufende Chronometer gestoppt und zeigt damit die individuelle Lebensdauer des

Prüfkörpers an. Erst nach dem Ausfall des letzten Prüfkörpers der Gruppe kann ein weiterer

Prüfdruck eingestellt werden. Das ist bedingt durch die Vorgabe zu Prüfen bis der Prüfkörper

durch Undichtigkeit ausfällt und führt bei einem überdurchschnittlich robusten Prüfkörper zu

langen Belegungszeiten bei einem Druckniveau.


Abbildung 3.18: Blick in einen modifizierten Wärmeschrank. Der Wärmeschrank ist mit

zusätzlichen Glastüren versehen und erlaubt eine Übersicht ohne die Prüftemperatur durch

Öffnen des Prüfraums zu beeinflussen. Die druckbeaufschlagten Prüfkörper hängen nach

Ihrem Körperschwerpunkt ausgerichtet an den Druckzuleitungen. Auf dem Boden des

Wärmeschranks sind unverschlossene Rohre zwecks reiner Temperaturbelastung und Behälter

für die Medienlagerung von Zugprobestäben zu sehen.

3.8 Berstdruckprüfanlage (Erstellt durch MPA)

Die verwendete Berstdruckprüfanlage ist eine Eigenkonstruktion des Kompetenzbereichs

Kunststoffe von MPA-IfW Darmstadt. Durch die spezielle Auslegung der Anlage ist es

möglich den Druckbelastungsvorgang präzise und wiederholbar auszuführen.

3.8.1 Aufbau der Berstdruckprüfanlage

Die Anlage besteht aus einer Universal-Zugprüfmaschine vom Typ Instron 5800 mit

Steuerelektronik und Rechnersystem, darin eingebauten Hydraulikkomponenten zur

Druckerzeugung und einem Drucksteuerungssystem, dass in den Steuer- und Regelkreis der

Leistungselektronik der Zugprüfmaschine integriert ist. Die Drucksteigerung im Prüfkörper


wird durch einen Hydraulikzylinder mit angekoppelter Zuleitung zum Prüfling erreicht. Der

Hydraulikzylinder ist im Rahmen der Zugprüfmaschine zwischen der starren Bodenplatte und

der verfahrbaren Traverse eingebaut. Durch das geregelte Verfahren der Traverse wird die

angekoppelte Kolbenstange in den Hydraulikzylinder eingefahren und verschiebt somit das

druckaufbringende Medium Wasser über die Zuleitung zum Prüfling.

Abbildung 3.19: Die Berstdruckprüfanlage besteht aus der Kombination einer Universal-

Zugprüfmaschine mit einem Hydraulikzylinder zur Druckerzeugung, einem mit der Steuerung

der Zugprüfmaschine gekoppelten Druckmesssystem und einer temperierten Berstkammer.

Der Betrieb des Hydraulikzylinders mit Wasser als druckerzeugendes Medium stellt dabei

besonders hohe Ansprüche an die konstruktive Auslegung der Zylinderwerkstoffe und die

Dichtmittel. Die starre Zuleitung zum Prüfkörper ist, für eine bessere Handhabung während

des Prüfkörpereinbauvorganges, durch eine elastische Strecke in Form einer Schraubenfeder,

in begrenztem Maß beweglich, ausgeführt. Im weiteren Verlauf der Zuleitung zum Prüfling ist

ein Drucksensor des Typs WIKA S11 mit einem Messbereich von 600 bar und einer

Genauigkeitsklasse von 0,1% eingebaut. Dieser Drucksensor wurde vor der Inbetriebnahme

der Berstdruckprüfanlage bei dem Deutschen Kalibrierdienst (DKD) hinsichtlich des

elektrischen Signals und dem zugeordneten Druck vermessen. Das Signal des Drucksensors

dient in der Berstdruckprüfanlage sowohl zur Steuerung und Regelung der Zugprüfmaschine,


als auch zur Messwerterfassung, Speicherung der Daten und deren automatischer Auswertung.

Der Drucksensor ist dabei in der Zuleitung bewusst direkt vor dem Prüfling platziert, um den

Einfluss von hydrodynamischen und hydraulischen Effekten auf das Messsignal zu

minimieren.

Abbildung 3.20: Schematischer Aufbau der wesentlichen Anlagenkomponenten der

Berstdruckprüfanlage

Bei einer Berstdruckprüfung wird das Versagen des Prüfkörpers durch eine von innen

aufgebrachte Belastung erzeugt, wodurch die plötzlich freiwerdende Energie das

druckaufbringende Medium stoßartig austreten lässt und gegebenenfalls abgelöste Stücke des

Prüfkörpers weggeschleudert werden. Aus diesem Grund ist der Prüfkörper in einer

geschlossenen, schockfesten Berstkammer aus Aluminium mit eingebauter Edelstahlwanne

untergebracht. Gleichzeitig kann in dieser entsprechend gedämmten Berstkammer durch ein

installiertes Temperiersystem die gewünschte Prüftemperatur eingeregelt werden. Die Wärme

wird durch ein elektrisch betriebenes Heizregister mit einem hochtemperaturfesten

elektrischen Lüfter erzeugt. Die Temperaturregelung erfolgt über eine eigenständige

Elektronik, bestehend aus einem direkt programmierbaren Temperaturregler des Typs

Eurotherm 2404 und einem Thyristorsteller des Typs Eurotherm 7100L. Aufgrund der

elektrischen Leitfähigkeit des Mediums Wasser ist die gesamte Elektronik über einen


Fehlerstromschalter gemäß den geltenden Vorschriften abgesichert. Die Temperaturerfassung

erfolgt durch zuschaltbare Temperaturfühler vom Typ PT100. Durch dieses System kann

sowohl die Oberflächentemperatur des Prüfkörpers, als auch die Temperatur im inneren des

Prüfkörpers festgestellt und gesteuert werden. Während der Prüfung lässt sich das Vorgehen

in der Berstkammer durch eine aufgesetzte 15 mm starke, schlagzähe Polycarbonatscheibe

mitverfolgen. So können Unregelmäßigkeiten wie abrutschende Einbindungen, oder

vorzeitige Undichtigkeiten frühzeitig erkannt werden. Die Ankopplung des Prüfkörpers an das

hydraulische System der Berstdruckanlage erfolgt über eine Standard-Einbindung und dient

gleichzeitig als einseitige Lagerung in der Berstkammer. Die gegenüberliegende Seite des

Prüfkörpers ist ebenfalls mit einer Standard-Einbindung verschlossen und annähernd

zwängungsfrei auf einer losen Rohrschelle aufgelagert.

Abbildung 3.21: Blick von oben in die Berstkammer. Auf der rechten Seite, außerhalb der

Berstkammer, ist der Präzisions-Druckaufnehmer zu sehen. Im unteren und rechten Bereich

ist das geregelte Heizgebläse eingebaut. Im oberen Bereich ist das zwängungsfrei eingebaute

Prüfrohr mit der Temperatursensorik zur Feststellung der Rohroberflächen- und

Rohrinnentemperatur zu sehen.


Die Vergleichbarkeit der Prüfergebnisse basiert auf einer vorgegebenen, gleichen

Druckzunahmegeschwindigkeit für alle Prüfkörper, die ähnlich zur Prüfgeschwindigkeit des

einachsialen Zugversuchs nach DIN EN ISO 527, als grundsätzlich festzulegender

Versuchsparameter verstanden wird. Daher besteht die Notwendigkeit die Steuerung der

Zugprüfmaschine an den entsprechenden Einkoppelstellen der Software anzupassen, um einen

stabilen Verlauf der gewünschten Druckzunahmegeschwindigkeit gewährleisten zu können.

Damit die Steuerung der Zugprüfmaschine die Störgrößen Reibung am Kolben-Zylinder-

Übergang, elastische Dehnung aller druckbelasteten Komponenten und das veränderliche

Dehnverhalten des Prüfrohres ausregeln kann, ist es erforderlich die Abfolge des Regelkreises

zu berücksichtigen und entsprechende Einstellungen vorzunehmen.

Abbildung 3.22: Blockdiagramm zur Verdeutlichung der Funktionsweise der Druckregelung

Die Regelung erfolgt hierbei in drei Schritten. Im ersten Schritt wird der anliegende Druck im

hydraulischen System erfasst und als Basisgröße bereitgestellt. Im zweiten Schritt wird der

Vergleich zwischen Soll- und Istdruck ausgeführt und an die Regelelektronik weitergeleitet.

Im dritten Schritt wird aus der Regelabweichung, unter Berücksichtigung des dynamischen

Verhaltens des hydraulischen Systems (Regelstrecke), der Verfahrweg der Traverse und damit

der angekoppelten Kolbenstange (Stellgröße) bestimmt. Für die Genauigkeit der

auszuführenden Wege sind dabei die PID-Regelparameter von entscheidender Bedeutung und

wurden in Vorversuchen empirisch ermittelt. Die PID-Regelparameter sind, mit dem P-Teil

als Proportionalglied für die Verstärkung des Messsignals zur Verwendung im Stellglied

(Leistungsbereitstellung) wirksam, mit dem I-Teil für die zeitliche Integration der

Regelabweichung zur Anpassung der Stellgröße zuständig und mit dem D-Teil für die


Differenzierung der Regelabweichung als Reaktion auf die Änderungsgeschwindigkeit

zuständig. Nur durch vertiefte Kenntnisse zu diesem Sachverhalt ist es möglich die

erforderlichen PID-Regelparameter für die Versuchsdurchführung optimal anpassen zu

können.


Für die Versuchsdurchführung der Berstdruckprüfung mit der beschriebenen, komplexen

Anlagentechnik und einem spröd-entfestigenden Prüfkörper ist es erforderlich eine Methode

zu entwickeln, durch die ein sicher beherrschbarer Ablauf der Prüfung und eine wiederholbare

Prüfsituation ermöglicht wird. Die Benutzerschnittstelle zur Bedienung der Berstdruckanlage

und die Einstellbarkeit der Prüfsituation erfolgt über den Computer der Zugprüfmaschine. Die

Software der Zugprüfmaschine stellt eine Bedieneroberfläche zur Verfügung anhand der die

wesentlichen Parameter für eine versuchsgerechte Maschinensteuerung eingestellt werden

können. Unter Verwendung der ermittelten PID-Regelparameter ist es möglich eine konstante

Drucksteigerung über die Zeit zu erhalten, unabhängig davon welche Intensität die

individuelle Störgröße während des Versuchs entwickelt. Der Prüfkörper wird nach Einbau in

die Berstkammer und Ankopplung an das hydraulische System über zyklisches Auf- und

Abfahren des Hydraulikzylinders entlüftet. Dabei wird die Luft aus dem Prüfkörper über ein

geöffnetes Ventil, das an einem T-Stück in einer Hochlage in der Zuleitung zum Prüfkörper

eingebaut ist, in einen wassergefüllten Behälter abgeführt. Nach dem Entlüftungsvorgang wird

das Ventil geschlossen und ein geringer Vordruck von 5 bar über die Handsteuerung der

Zugprüfmaschine angefahren. Danach kann der Versuch gestartet werden. Nach dem Bersten

des Prüfkörpers, oder Eintreten eines festgelegten Abbruchkriteriums wird die Prüfung

automatisch beendet, die aufgezeichneten Daten gespeichert und in Form eines Diagramms

angezeigt.


Abbildung 3.23: Darstellung von Druck vs Zeit eines typischen Berstdruckversuchs. Auf der

Ordinate ist der Druck in bar (hier 95 bar) und auf der Abszisse die Zeit in Sekunden (hier 35

Sekunden) dargestellt. Gut zu Erkennen ist der Beginn des Versuchs bei einer Vorlast von 5

bar und das schnelle Einregeln in den vorgegebenen Verlauf. Obwohl es während der

Drucksteigerung zu veränderlichen Dehnraten der beteiligten Komponenten und zu

sprunghaften Entfestigungen des Prüfkörpers kommt, kann durch die eingestellten

Steuerparameter ein konstanter Druckanstieg im Prüfkörper erzeugt werden.

3.9 Druckschwellprüfanlage (Erstellt durch MPA)

Die eingesetzte Druckschwellprüfanlage ist eine Sonderanfertigung der Firma Nader

Elektrotechnik GmbH in Edingen-Neckarhausen. Die Druckschwellprüfanlage DSP16 wurde

für die Prüfungen an Polyamidrohren, hergestellt durch die Wasserinjektionstechnik,

optimiert. Gegenüber den üblichen Prüfanforderungen an Elastomer-Kühlerschläuche musste

die deutlich höhere Steifigkeit der Polyamid-WIT-Rohre und deren höhere Belastbarkeit

berücksichtigt werden. Die technische Auslegung der Druckschwellprüfanlage ist

entsprechend den Anforderungsprofilen der Prüfvorschriften des Automobilbaus ausgerichtet.

Die Bedeutung des Begriffs Druckschwellprüfung, im Kontext Prüfung von


Kühlkreislaufkomponenten des Automobilbaus, impliziert die Zusatzbelastungen aus

Temperatur und Medium. Bei dieser Prüfung handelt es sich im technischen Sinn um eine

Komplexbeanspruchung der Prüfkörper, zusammengesetzt aus der mechanischen Belastung

Innendruck, aus der chemisch-physikalischen Belastung durch die Zusammensetzung des

druckübertragenden Mediums und der thermomechanischen Belastung durch die konstante,

oder wechselnde Temperatur. Diese Belastungsgrößen werden in der Prüfung gemäß den

Vorgaben der Automobilhersteller eingestellt, um eine naturnahe Belastungssituation für die

Prüfkörper zu erzeugen.

3.9.1 Aufbau der Druckschwellprüfanlage

Die Druckschwellprüfanlage besteht aus drei Bereichen, die ihren Funktionen nach

beschrieben werden. Der erste Bereich besteht aus dem Prüfanlagenkörper mit Prüfkammer

und allen erforderlichen Aggregaten, zur Erzeugung der Prüfkörperbelastungen. Der zweite

Bereich besteht aus einer Speicherprogrammierbaren Steuerung (SPS) mit daran

angeschlossenen Reglern und Stellern, die an die Aggregate des Prüfanlagenkörpers

angekoppelt sind. Zudem ist die SPS durch eine Schnittstelle mit einem PC verbunden, der

den dritten Bereich der Anlage darstellt. Über die Bedieneroberfläche des PC ist es für den

Benutzer möglich eine Software zur Erstellung eines Prüfablaufs zu bedienen.

3.9.1.1 Prüfanlagenkörper

In den Prüfanlagenkörper sind alle Aggregate zur praktischen Erzeugung der

Probekörperbelastungen und die Prüfkammer eingebaut. Die Prüfkammer wird über eine

elektrische Widerstandsheizung mit Umluftgebläse beheizt und durch ein Kühlkörperregister

mit Gebläse gekühlt. Die Temperierung der Prüfkammer bildet gleichzeitig die Temperierung

der Prüfkörperoberfläche ab. Unabhängig von der Medientemperatur im Inneren der

Prüfkörper können hier Temperaturen zwischen -40°C und +140°C mit einer Toleranz von

weniger als 2 Kelvin erreicht werden. Die Kühlleistung wird durch eine großzügig

dimensionierte, zweistufige Kältemaschine bereitgestellt. An den Seitenwänden im Inneren

der Kammer befinden sich die Anschlüsse für die Prüfkörper. Durch den Prüfkörpereinbau

entsteht zusammen mit der Anlage ein geschlossener Kreislauf, in dem das Medium während

der Prüfung zirkuliert. Die Einkopplung der Prüfkörper in den Kreislauf wird durch

Standardeinbindungen mit einem Gewindeadapter für das verwendete Kurzkegel-

Gewindesystem aus dem Hydraulikbereich realisiert. Durch dieses metallisch dichtende

System bleiben alle Elemente der flexiblen Zuleitungen zu den Prüfkörpern auch bei starken

Temperaturwechseln während der Prüfung dicht.


Abbildung 3.24: Der Prüfanlagenkörper. Das Edelstahlgehäuse umschließt alle Aggregate und

die Prüfkammer. Rechts neben dem Prüfanlagenkörper steht der Steuer-, Rechnerschrank mit

SPS-Computer und PC-Computer mit Bedienoberfläche und Eingabegeräten.

Abbildung 3.25: Die Prüfkammer. An den Seitenwänden der Prüfkammer sind die

Prüfkörperanschlüsse übereinander angeordnet. An der Hinterwand und der Decke der

Prüfkammer sind die Elemente für die Umlufttemperierung zu erkennen.


Die Umwälzung des Mediums während der Prüfung ist erforderlich, um die Temperatur im

Inneren der Prüfkörper über die Dauer der Prüfung einregeln zu können. Im Besonderen, wenn

die geforderten Temperaturen für die Probenoberfläche sehr stark von der Temperatur für das

Medium in Inneren der Prüfkörper abweicht. Das Medium wird von einer magnetgekoppelten

und in ihrer Förderleistung zwischen 0 und 3000 Liter pro Stunde durch die SPS regelbaren

Kreiselpumpe durch den Kreislauf transportiert. Direkt nach der Kreiselpumpe folgt eine

Temperierstrecke mit nacheinander geschalteter elektrischer Widerstandsheizung und

folgender Kühlstrecke. Die elektrische Widerstandsheizung ist als Integralbauteil aus dem

mediendurchflossenen Leitungsrohr mit aufgeschrumpftem Aluminiumwiderstandskörper und

eingebautem Temperatursensor aufgebaut und ermöglicht Medientemperaturen von bis zu

140°C. Durch die unmittelbare Nähe des Temperatursensors zur Heizung lässt sich die

Temperatur im Medium sehr präzise in einem engen Toleranzbereich durch die SPS steuern.

Die nachfolgende Kühlstrecke ist ähnlich zur Heizstrecke aufgebaut und ermöglicht

Medientemperaturen bis zu -40°C. Das medienführende Leitungsrohr ist hier mit einem

Hüllrohr versehen, dass direkt von dem Kühlmittel der Kältemaschine durchflossen wird.

Auch hier sitzt der zugehörige Temperatursensor unmittelbar nach der Kühlstrecke und

gewährleistet damit, in Verbindung mit der SPS, eine sensible Temperaturführung während

der Prüfung. Nach der Kühlstrecke verzweigt sich die Medienleitung in die sechs einzelnen

Prüfkörperzuleitungen mit den individuellen Ventilen für die Prüfkörper. Diese elektrischen

Magnetventile sind an den Seitenwänden außerhalb der Prüfkammer für jeden Prüfling am

Medieneintritt und am Medienaustritt in die Medienleitungsstränge integriert. Durch schließen

dieser SPS-gesteuerten Ventile werden undicht gewordene Prüfkörper vom zirkulierenden

Medienkreislauf getrennt. Durch diesen vollautomatisierten Ablauf muss die Fortführung der

Prüfung mit den verbliebenen Prüfkörpern nicht von Hand ausgelöst werden. Über den

Bodenablauf der Prüfkammer wird ausgetretenes Medium zurück in den Vorratstank geführt

und bei Bedarf vollautomatisch über ein Ventil direkt der Kreiselpumpe zugeführt. Nach den

Magnetventilen am Medienaustritt werden die Einzelleitungen zusammengefasst und der

Kreiselpumpe zugeführt. In diesem Zuführungsstrang ist ein ventilgesteuerter Abzweig zu

einer Kolbenhubpumpe eingebaut. Über diese Kolbenhubpumpe in Verbindung mit einem

elektrischen Drucksensor wird der Prüfdruck von bis zu 16 bar für das gesamte

Kreislaufsystem erzeugt. An die Kolbenstange der Kolbenhubpumpe ist ein elektronisches

Wegmesssystem gekoppelt, dass in Abhängigkeit von Stellweg und Signal des Drucksensors

die Basiswerte für die SPS-Steuerung liefert. Durch die gute Abstimmung der Komponenten

und den leistungsstarken Antrieb der Kolbenhubpumpe sind sinusförmig gesteuerte

Druckwechsel bei 16 bar mit bis zu 1Hz möglich.


3.9.1.2 Speicherprogrammierbare Steuerung

Die Speicherprogrammierbare Steuerung, SPS Siemens S7, transformiert die Angaben der

Bedienoberfläche des PC in Steuersignale für die elektronischen Regler und Steller der

Aggregate des Prüfanlagenkörpers. Im Speicher der SPS sind zusätzlich selbstlauffähige

Programme hinterlegt, die vor Beginn und während einer Prüfung Logiktests zum aktuellen

Zustand der jeweiligen Anlagenkomponenten durchführen und permanent selbständig

korrigierend eingreifen. Bedingt durch die Vielzahl der zu steuernden Aggregate und deren

gegenseitigen Abhängigkeit, sind die Programmstrukturen sehr stark verschachtelt und von

einem erheblichen Umfang. Da es sich bei den meisten Steuerparametern um

sicherheitsrelevante Größen handelt, ist hier der Zugriff für den Prüfanlagennutzer nicht

vorgesehen. Die Signale der verschiedenen Sensoren zu Druck, Temperatur, Durchfluss und

weitere, werden von der SPS in Echtzeit an die PC Benutzeroberfläche gesendet und in einem

vorzugebenden Bereich des PC gespeichert. Damit ist der Anlagenzustand und die Situation

im Bereich der Prüfkörper jederzeit für den Bediener klar ersichtlich und die Daten für eine

Dokumentation des Prüfverlaufs gesichert. Bei einem Ausfall des PC Computersystems läuft

das SPS Computersystem selbständig weiter und speichert alle wesentlichen Daten in einem

selbstüberschreibenden Pufferspeicher. Nach dem Wiederanfahren des PC Computersystems

können die Daten aus diesem Pufferspeicher ausgelesen und weiter verwendet werden. Durch

diese Anordnung der SPS als eigenständiges Computersystem und Bindeglied zwischen PC

Computersystem und den Aggregaten des Prüfanlagenkörpers wird ein wichtiger Beitrag zur

hohen Betriebssicherheit des Gesamtsystems geleistet.

3.9.1.3 Benutzerschnittstelle PC

Der PC bildet mit der Oberfläche einer amerikanischen Standardsoftware die

Benutzerschnittstelle für den Prüfanlagenbediener. Über die Oberfläche einer

selbsterklärenden Software der Firma Nader GmbH können die Einstellungen für die

Prüfungen und das Weiterleiten der Ergebnisse an ein Transfermedium ausgeführt werden.

Zusätzlich ist eine Programm-Routine implementiert, anhand der eine Kalibration des

Drucksensors in Verbindung mit einem beizustellenden Transfernormal durchgeführt werden

kann. Die Software bietet die Möglichkeit Prüfungen durch direkte Vorgabe der Parameter,

oder durch Abarbeiten einer hinterlegten Tabelle auszuführen. Im Tabellenmodus ist es

möglich wechselnde, oder stark unterschiedliche Prüfsituationen unterbrechungsfrei

nacheinander auszuführen und diese Gesamtbelastungskollektive beliebig oft zu wiederholen.

Die Parameter für die Prüfung können sehr detailiert beschrieben werden. Die Temperatur

kann konstant, oder als Rampe über die Zeit beschrieben werden. Die Begrenzung für den


Temperatur-Zeit-Gradienten entsteht hierfür nur durch die physikalische Leistungsfähigkeit

der Anlage. Der Druck kann statisch, oder schwellend stufenlos zwischen 0 und 16 bar

gewählt werden. Das Druckwechselprofil kann sinusförmig, oder trapezförmig ausgeführt

werden. Sinusförmige Druckprofile können mit einer Frequenz von 1 Hz ausgeführt werden.

Im Modus trapezförmig können Druckansteigzeit und Druckabfallzeit auf bis zu 1 Sekunde

reduziert werden. Die Mediendurchströmung der Prüfkörper kann zwischen 0 und 3000 Liter

pro Stunde vorgegeben werden. Während des Prüfablaufs werden über die Softwareoberfläche

alle der beschriebenen Parameter als Soll- und Istwert angezeigt. Zudem erscheint der

Temperatur- und Druckverlauf in Echtzeit in Diagrammform. Der aktuelle Stand einer

Prüfung wird durch die Angaben zur aktuellen Prüfdauer und der Anzahl der Lastwechsel

ergänzt. Nach Abschluss einer Prüfung können die Ergebnisse automatisch durch die Software

ausgewertet und auf ein Speichermedium transferiert werden.

Abbildung 3.26: Der Steuer- und Rechnerschrank. In diesem Schrank sind alle zur Bedienung

und Steuerung der Anlage notwendigen elektronischen Geräte eingebaut. Die Oberfläche der

Software ist intuitiv zu bedienen.


Abbildung 3.27: Die Kolbenhubpumpe. In der Bildmitte ist der Zylinder der

Kolbenhubpumpe für die Druckerzeugung zu erkennen. Rechts von der Pumpe sind das

angekoppelte Wegmesssystem und der darüber positionierte Servo-Antriebsmotor zu sehen.


Die Versuchsdurchführung beginnt mit den Vorbereitungen zum praktischen Versuchsablauf.

Zunächst wird die Anlage mit dem Prüfmedium befüllt, die Prüfkörper eingebaut und die

geforderten Einstellungen der Prüfparameter in die Oberfläche der Software programmiert.

Das Medium besteht aus einem branchenüblichen Kühlmittel auf der Basis eines Mono-

Ethylenglykols, oder dessen Wassergemischen. Das Medium wird vor einer Prüfung in den

Vorratstank der Anlage eingespeist und kann während der Prüfung bezüglich seiner

Zusammensetzung nicht beeinflusst werden. Nach dem Schließen der Prüfkammer ist die

Druckschwellprüfanlage einsatzbereit. Die Prüfung wird über eine Funktion auf der Software-

Oberfläche gestartet. Nach Auslösen dieser Funktion werden nacheinander alle Prüflinge

automatisch entlüftet und auf Dichtigkeit hin geprüft. Mit dem Start beginnt sofort die

Temperierung der Kammer und des Mediums in den Prüfkörpern. Sobald der Toleranzbereich

der vorgegebenen Temperaturen erreicht ist, wird das Druckverhalten des Prüfkreislaufs durch

eine automatische Drucksteigerung festgestellt. Anhand dieser Kennlinie wird durch die

Software der SPS ein vorläufiges Regelverhalten für den Prüfkreislauf in Abhängigkeit des

gewünschten Druckverlaufs errechnet. Während der ersten Druckregelungen wird ein Soll-Ist-


Vergleich zur Optimierung des Regelverhaltens durchgeführt. Diese Optimierungsrechnungen

und unmittelbar folgenden Korrekturen des Regelverhaltens setzen während der gesamten

Prüfung ein wenn der vorgegebene Toleranzbereich des Druckverlaufs überschritten wird. Bei

größeren Abweichungen die in einer definierten Zeitspanne eintreten wird die Prüfung

automatisch unterbrochen und die Dichtigkeit der einzelnen Prüfkörper abgeprüft. In

Abhängigkeit der einzustellenden Leckagemenge pro Zeit wird der individuelle Prüfkörper in

den Kreislauf hinein, oder heraus geschaltet. Danach folgen eine Kennlinienermittlung und

das Fortführen der Prüfung. Die Prüfung ist beendet wenn alle Prüflinge ausgefallen sind, oder

eine Prüfzeit, oder eine Anzahl Druckschwellzyklen erreicht werden.

4 MATERIALENTWICKLUNG 49

4 MATERIALENTWICKLUNG

Für dieses BMBF-Projekt „Qualitätssicherung bei der Herstellung von

Kunststoffmedienleitungen mittels der innovativen Wasserinjektionstechnik“ werden von der

A. Schulman GmbH, Kerpen, speziell auf den WIT-Prozess abgestimmte

Kunststoffcompounds entwickelt. Hierfür wurde in folgenden Schritten vorgegangen:

1. Entwicklung geeigneter Kunststoffcompounds und deren Herstellung im Labormaßstab

2. Optimierung der Versuchsmaterialtypen nach Abmusterungsversuchen beim IKV Aachen

3. Scale-Up und Bereitstellung der Versuchmaterialien

4.1 Entwicklung und Optimierung der Materialien

Bei der Entwicklung der Materialien wird zwischen Materialien für den 1K und 2K- Prozess

unterschieden. Während beim 1K-Prozess ein Material das komplette Anforderungsprofil

abdecken muss, werden beim 2K-Prozess die Anforderungen auf die einzelnen Partner des

Verbundes verteilt. Die Anforderungen an die Materialien sind je nach Prozess in Abbildung

4.1 dargestellt.

Materialien für den 1K-Prozess

Um die Verarbeitbarkeit abschätzen zu können, werden dem IKV, Aachen, vorab fünf

Materialvarianten für Versuche bzgl. der Verarbeitbarkeit zur Verfügung gestellt. Die

Abmusterungsergebnisse sind hinsichtlich der Hohlraumausbildung bereits akzeptabel, jedoch

lässt sich bei einem Material eine Lunkerbildung in der Restwand nicht vollständig

unterbinden. Bei einem anderen Material sind deutliche Glasfaserauswaschungen, teilweise

sogar Glasfasernester, im Fluidkanal zu finden.

Aufbauend auf diesen Ergebnissen werden die Rezepturen hinsichtlich folgender Parameter

verbessert:

• Die Rekristallisationsdynamik wird mit speziellen Additiven balanciert: Diese ist

insbesondere für das Aufblasverfahren von Bedeutung, da es hier durch die kurze

Verzögerung zwischen der Teilfüllung der Kavität mit Kunststoffschmelze und der

Injektion des Wassers zu Markierungen an der Bauteiloberfläche

(Umschaltmarkierung) kommen kann. Letztere entstehen für gewöhnlich, wenn die

Kunststoffschmelze zu schnell rekristallisiert, wohingegen bei zu langsamer

Rekristallisation der Injektor nicht mehr ausreichend abgedichtet werden kann. Daher

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Anforderungen an WIT-Materialien

Bild 4.1


muss ein Bereich gefunden werden, in dem beide Anforderungen bestmöglich erfüllt

werden können.

• Die Langzeitwärmestabilisierung wird insbesondere hinsichtlich der Extraktions-

beständigkeit der Additivierung bei einer Umspülung mit Wasser optimiert. Neben den

für Polyamide üblichen Stabilisatoren die das Material vor Abbau während der

Verarbeitung schützen, kommen für eine Hitzestabilisierung Kupferkomplex- und

aminische Stabilisierungssystem in Frage.

• Die Hydrolysestabilität wird durch entsprechende Stabilisierung und den Einsatz

speziell hierfür entwickelter Glasfasern verbessert.

• Die Fließfähigkeit zur gleichförmigen Hohlraumausbildung während des Prozesses

wird eingestellt. Dies wird erzielt durch Eingrenzung des Viskositätsbereiches und die

Einstellung der Glasfaserlängenverteilung.

Darüber hinaus werden zum Erreichen eines guten mechanischen Eigenschaftsprofils

intensive Versuche zur Auswahl einer geeigneten Glasfaser durchgeführt. Zusätzlich wird bei

einer Materialvariante ein Teil der Glasfasern durch Glaskugeln ersetzt. Dies hat zwar einen

leichten Einfluss auf die mechanischen Eigenschaften (geringere Festigkeiten,

Schlagzähigkeiten), jedoch auch einen positiven Effekt auf die Oberflächenqualität und das

Fließverhalten. In den folgenden Versuchen zeigt sich, dass hierdurch das Ausräumverhalten,

d.h. die gleichmäßige Hohlraumausbildung, verbessert werden kann.

Als Ergebnis der Optimierungsphase werden dem Konsortium drei unterschiedliche

Compounds für weitere Versuche zur Verfügung gestellt. Alle drei Materialien liefern bei den

praktischen WIT-Spritzgießversuchen deutlich bessere Ergebnisse als die zuvor eingesetzten

Typen. Das Material Schulamid® 66 GF 30 WIT K1994 Schwarz 96.8107 Vers.2 liefert nach

den Auswertungen die besten Resultate und wird daher für die weiteren Untersuchungen des

1K-Prozesses verwendet.

Materialien für den 2K-Prozess

Neben der Bereitstellung von Materialien zur Herstellung von einschichtigen Rohren werden

Materialien für mehrschichtige Rohre zur Verfügung gestellt, die mittels des 2K-Prozesses

hergestellt werden sollen. Aufgrund der im Vergleich zu Polyamid erhöhten

Hydrolysestabilität von Polypropylen wird zunächst ein speziell modifiziertes, 30 %

kurzglasfaserverstärktes Polypropylen als Innenkomponente verwendet. Als

Außenkomponente wird nach Vorversuchen mit Varianten aus 30 % glasfaserverstärktem

Polyamid 6, Polyamid 66 und Polyamid 6/66 ein Schulamid® 66 GF 30 Schwarz verwendet.

Wichtige Randbedingung zur Vermeidung von Ablösungen der inneren von der äußeren


Schicht ist hierbei, dass das Kernmaterial ein ähnliches Schwindungsverhalten wie das äußere

Material aufweisen muss.

Im Rahmen der weiteren Abmusterungsversuche kommt es jedoch zunächst aufgrund der

fehlenden Verträglichkeit zwischen den beiden Komponenten zu einem Ablösen der

Polypropylen- von der Polyamid-Schicht. Dies kann durch Materialvarianten mit verbesserter

Kopplung behoben werden. Ein zweites Problem besteht in der Ausdünnung der Innenschicht

zum Fließwegende. Um die Wanddickenverteilung gleichmäßiger zu gestalten, werden zwei

Typen mit verbesserter Fließfähigkeit und Haftung hergestellt. Während es sich bei der ersten

um eine Variante der zuvor bemusterten glasfaserverstärkten Type handelt, ist die zweite mit

Talkum gefüllt. Da sich die letztere Variante hinsichtlich ihrer Verarbeitbarkeit besser verhält,

werden weitere Versuche mit verschiedenen Anteilen an Talkum gemacht. Als Ergebnis der

Vorversuche werden die beiden Typen Polyfort® FPP FX 1010 E BLAU 48285 (10 %

talkumverstärkte Type) und Polyfort® FPP FX 5100 E BLAU 48285 (unverstärkte Type)

bereitgestellt.

Die positive Bewertung aus den Vorversuchen hinsichtlich der Prozesssicherheit kann in der

folgenden Abmusterung leider nicht bestätigt werden. Das prinzipielle Abformungsverhalten

der Typen wird zwar als positiv bewertet, jedoch zeigt sich, dass aufgrund der geringeren

Steifigkeit des Materials eine ausreichende Abdichtung des Injektorbereiches nicht mehr

gegeben und damit eine konstant gleichmäßige Hohlraumausbildung nicht erzielbar ist. Daher

wird ein etwas steiferes Material mit 20 % Talkumanteil mit Namen POLYFORT® FPP 20

TE WIT NATUR entwickelt, mit dem die gewünschte Hohlraumausbildung konstant

eingestellt werden kann. Diese Type wird für die anschließenden 2K-Versuche bereitgestellt.

4.2 Durchführung des Scale-Up

Wie oben beschrieben, beziehen sich die Scale-Up Versuche lediglich auf die Polyamid-

Typen, welche für die Folgeversuche in größeren Mengen zur Verfügung gestellt werden

müssen. Das Scale-Up erfolgt hierbei in zwei Schritten auf dichtkämmenden

Gleichdralldoppelschneckenextrudern – sogenannten Zweischneckenknetern (ZSK) – mit

unterschiedlichen Durchmessern.

In dem ersten Schritt wird zunächst eine Kleinmenge von 1100 kg des Materials

SCHULAMID® 66 GF 30 WIT K1994 Vers.3 hergestellt. Für diesen Versuch wird eine

Produktionslinie für Kleinmuster mit einem Schneckendurchmesser von 40 mm und einem

L/D-Verhältnis von 40 verwendet. Durch gezielte Einstellung der Faserdosierung kann die


erforderliche Glasfaserverteilung im Endprodukt den Produktanforderungen angepasst

werden.

Im zweiten Schritt werden dann zusätzlich zur dieser Kleinmenge die vom Konsortium

ausgewählten Typen SCHULAMID 66 GF 30 WIT K1994 SCHWARZ 96.8107 VERS.2 und

SCHULAMID 66 GF 30 WIT K1994 SCHWARZ 96.8107 VERS.3 in größerer Menge auf einer

regulären Produktionslinie mit einem Schneckendurchmesser von 58 mm und einem L/D-

Verhältnis von 43 hergestellt. Die Überprüfung der qualitätsrelevanten Daten von Artikel

SCHULAMID® 66 GF 30 WIT K1994 Vers.3 zeigt, dass die zweite Charge in allen technisch

relevanten Kennwerten in großer Übereinstimmung mit der Vorpartie und den Eigenschaften

der im Labor hergestellten Muster liegt. Die Eigenschaften des Artikels SCHULAMID® 66 GF 30 WIT K1994 Vers.2 werden direkt mit denen des Labormusters verglichen, wobei auch

hier alle technischen Vorgaben erfüllt werden.

4.3 Ergebnis der Materialentwicklung

Als Ergebnis der Materialentwicklung kann festgehalten werden, dass es je nach Variante des

WIT-Prozesses sinnvoll ist, auf eine spezifische Materialentwicklung zurückzugreifen. So hat

sich die hinsichtlich ihrer Haftung zur polyolefinischen Innenkomponente modifizierte

Variante für den 2K-Prozess als zielführend erwiesen. Ebenso kann bei dem 1K-Prozess

weiter zwischen den verschiedenen Verfahrensvarianten differenziert werden. Das letztlich

verwendete Material SCHULAMID® 66 GF 30 WIT K1994 Vers.2 ist in diesem

Zusammenhang eine von ihrem Eigenschaftsprofil relativ breit aufgestellte Type. Je nach

Fokussierung auf einen speziellen Prozess wären hier noch weitere Optimierungen, aber auch

Kostenersparnisse denkbar.

5 UNTERSUCHUNGEN ZU DEN MÖGLICHKEITEN DER PROZESSÜBERWACHUNG 53

5 UNTERSUCHUNGEN ZU DEN MÖGLICHKEITEN DER PROZESSÜBERWACHUNG

5.1 Versuchsmaterialien

Für die Voruntersuchungen kommt ein Standard-Polypropylen vom Typ PP 505 P, der Firma

Sabic Deutschland GmbH, Düsseldorf, zum Einsatz. Polypropylen lässt sich erfahrungsgemäß

problemlos mit der WIT verarbeiten und zeichnet sich durch ein großes Prozessfenster aus.

Die 1K-Prozessuntersuchungen werden mit dem WIT-modifizierten glasfaserverstärkten

Polyamid des Typs Schulamid 66 GF 30 WIT K1994 Schwarz 96.8107 Vers.3 der Firma A.

Schulman GmbH, Kerpen, durchgeführt. Für die Herstellung einer großen Anzahl prüffähiger

1K-Rohre kommt das Serienmaterial A3HG6 der BASF SE, Ludwigshafen zum Einsatz.

Dabei handelt es sich um ein hydrolysestabilisiertes Polyamid 6.6 mit einem Glasfasergehalt

von 30 %.

Bei den 2K-Prozessuntersuchungen kommt als Kernkomponente ein haftmodifiziertes

Polypropylen vom Typ Admer® QB520E der Mitsui Chemicals Europe GmbH, Düsseldorf,

zum Einsatz. Als Hautkomponente wurde das glasfaserverstärktes Polyamid (Glasfasergehalt

30 %) vom Typ Schulamid 66 GF 30 WIT K1994 Schwarz 96.8107 Vers.3 der Firma A.

Schulman GmbH verwendet. Weiter werden zur Herstellung prüffähiger 2K-Rohre als

Kernkomponenten das PP Polyfort FPP 20 TE sowie zum Vergleich der Eigenschaften das

PP 505 P eingesetzt.

5.2 Voruntersuchungen

In diesem Kapitel wird die erforderliche Vorgehensweise beschrieben, um anhand von online

ermittelten Ultraschalllaufzeiten quantitative Aussagen über die Restwanddicke zu

ermöglichen. Insbesondere wird hier die starke Abhängigkeit der Schallgeschwindigkeit von

Temperatur und Druck des Kunststoffs, sowie die Inhomogenität der Temperaturverteilung in

der Restwand beim WIT-Prozess aufgezeigt. Als Untersuchungsmaterial kommt das

Polypropylen vom Typ PP 505 P zum Einsatz. Die Untersuchung gliedert sich in

verschiedene Schritte. Zunächst wird die materialspezifische Schallgeschwindigkeit abhängig

von Temperatur und Druck ermittelt. Da die Temperaturverteilung im Bauteil in der Praxis

nicht ohne weiteres messbar ist, wird sie über eine Simulationsrechnung angenähert. Mit den

Ergebnissen der Messzelle und der simulierten Temperaturverteilung werden nun die

temperaturspezifische Schallgeschwindigkeitsverteilung und damit die Laufzeit in der


Restwand bestimmt. Zur Verifikation der Simulationsergebnisse werden mit dem oben

angegebenen Material reale Bauteile im WIT-Verfahren hergestellt.

5.2.1 Ermittlung von Materialkennwerten mittels US-Messzelle

Die Schallgeschwindigkeit in Kunststoffen hängt in großem Maße von der Temperatur und

dem Druck ab. Will man Wanddicken mittels Ultraschalllaufzeiten quantitativ genau

bestimmen, so ist die exakte Kenntnis der materialspezifischen Schallgeschwindigkeit c (ϑ, p)

zwingend erforderlich. Für die US-Charakterisierung des Versuchsmaterials wird eine am

IKV entwickelte Messzelle benutzt. Diese gestattet es, die Schallgeschwindigkeit über den

gesamten für die WIT relevanten Bereich in Abhängigkeit von Druck und Temperatur zu

ermitteln. Im Rahmen der Vorversuche wurde die Schallgeschwindigkeit über folgende

Intervalle bestimmt:

• 40 °C < ϑ < 220 °C

• 0 bar < p < 300 bar

Die Ultraschalllaufzeit t wird dabei im Transmissionsverfahren, auch Durchschall-Verfahren

genannt, ermittelt. Dabei werden zwei Prüfköpfe verwendet. Ein Prüfkopf sendet eine

Schallwelle aus, während ein zweiter diese empfängt. Das Material wird dabei durchschallt.

Bei der Messzelle handelt es sich um ein Tauchkantenwerkzeug, welches beidseitig auf den

Werkzeugtischen einer Zug-Druck-Prüfmaschine aufgespannt werden kann. Das Werkzeug ist

elektrisch temperierbar und verfügt im Bereich der Kavität über zwei Thermoelemente zur

Erfassung der Oberflächentemperaturen von oberer und unterer Kavitätswand (ϑo und ϑu).

Zudem ist ein Drucksensor zur Erfassung des Kavitätsinnendrucks p integriert. Ein am

Werkzeug angebrachter Wegaufnehmer lässt die Ermittlung der Spalthöhe h zu. An oberer

und unterer Werkzeughälfte ist je ein piezoelektrischer Ultraschall-Prüfkopf angebracht.

Abbildung 5.1 zeigt schematisch den Aufbau der Messzelle.

Das zu untersuchende thermoplastische Probenmaterial wird zunächst in die Kavität eingefüllt

und dann im geschlossenen Werkzeug unter Druck aufgeschmolzen. Anschließend wird die

Werkzeugtemperatur auf die Versuchstemperatur abgesenkt und die Messung initiiert.

Zu Beginn des Versuchs liegt der Werkzeuginnendruck geringfügig über dem

Umgebungsdruck. Dann wird das Werkzeug durch Vorgabe einer konstanten

Vorschubgeschwindigkeit weiter zugefahren, was zu einer stetigen Druckerhöhung in der

Kavität führt. Die Messwerterfassung nimmt jeweils bei einer Druckerhöhung um 20 bar

folgende Daten auf:

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Bild 5.1

Aufbau der US-Messzelle

Universalprüfmaschine

Probe (p,ϑ)

Sendeprüfkopf

Empfangsprüfkopf

hHeizpatrone

F

[Lin04]


• A-Bild (liefert die US-Laufzeit)

• Probenhöhe h

• Druck p

• Temperaturen ϑo und ϑu

• Prüfkraft F

Die Messung endet, wenn ein Innendruck von 320 bar erreicht ist. Aus dem A-Bild und der

Probenhöhe lässt sich anschließend für jeden Messpunkt die Schallgeschwindigkeit für den

jeweiligen Druck und die Temperatur bestimmen.

Analog zu Gl. 2.1 ergibt sich die Formel zur Bestimmung der Schallgeschwindigkeit c:

thc 2

= (Gl. 4.1)

Der Faktor zwei resultiert aus dem zweimaligen Passieren des Schalls durch die Probe

innerhalb der Laufzeit. Die Laufzeit ergibt sich beim Transmissionsverfahren aus der

Differenz der Laufzeiten des zweiten und des ersten Peaks im A-Bild. Zur Verdeutlichung

zeigt Abbildung 5.2 ein entsprechendes A-Bild sowie die verschiedenen Schallwege durch die

Versuchsanordnung. Das A-Bild wurde bei einer Temperatur von 200 °C und einem Druck

von ca. 100 bar aufgenommen. Aus der Skizze der Laufwege geht zu Gunsten besserer

Übersichtlichkeit nicht hervor, dass die Schallwege in den Werkzeughälften deutlich größer

(> 46 mm) als der Schallweg durch die Probe (1-4 mm) sind. Aus diesem Grund taucht im A-

Bild das Echo der Grenzfläche untere Werkzeughälfte - Probe trotz deutlich höherer

Schallgeschwindigkeit im Stahl erst nach mehreren Reflexions-Peaks innerhalb der Probe auf.

Die Peakhöhe ist dabei deutlich größer, da Stahl eine geringere Schallabsorption aufweist als

die Kunststoffprobe. Der dritte nicht beschriebene Peak stellt eine weitere Reflexion innerhalb

der Probe dar. Die Schallwelle durchläuft die Probe hier fünfmal, bevor ein Teil davon durch

die untere Werkzeughälfte vom Empfangsprüfkopf detektiert wird.

Bei Temperaturen unter 80 °C konnten über das vollständig erstarrte Probenmaterial keine

korrekten Druckwerte mehr übertragen werden. Die Fließvorgänge im Probenmaterial wurden

so stark unterdrückt, dass kein Druckanstieg vor der Membran des Sensors stattgefunden hat.

Aus diesem Grund wurde für Temperaturen kleiner als 80 °C der Druck aus dem Quotient der

Prüfkraft und der projizierten Fläche der Kavität berechnet. Hieraus ergeben sich für diesen

Temperaturbereich andere Abstände zwischen den Stützpunkten, da bei Erhöhung der

Prüfkraft um jeweils 20 kN eine Messwerterfassung ausgelöst wurde. 20 kN entsprechen einer

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Bild 5.2

A-Bild mit Peak-Entstehung

0 15 20 25 30 35-2

-1

0

1

2

Span

nung

u(t)

[V

]

Zeit t [µs]

Sende-Prüfkopf

Wkz. oben

ProbeWkz. unten

Empfangs-Prüfkopf


rechnerischen Druckerhöhung von ca. 62 bar. Die Abbildungen 5.3 und 5.4 zeigen die

Schallgeschwindigkeit jeweils in Abhängigkeit von Druck bzw. Temperatur. Die Diagramme

zeigen eindeutig, dass die Temperatur einen deutlich größeren Einfluss auf die

Schallgeschwindigkeit hat als der Druck. Aus Abbildung 5.4 wird deutlich, dass die

Schallgeschwindigkeit im Temperaturbereich um 140 °C einen regelrechten Sprung vollzieht.

Dies ist vermutlich auf Erstarrungs- und Kristallisationsvorgänge zurückzuführen. In diesem

Bereich liegt außerdem das Maximum der Schallabsorption. Das US-Signal wurde so stark

geschwächt, dass keine Laufzeitmessung möglich war. Sowohl ober- als auch unterhalb dieses

kritischen Bereichs kann die Schallgeschwindigkeit jedoch sehr gut durch eine lineare

Funktion angenähert werden. Weiter fällt auf, dass die Schallgeschwindigkeit bei einer

Temperatur von 120 °C bei allen Druckmessungen ein lokales Maximum durchläuft. Auch

wenn Messungenauigkeiten als Ursache nicht auszuschließen sind, kommt die

Geschwindigkeitserhöhung vermutlich durch Morphologieeffekte zustande. Da alle

Temperaturstufen durch Abkühlung vom Schmelzetemperaturniveau erreicht werden, und

somit bei jeder Temperaturstufe ein anderer Abkühlverlauf vorliegt, muss davon ausgegangen

werden, dass bei jeder Probe eine unterschiedliche Morphologie- bzw. Kristallitstruktur

vorliegt. Wenn also das Maximum der Kristallitwachstumsgeschwindigkeit im

Temperaturbereich um 120 °C liegt, ergeben sich aus der langen Verweilzeit der Probe bei

dieser Temperatur sowohl ein hoher Kristallisationsgrad als auch große

Sphärolithdurchmesser, da das Wachstum nicht durch Kühlung unter den

Kristallitwachstumstemperaturbereich gestoppt wird. Beide Effekte bewirken eine Zunahme

des E-Moduls und somit auch der Schallgeschwindigkeit, da diese unmittelbar von den

mechanischen Eigenschaften des Materials abhängig ist [Mic99].

Abbildung 5.5 zeigt die für die Simulation relevante Abhängigkeit von Schallgeschwindigkeit

und Temperatur für einen Druck von 90 bar. Während der praktischen Versuche lag der

Wasserdruck zwischen 75 und 100 bar. Außerdem ist dort der Verlauf der linearen

Näherungsfunktionen aufgezeigt.

Für die jeweiligen Bereiche kann die Schallgeschwindigkeit c in Abhängigkeit der Temperatur

ϑ durch folgende Geradengleichungen angenähert werden:

für ϑ < 140 °C ( ) ϑϑ ⋅−= 56,444,2514c (Gl. 4.2)

für ϑ > 140 °C ( ) ϑϑ ⋅−= 63,129,1456c (Gl. 4.3)

Die Linearisierungsfunktionen werden in diesem Forschungsvorhaben nach der Methode der

kleinsten Fehlerquadrate ohne Gewichtungsfaktoren berechnet.

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Bild 5.3

Schallgeschwindigkeit in Abhängigkeit vom Druck

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500100012001400160018002000220024002600

Sc

hallg

schw

indi

gkei

t [m

/s]

Druck [bar]

40 °C 60 °C 80 °C 100 °C 120 °C 130 °C 150 °C 160 °C 180 °C 200 °C 220 °C

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Bild 5.4

Schallgeschwindigkeit in Abhängigkeitder Temperatur

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240100012001400160018002000220024002600

Scha

llges

chwi

ndig

keit

[m

/s]

Temperatur [°C]

30 bar 90 bar 210 bar 290 bar

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Bild 5.5

Lineare Näherungsfunktionen für dietemperaturabhängige Schallgeschwindigkeit

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 2401000

12001400

16001800

20002200

2400 90 bar

Scha

llges

chwi

ndig

keit

[m

/s]

Temperatur [°C]


5.2.2 Durchführung der Spritzgießversuche

Die praktischen Spritzgießversuche stellen einen wichtigen Schritt für die Voruntersuchungen

dar. Zum einen können die Simulationsergebnisse anhand der im Prozess ermittelten

Laufzeiten verifiziert werden, und zum anderen dienen die im realen Prozess entstandenen

Restwanddicken (RWD) als Grundlage für die Abkühlrechnung in der Simulation, da der

WIT-Prozess in Bezug auf die Restwanddickenausbildung bislang nicht hinreichend genau

simuliert werden kann.

Die Versuchsbauteile werden im Aufblasverfahren hergestellt. Um ein möglichst großes

Spektrum des Prozessfensters abzudecken, wurde die Verzögerungszeit für die Fluidinjektion

in drei Versuchspunkten variiert. Durch die Variation der Verzögerungszeit ist es in Grenzen

möglich, Einfluss auf die Restwanddicke zu nehmen. Eine Zunahme der Verzögerungszeit

bewirkt einen stärkeren Abkühlgrad des Polymers, woraus steigende Restwanddicken

resultieren [Lan93]. Alle anderen Prozessparameter wurden konstant gehalten. Sie sind im

Anhang Abschnitt 10.2 aufgeführt. Für jeden Versuchspunkt wurden zehn Bauteile

hergestellt. Tabelle 5.1 zeigt den Versuchsplan mit den verschiedenen Stufen der

Verzögerungszeit.

Versuchspunkt 0 1 2

Verzögerungszeit [s] 2 7 12 Tabelle 5.1: Versuchsplan für die Vorversuche

Die Restwanddicken werden mit Hilfe des in Kapitel 3.6.2 beschriebenen Magna-Mike 8000

bestimmt. Für Versuchsbauteile aus Polypropylen hat es sich als zielführend herausgestellt,

die Restwanddicke unmittelbar neben der Position des angussnahen US-Sensors (Sensor-

Einschub 3) zu bestimmen, da aufgrund der schlechten Wärmeabfuhr der Sensor-

vorlaufstrecke nach der US-Messung noch deutliche Schwindungsvorgänge stattfinden und

die gemessenen Laufzeiten nicht mit den ermittelten Restwanddicken im kalten Zustand

korrelierbar sind.

Anhand von fünf ausgewählten Bauteilen sollen kreuzweise einmal die Variation der

Wanddicke bei konstanter Verzögerungszeit (VZ), und einmal die Variation der

Verzögerungszeit bei (annähernd) konstanter Wanddicke betrachtet werden. Um den Einfluss

unterschiedlicher Restwanddicken bei konstanter Verzögerungszeit auf die US-Messung zu

betrachten, werden aus einem Versuchspunkt Bauteile mit unterschiedlichen Restwanddicken

ausgewählt.

Um den thermischen Einfluss bei unterschiedlicher Verzögerungszeit isoliert zu betrachten,

wurden aus den Versuchspunkten mit unterschiedlichen Verzögerungszeiten Bauteile mit


annähernd gleicher Restwanddicke ausgewählt. Diese Vorgehensweise ist aufgrund der

üblichen Schwankungen innerhalb eines Versuchspunkts für einzelne Bauteile möglich.

Wenngleich passende Bauteile identifiziert werden können, zeigen die Versuchsergebnisse,

dass der Hohlraum für die Bauteile mit kurzer Verzögerungszeit (VP 0) eine ausgeprägte

Exzentrizität aufweist, die dazu führt, dass die Schallwellen schräg reflektiert und somit die

Echos nicht mehr detektiert werden. Eine Verifikation der Simulationsergebnisse ist somit für

die kurze Verzögerungszeit nicht möglich.

Tabelle 5.2 zeigt das Kreuzschema der Auswertung, die gewählten Restwanddicken und

Verzögerungszeiten. Eine Tabelle mit allen Versuchspunkten und Ergebnissen findet sich im

Anhang in Abschnitt 10.2.

RWD konstant

VZ variiert

VP: 0.06

RWD: 3,17 mm

VZ: 2 s

VZ konstant

RWD variiert

VP: 1.05

RWD: 2,96 mm

VZ: 7 s

VP: 1.06

RWD: 3,18 mm

VZ: 7 s

VP: 1.10

RWD: 3,4 mm

VZ: 7 s

nur Simulation

RWD: 3,8 mm

VZ: 7 s

VP: 2.04

RWD: 3,23 mm

VZ: 12 s

Tabelle 5.2: Kreuzschema der Versuchsauswertung

5.2.3 Ermittlung der theoretischen US-Laufzeit mittels Abkühlrechnung

Für die Kunststoffverarbeitung steht eine ganze Reihe von Simulationsprogrammen zur

Verfügung. Der wesentliche Nutzen besteht darin, den Konstrukteur bei der

Formteilkonstruktion, Werkzeugauslegung und -konstruktion zu unterstützen und damit

sowohl die Kosten als auch die Entwicklungszeit zu senken. Moderne Simulationsprogramme

sind in der Lage, den Füllvorgang, den Kühlprozess, die Schwindung, den Verzug und die

Faserorientierung kurzglasfaserverstärkter Spritzgussteile zu berechnen. Diese beschränken

sich jedoch weitestgehend auf das konventionelle Kompaktspritzgießen. Spritzgießsonder-

verfahren, wie die FIT, lassen sich bislang nur mit wenigen kommerziell erhältlichen

Programmen simulieren.


Im Rahmen dieser Untersuchung soll die Temperaturverteilung in der Restwand beim WIT-

Prozess zu definierten Zeiten simuliert werden. Hierzu wird das am IKV vorhandene

Simulationspaket 3D-SIGMA 4.6 der Firma Sigma Engineering GmbH, Aachen, genutzt.

Obwohl der WIT-Prozess nicht direkt simuliert werden kann, ist es möglich, den

Abkühlvorgang durch geeignete Annahmen und Vereinfachungen zu simulieren.

Zunächst wird ein Simulationsmodell erstellt. Da der Formgebungsprozess nicht simuliert

werden soll, wird von einer fertigen Rohrgeometrie ausgegangen. Die Annahmen für die

Rohrwanddicken basieren auf den Resultaten der praktischen Spritzgießversuche (siehe

Abschnitt 5.2.2). Für die lokale Abkühlung ist es unerheblich, was am Anfang oder Ende des

Rohres passiert, da die Wärmetransportvorgänge in erster Linie in radialer Richtung ablaufen.

Aus diesem Grund wird das Bauteil durch ein gerades Rohrstück mit der Länge 100 mm und

dem Außendurchmesser 35 mm angenähert. Der Simulations- bzw. Rechenaufwand kann so

deutlich reduziert werden. Abbildung 5.6 zeigt das Simulationsmodell mit eintauchendem US-

Sensor. Die Simulation läuft, in Anlehnung an die Spritzversuche, folgendermaßen ab:

Die Simulationsrechnung startet mit 240 °C Massetemperatur der Rohrgeometrie. Während

der Rest-Einspritzzeit (Zeit zwischen Passieren des Sensors durch die Schmelzefront und

Ende der Polymereinspritzphase) und der Wasserverzögerungszeit wird das Rohr nur durch

das Werkzeug gekühlt. Der Wärmeübergangskoeffizient (HTC) wird an der Rohrinnenseite

auf den in der Software minimal möglichen Wert HTCmin 0,001 W/m2K gesetzt, um einen

adiabaten Zustand anzunähern. Dies entspricht annähernd adiabaten Bedingungen an der

inneren Oberfläche des Rohres. Während der Formgebung wird das Rohr turbulent

durchströmt. Der Wärmeübergangskoeffizient ist während dieser Phase sehr hoch (HTCturb).

In der anschließenden Haltephase steht das Wasser unter Druck im Rohr (HTChalt). Der

Wärmeübergangskoeffizient ist jetzt gegenüber der turbulenten Durchströmung deutlich

geringer. Diese Phase hält bis zum Ende der Simulation an. Die Dauer der einzelnen Phasen

basiert auf den Messkurven der praktischen Spritzversuche. 3D-SIGMA bietet die

Möglichkeit, den Wärmeübergangskoeffizienten als Funktion der Zeit anzugeben. So kann mit

jeder Phase ein anderer Wärmeübergangskoeffizient berücksichtigt werden. Die Dauer der

Phasen für die jeweiligen Versuchspunkte ist in Tabelle 5.3 dargestellt.

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NS

TSTO

FFV

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BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.6

Simulationsmodell für die WIT-Abkühlrechnung

Kunststoffvorlaufstrecke

des US-Sensors

Wassersäulerohrförmige Bauteilgeometrie


VP Dauer HTCmin Dauer HTCturb Zeitpunkt Korrelation

1.06 9,5 s 1,6 s 28 s

1.05 9,5 s 1,6 s 28 s

1.10 9,5 s 1,6 s 28 s

0.06 4,5 s 1,6 s 23 s

2.04 14,5s 1,6 s 33 s Tabelle 5.3: Dauer der Prozessphasen unterschiedlicher Versuchspunkte

Während der Haltephase werden in den Versuchen die US-Laufzeiten detektiert. Die

Schalleinkopplung ist infolge des Wasserhaltedrucks sehr gut. Die noch weiche Rohrwand

wird bündig gegen die Sensorvorlaufstrecke gepresst. Zu Beginn der Haltephase nimmt die

Laufzeit bei manchen Materialien rasch ab und konvergiert im weiteren Verlauf beinahe

gegen einen Endwert. Für die Korrelationen ist es sinnvoll, den Vergleichszeitpunkt möglichst

am Ende der Laufzeitkurve zu wählen, um Fehler durch eventuellen zeitlichen Versatz klein

zu halten. Die Abkühlrechnung muss dann mindestens bis zu diesem Punkt durchgeführt

werden.

Nach Festlegung des Simulationsmodells besteht die größte Herausforderung in der

Festlegung der Wärmeübergangskoeffizienten für Einlauf- und Haltephase. Für die turbulente

Einlaufphase bieten [NN06, Kne06] empirisch ermittelte Wärmeübergangsgesetze (Nusselt-

Zahl bei voll ausgebildeter turbulenter Strömung durch Rohre), mit der die Einlaufphase

beschreibbar ist. Hierfür sind jedoch Annahmen erforderlich, die nicht mit endgültiger

Bestimmtheit getroffen werden können. So ergeben sich für verschiedene Wassertemperaturen

und -drücke Wärmeübergangskoeffizienten zwischen 8000 und 14000 W/m2K. Für den

Wärmeübergang in der Haltephase bietet sich ein im VDI-Wärmeatlas [NN06] beschriebenes

Wärmeübergangsgesetz für die freie Konvektion in offenen Fluidschichten, speziell

senkrechter Kanäle, an. Dieses berücksichtigt die Schachtwirkung des Rohres, welche zu einer

geringen erzwungenen Konvektion führt. Da die Sensorposition sich in einem horizontalen

Bereich des Rohres befindet und auch hier verschiedene Annahmen getroffen werden müssen,

besteht hier ebenfalls die Gefahr, dass die ermittelten Wärmeübergangskoeffizienten nicht der

Praxis entsprechen. Für dieses Gesetz wurden Wärmeübergangskoeffizienten zwischen 1100

und 1600 W/m2K ermittelt.

Eine andere Möglichkeit zur Ermittlung der Wärmeübergangskoeffizienten bietet 3D-

SIGMA. In dem Programmpaket gibt es ein Tool, das die Wärmeübergangskoeffizienten von

Kühlkanälen in Abhängigkeit von Geometrie, Volumenstrom und Wandtemperatur berechnet.

Jedoch sind auch hier Annahmen (z.B. Wandtemperatur) erforderlich. Außerdem lassen sich

als Wandmaterial keine Kunststoffe, sondern lediglich verschiedene Metalle deklarieren. Für


die turbulente Einlaufphase ergeben sich mit dem Programm ähnliche Werte, wie mit den

oben beschriebenen Wärmeübergangsgesetzen. Für das ruhende Wasser ergibt sich aber mit

4087 W/m2K ein deutlich höherer HTC. In Tabelle 5.4 sind die Eingabeparameter für diesen

Wert aufgelistet.

Parameter Eingabewert

Kanaldurchmesser 26,2 mm

Kanallänge 100 mm

Massestrom 0,0 m3/h

Wandtemperatur 100 °C

Kühlkanal-Material X45NiCrMo4 Tabelle 5.4: Eingabeparameter zur Bestimmung des Wärmeübergangskoeffizienten in der

Haltephase

Aufgrund der Tatsache, dass sich die tatsächlichen Wärmeübergangskoeffizienten nicht mit

Sicherheit bestimmen lassen, wird vor der eigentlichen Simulation der Einfluss der

Wärmeübergangskoeffizienten auf die Abkühlrechnung untersucht. Hierzu wird die

Abkühlrechnung für deutlich unterschiedliche Wärmeübergangskoeffizienten durchgeführt

und die resultierende mittlere Wassertemperatur zu einem bestimmten Zeitpunkt betrachtet.

Da 3D-SIGMA lediglich die mittlere Temperatur des als Bauteil deklarierten

Volumenmodells berechnet und in einer Log-Datei ablegt, wird wie folgt vorgegangen: Die

Wassersäule wird als Bauteil deklariert, während das Kunststoffrohr mit Schmelzetemperatur

als Werkzeug ausgezeichnet wird. Mit dieser Anordnung wird die Abkühlrechnung für das

„Bauteil“ Wasser durchgeführt. In Tabelle 5.5 sind die Wärmeübergangskoeffizienten sowie

die resultierenden mittleren Wassertemperaturen nach 50 s Kühlzeit angegeben. Die Dauer der

Prozessphasen entspricht dabei dem mittleren Versuchspunkt 1.

HTCturb

Einlaufphase [W/m2K]

HTChalt

Haltephase [W/m2K]

Mittlere Temperatur

Nach 50 s [°C]

100000 40000 52

9000 1200 51

9000 4087 52 Tabelle 5.5: Einfluss der Wärmeübergangskoeffizienten auf den gesamten Wärmeübergang

Die Ergebnisse dieser Untersuchung zeigen eindeutig, dass die Größe der

Wärmeübergangskoeffizienten für diesen Fall von untergeordneter Bedeutung ist. Der

absolute Wärmestrom wird durch die schlechte Wärmeleitfähigkeit des Bauteils limitiert. Für


die Simulationsrechnung wird entschieden, die im Programm berechneten Wärmeübergangs-

koeffizienten zu verwenden (Tabelle 5.5: letzte Zeile).

Für die Wärmeübergangskoeffizienten zwischen Kunststoff und Werkzeugstahl wurde

800 W/m2K angenommen. Dieser Wert resultiert aus einer Expertenbefragung [Pet07].

Als Bauteilmaterial wurde das Polypropylen PP_710-05 aus der Datenbank von 3D-SIGMA

gewählt, da das in den Versuchen verwendete PP 505P unzureichend in 3D-SIGMA

implementiert ist. Als Werkzeugstahl wird ein X45NiCrMo4, ebenfalls aus der Datenbank,

verwendet. Für die Sensorvorlaufstrecke aus hochtemperaturbeständigen Polyimid wird in der

Simulation ein Polyetherimid aus der Datenbank verwendet. Die Vernetzung des Modells

wird von 3D-SIGMA automatisch durchgeführt. Mit einer Vorgabe von 15.000.000

Volumenelementen entsteht ein Gittermodell, das je nach Restwanddicke acht bis zehn

Volumenelemente über der Restwand berechnet. Um die Ausgabe der Temperaturen in der

Restwand zu erleichtern, werden vor der Sensorspitze im Abstand von einem zehntel

Millimeter Temperatursensorpunkte eingefügt, die die vorhandenen Temperaturen für jeden

Berechnungsschritt in einer Log-Datei ablegen.

Mit diesen Randbedingungen wurde die Abkühlrechnung für die verschiedenen

Restwanddicken und Verzögerungszeiten durchgeführt. Abbildung 5.7 zeigt die

Temperaturverteilung in der Bauteilwand für verschiedene Restwanddicken, Abbildung 5.8

für verschiedene Verzögerungszeiten. Die Stufen in den Diagrammen resultieren aus der

konstanten Temperatur innerhalb jedes Volumenelements.

Mit der Temperaturverteilung und der US-Charakterisierung kann nun die theoretische US-

Laufzeit tth für die Restwand berechnet werden. Für eine Simulationsrechnung mit n

Volumenelementen in radialer Richtung gilt Gl. 5.4:

),(2

1 pcs

ti

in

ith ϑ∑

=

= (Gl. 5.4)

Die Variable si bezeichnet die Schalllaufstrecke durch das jeweilige Volumenelement.

),( pc iϑ bezeichnet die Schallgeschwindigkeit, die im jeweiligen Volumenelement in

Abhängigkeit von dessen Temperatur ϑi und Druck p herrscht. Der Druck kann über der

Wand als konstant angesehen werden und entspricht dem Wasserhaltedruck in den

Spritzversuchen. Der Faktor zwei resultiert aus dem Umstand, dass die Wand bei der

Laufzeitmessung im Impuls-Echo-Verfahren zweimal durchquert wird.

Der Vergleich der theoretischen mit den während der Spritzversuche gemessenen Laufzeiten

ist in den Abbildungen 5.9 (Restwanddicke variiert) und 5.10 (Verzögerungszeit variiert)

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.7

Temperaturverteilung bei verschiedenenRestwanddicken

-2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0110120130140150160170180190200210

Te

mpe

ratu

r [°

C]

Abstand Wandmitte [mm]

3,80 mm RWD 3,40 mm RWD 3,18 mm RWD 2,96 mm RWD

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.8

Temperaturverteilung bei verschiedenenVerzögerungszeiten

-2,0 -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0110120130140150160170180190200210

Te

mpe

ratu

r [°

C]

Abstand Wandmitte [mm]

kurze VZ mittlere VZ lange VZ

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

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ITU

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-A

AC

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N

Bild 5.9

US-RWD-Korrelation:RWD variiert

2,9 3,0 3,1 3,2 3,3 3,4 3,5 3,6 3,7 3,8 3,90

1

2

3

4

5

6

7US

-Lau

fzei

t [µ

s]

Restwanddicke [mm]

Messwert Simulation

INS

TITU

T F

ÜR

KU

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TSTO

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ITU

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-A

AC

HE

N

Bild 5.10

US-RWD-Korrelation:Verzögerungszeit variiert

2 4 6 8 10 1201234567

US-L

aufz

eit

[µs]

Verzögerungszeit [s]

Messwert Simulation


dargestellt. Bei der Variation der Restwanddicken wird der reale Kurvenverlauf durch die

Simulationsrechnung gut angenähert. Sowohl der leicht degressive Anstieg der Laufzeit bei

Erhöhung der Wanddicke, als auch die Steigung des Kurvenverlaufs werden bei den

berechneten Laufzeiten berücksichtigt.

Abbildung 5.10 (Variation der Verzögerungszeiten) zeigt den vergleichsweise geringen

Einfluss der Verzögerungszeit. Da für die kurze Verzögerungszeit keine Laufzeiten ermittelt

werden konnten, werden nur die mittlere und die lange Verzögerungszeit verglichen. Auch bei

der Variation der Verzögerungszeit wird der reale Kurvenverlauf durch die

Simulationsrechnung gut angenähert. Der leichte Anstieg zwischen mittlerer und hoher

Verzögerungszeit beruht vermutlich auf der Tatsache, dass die Restwanddicke bei der hohen

Verzögerungszeit minimal größer ist (vergleiche Tabelle 5.2). Dies führt bei ähnlichen

Abkühlbedingungen zu einem höheren Temperaturniveau im Bauteilinneren. In diesem Fall

treten zwei gegenläufige Effekte auf, längere Kühlphase außen und höhere Temperatur innen,

wobei der zweite Effekt überwiegt, was zu einem leichten Anstieg der Laufzeit führt. Die

Simulation berücksichtigt diesen Effekt ebenfalls, jedoch in einem zu geringen Ausmaß.

Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass der Einfluss der Verzögerungszeit

vernachlässigbar ist. Bei längerer Verzögerungszeit wird zwar mehr Wärme über die

Werkzeugwand abgeführt, jedoch bildet sich infolge von Temperaturausgleichsvorgängen in

radialer Richtung ein Temperaturprofil über der Restwand aus, das zu einer Verlängerung der

Schalllaufzeit führt. Beide Effekte verhalten sich gegenläufig und kompensieren sich dadurch

weitestgehend.

Weiter fällt auf, dass alle berechneten Laufzeiten deutlich unterhalb der experimentell

ermittelten liegen. Die Ursache hierfür liegt vermutlich in der Schwindung des Rohres und

damit der Abnahme der Restwanddicke bei der Abkühlung des Rohres. Polypropylen ist ein

teilkristalliner Thermoplast mit einer ausgeprägten Abhängigkeit des spezifischen Volumens

von der Temperatur. Während der Online-Laufzeitmessung befindet sich ein Großteil des

Temperaturprofils der Restwand über der Kristallisationstemperatur, wohingegen zum

Zeitpunkt der Restwanddickenmessung das gesamte Bauteil Raumtemperatur angenommen

hatte. Für eine korrektere Simulationsrechnung müsste die Restwanddicke zu Beginn der

Hohlraumausbildung bekannt sein sowie das pvT-Verhalten bzw. die Schwindung bei der

Abkühlung berücksichtigt werden. Die theoretische Laufzeitberechnung würde somit anhand

einer entsprechend größeren Restwanddicke durchgeführt.


5.3 Prozessuntersuchungen

5.3.1 Prozessbeschreibung / Versuchsdurchführung

Im Rahmen dieser Arbeit wird der WIT-Prozess anhand zweier verschiedener

Verfahrensvarianten untersucht. Bei den 1K-Versuchen kommt das Aufblasverfahren zum

Einsatz. In den 2K-Versuchen findet das Nebenkavitätenverfahren Verwendung. Im

Folgenden werden beide Verfahrensvarianten kurz skizziert.

Das Aufblas- oder Short-Shot-Verfahren ist das Standardverfahren bei der FIT (vergleiche

Abbildung 2.1a). Die Kavität wird zunächst mit Schmelze teilgefüllt. Anschließend wird ein

Fluid unter Druck in die noch schmelzeflüssige Seele des Formteils injiziert. In der Regel

geschieht dies durch einen im Werkzeug platzierten Injektor. Über den Volumenstrom des

Fluids wird die schmelzeflüssige Seele verdrängt und die Kavität vollständig ausgeformt. Der

Fluiddruck wird zumindest so lange aufrecht erhalten, bis das Formteil dimensionsstabil ist. In

der Regel findet die Fluidinjektion im Anschluss an die Teilfüllung nach einer definierten

Verzögerungszeit statt, während der die Schmelzefront stagniert. Bei der Ausformung des

Hohlraums durch den Fluiddruck wird die Schmelzefront wieder in Bewegung gesetzt.

Abhängig von der Formteilgeometrie und dem verwendeten Polymer können so deutlich

sichtbare Unregelmäßigkeiten, genannt Umschaltmarkierungen, an der Bauteiloberfläche

entstehen.

Beim Nebenkavitäten- oder auch Full-Shot-Verfahren wird zunächst das Formnest vollständig

gefüllt und kurzzeitig mit Schmelzenachdruck beaufschlagt (vergleiche Abbildung 2.1b).

Zeitgleich zur Fluidinjektion wird mittels eines Schiebers oder Kernzugs eine Nebenkavität

freigegeben, in welche die durch das Fluid verdrängte Schmelze hineinströmen kann. Die

wesentlichen Vorteile des Nebenkavitätenverfahrens bestehen in der deutlich besseren

erreichbaren Oberflächenqualität der Bauteile und der Möglichkeit, kompakte dünnwandige

Anschlusselemente abzuformen, da bei dieser Verfahrensvariante deutlich höhere

Kavitätsinnendrücke erreicht werden. Das Verfahren kann sowohl für konventionelle

einkomponentige als auch für mehrschichtige Hohlkörper eingesetzt werden. Für letztere wird

das WIT-Verfahren mit dem Sandwich-Spritzgießen kombiniert. Dabei unterscheidet sich der

Verfahrensablauf lediglich in der Polymereinspritzphase.

Zunächst wird eine bestimmte Menge Hautmaterial in der Kavität vorgelegt. Anschließend

wird durch denselben Anguss das Kernmaterial eingespritzt, welches sich in der

Hautkomponente ausbreitet und deren Fließfront weiter in der Kavität vorantreibt. Kurz vor

Ende der Einspritzphase wird wieder auf die Hautkomponente umgeschaltet, um die


Maschinendüse und gegebenenfalls den Heißkanal für den nächsten Zyklus mit Hautmaterial

zu spülen. Dabei kann auch das Formteil mit Hautmaterial versiegelt werden. Um

Fließmarkierungen zu vermeiden, erfolgt das Umschalten zwischen Haut- und

Kernkomponente in einer kurzen Simultanphase, in der beide Komponenten gleichzeitig

eingespritzt werden.

1K-Prozessuntersuchungen

Im Rahmen dieser Untersuchungen wird die Tauglichkeit der verschiedenen Instrumente zur

Prozessüberwachung für das Aufblasverfahren sowohl für Polypropylen als auch für Polyamid

untersucht. Ausgewählte Prozessparameter werden dabei im Rahmen des Prozessfensters

variiert.

Als Versuchsmaterial bei den PP-Untersuchungen wird die in Kapitel 4.1 beschriebene Type

505 P eingesetzt. Mit Hilfe eines vollfaktoriellen zweistufigen Versuchsplans wird das

Prozessfenster sukzessive abgetastet. Der WIT-Prozess wird ohne Gasvorlage durchgeführt.

Somit lassen sich die Auswirkungen einzelner Parameter auf die jeweilige Messgröße gezielt

bestimmen und darüber hinaus können ggf. Parametereinflüsse auf spezielle Bauteilfehler

identifiziert werden. Bei der Auswahl der variierten Parameter steht eine möglichst große

Änderung der Restwanddicken im Vordergrund. Aus diesem Grund wird die

Verzögerungszeit (tV [s]) der Wasserinjektion variiert. Eine Verlängerung der Verzögerungs-

zeit bewirkt einen stärkeren Abkühlgrad des Polymers, woraus eine steigende Restwanddicke

resultiert [Lan93]. Beim Aufblasverfahren ist der Einfluss jedoch im Wesentlichen auf den

vorgefüllten Bereich beschränkt, da dort die Vorkühlzeiten vergleichsweise hoch sind,

während sie im restgefüllten Bereich niedriger sind und zum Ende des Fließwegs gegen null

gehen [Fin97].

Weil die US-Analyse eine starke Druck- und Temperaturabhängigkeit aufweist

(vgl. Kapitel 2.2), wurden zudem der Wasserhaltedruck (pW [bar]) und die

Schmelzetemperatur (TM [°C]) des Versuchsmaterials variiert. Mit dieser Parametervariation

kann untersucht werden, ob sich ein Messinstrument lediglich zur Überwachung eines

Prozesspunktes, oder für das gesamte Prozessfenster eignet. Der Einfluss dieser Parameter auf

die resultierende Restwanddicke ist nur sehr gering und kann vernachlässigt werden [Let08].

Die jeweiligen Parameterstufen wurden im Vorfeld mit Hilfe von Screeningversuchen

festgelegt. In Tabelle 5.6 sind die Variationen für die jeweiligen Parameter dargestellt.


Parameter unterer Wert Zentralpunkt oberer Wert

Verzögerungszeit [s] 1 6 11

Wasserhaltedruck [bar] 50 100 150

Schmelzetemperatur [°C] 230 250 270 Tabelle 5.6: Parametervariation 1K-PP-Versuche

Die Parameter werden so gewählt, dass sie ein möglichst großes, aber dennoch stabiles

Prozessfenster abdecken. Der ausführliche Versuchsplan mit Zuordnung der einzelnen

Versuchspunkte zu den Parametervariationen findet sich im Anhang Abschnitt 10.3.

Bei den PA-Untersuchungen kommt als Versuchsmaterial das in Kapitel 4.1 beschriebene

Schulamid 66 GF 30 Vers.3 zum Einsatz. Der WIT-Prozess wird bei diesem Material mit

Gasvorlage betrieben. Bei der Auswahl der Prozessparameter steht wie bei den Versuchen mit

PP eine möglichst große Änderung der Restwanddicken im Vordergrund, sodass auch hier die

Verzögerungszeit variiert wird. Zudem wird der Volumenstrom des Fluids in den

Versuchsplan mit einbezogen, da frühere Untersuchungen gezeigt haben, dass eine Erhöhung

tendenziell zu geringeren Restwanddicken führt [Let08]. Der Effekt ist jedoch deutlich

schwächer ausgeprägt als der Einfluss der Verzögerungszeit.

Neben diesen beiden WIT-Parametern wurde außerdem die Schmelzetemperatur des

Versuchsmaterials variiert, um analog zu den Versuchen mit PP den Einfluss auf die US-

Analyse zu überprüfen. Da auch die IR-Analyse eine Temperaturabhängigkeit aufweist, wird

diese ebenfalls untersucht.

Die jeweiligen Parameterstufen wurden im Vorfeld mit Hilfe von Screening-Versuchen

festgelegt. In Tabelle 5.7 sind die Variationen für die jeweiligen Parameter dargestellt.


Verzögerungszeit [s] 1,1 5,6 10,1

Volumenstrom [cm3/s] 200 300 400

Schmelzetemperatur [°C] 270 280 290 Tabelle 5.7: Parametervariation 1K-PA-Versuche

Der ausführliche Versuchsplan mit Zuordnung der einzelnen Versuchspunkte zu den

Parametervariationen findet sich im Anhang Abschnitt 10.3. Alle anderen Prozessparameter

wurden während der Versuche konstant gehalten und sind ebenfalls im Anhang aufgelistet.


Das Polyamid wird vor der Verarbeitung ca. vier Stunden bei 80 °C getrocknet. Damit ergibt

sich ein Wassergehalt von 0,0725 %. Der WIT-Prozess wird mit Stickstoff-Gasvorlage

durchgeführt (vergleiche Abschnitt 3.4).

Als Ergänzung des vollfaktoriellen Versuchsplans wurde der Einfluss der Materialfeuchte in

einer eigenen Versuchsreihe untersucht. Dazu wurden Bauteile einmal mit übertrocknetem

und einmal mit feuchtem Material hergestellt. Die Prozessparameter wurden dabei

entsprechend Versuchspunkt 4 des in Abschnitt 10.3 beschriebenen Versuchsplans gewählt.

Dieser dient weiter als Zentralpunkt der Versuchsreihe. Der übertrocknete Zustand des

Granulats wurde durch zehnstündiges Trocknen bei 80 °C herbeigeführt. Der feuchte Zustand

wurde eingestellt, indem ein Granulatbeutel über 24 Stunden offen gelagert wurde und so

Wasser aus der Luft aufnehmen konnte. Tabelle 5.8 stellt die jeweiligen Versuchspunkte

sowie die gemessenen Feuchten dar.

Versuchspunkt 11 4 12

ermittelter Wassergehalt [%] 0,0677 0,0725 0,1574 Tabelle 5.8: Versuchsreihe Feuchtevariation

Für die Entwicklung der Prüfkriterien durch die MPA, Darmstadt, werden viele möglichst

ähnliche fehlerfreie Rohre eines Prozesspunktes benötigt. Da mit der vorhandenen Werkzeug-

/Materialkombination keine Rohre ausreichender Güte hergestellt werden konnten, wurde im

Einvernehmen mit dem Konsortium beschlossen, Rohre aus der laufenden Serienproduktion

bei Polytec zu verwenden. Durch diesen Schritt kann die Tauglichkeit der Prüfkriterien

unmittelbar anhand eines laufenden Serienprozess beurteilt werden. Als Material wird das

Serienmaterial Polyamid 6.6 A3HG6 verwendet.


Im Rahmen dieser Untersuchungen wird die Tauglichkeit der verschiedenen Instrumente zur

Prozessüberwachung für die Prozesskombination Sandwich-Spritzgießen und WIT untersucht.

Dabei kommt das Nebenkavitätenverfahren zum Einsatz. Die Versuche werden ebenfalls

anhand eines vollfaktoriellen zweistufigen Versuchsplans durchgeführt. Um die

Restwanddicken größtmöglich zu variieren, werden die Parameter genau wie bei den 1K-PA-

Untersuchungen variiert. Tabelle 5.9 zeigt die Parameter und die jeweiligen Stufen der

Variation. Diese wurden mit Hilfe von Screening-Versuchen festgelegt. Der ausführliche

Versuchsplan sowie eine Liste der konstant gehaltenen Parameter sind in Abschnitt 10.4

angegeben.



Verzögerungszeit [s] 3 9 15

Volumenstrom [cm3/s] 200 300 400

Schmelzetemperatur PA [°C]

Schmelzetemperatur PP [°C]

275

260

290

275

305

290 Tabelle 5.9: Parametervariation 2K-Versuche

Bei den Versuchen kam als Hautkomponente das Polyamid Schulamid 6.6 Typ 90. zum

Einsatz. Als Kernkomponente wurde das Polypropylen Admer® QB520E verwendet.

Für die Entwicklung der Prüfkriterien durch die MPA, Darmstadt, werden viele möglichst

ähnliche fehlerfreie Rohre eines Prozesspunktes benötigt. Dies entspricht der Prüfung von

Rohren aus der laufenden Produktion. Die 2K-Rohre für die Bauteilprüfung werden am IKV

unter konstanten Prozessparametern hergestellt. Der Prozesspunkt mit einer Liste der

Parameter ist in Abschnitt 10.4 angegeben. In einem ersten Schritt werden 150 Rohre mit dem

Material Schulamid 6.6 GF30 WIT Vers. 3 als Hautkomponente und der talkumverstärkten

PP-Type Polyfort FPP 20 TE als Kernkomponente hergestellt. Zum Vergleich werden mit

identischen Prozessparametern 350 Rohre mit der Materialkombination Schulamid 6.6 GF30 WIT Vers. 3 als Hautkomponente und der Standard-PP-Type Sabic 505 P als

Kernkomponente hergestellt.

Untersuchung der Spülfunktion

Zur Untersuchung der Möglichkeiten der Prozessüberwachung während der Spülphase werden

sowohl 1K-Versuche als auch 2K-Versuche mit dem nach dem ziehenden Prinzip arbeitenden

Spülinjektor von PME durchgeführt (vgl. Abschnitt 3.4.1). Alle Validierungsversuche werden

im Nebenkavitätenverfahren durchgeführt, da im Versuchswerkzeug der Spülinjektor in der

Nebenkavität positioniert ist.

Bei den 1K-Versuchen wird das PP 505 P verwendet, wobei als Injektionsinjektor die

ziehende Variante von PME zum Einsatz kommt. Die Versuche werden auf der 2K-

Spritzgießmaschine mit beiden Plastifizieraggregaten durchgeführt, damit ein ausreichend

großes Dosiervolumen für das Nebenkavitätenverfahren erreicht wird. Die Prozessparameter

werden während der Versuche konstant gehalten und sind im Anhang Abschnitt 10.5

aufgelistet.

Die 2K-Versuche werden mit dem ziehenden Injektor von PME durchgeführt. Als

Hautkomponente kommt das Schulamid 66 GF 30 WIT K1994 Schwarz 96.8107 Vers.3 zum


Einsatz. Als Kernkomponente wird das PP 505 P verwendet. Die Prozessparameter werden

ebenfalls konstant gehalten und sind im Anhang Abschnitt 10.5 aufgelistet.

5.3.2 US-Untersuchungen

Die Ultraschalllaufzeiten durch die Restwand werden bei den Spritzversuchen online ermittelt

und von der Messwerterfassung gespeichert. Bei allen Versuchen werden zwei Sensoren in

den Sensor-Einschüben 3 (injektornah) und 8 (Fließwegende) genutzt. Dabei kommen die US-

Sensoren mit der Vorlaufstreckenlänge 7 mm zum Einsatz (vergleiche Kapitel 4.5.4).

Typischerweise liefert die Sensorik nur ab einem gewissen Fortschritt in der Fluidinjektion bis

zum Ende der Fluidhaltephase auswertbare Laufzeiten. Vor diesem Zeitraum ist der Hohlraum

noch nicht ausgebildet und der Schall wird im kompakten Schmelzebereich absorbiert, sofern

überhaupt eine Einkopplung stattfindet, da quasi kein Druck in der Kavität herrscht. Nach der

Fluidhaltephase wird durch Druckabbau und Schwindung des Formteils die Einkopplung ganz

unterdrückt. Für die Korrelationen wird, analog zu Kapitel 4.2, ein Zeitpunkt unmittelbar vor

dem Ende der Haltephase gewählt, da die Laufzeiten sich anfangs schneller verkürzen.

Dadurch können Fehlereinflüsse durch eventuellen zeitlichen Versatz minimiert werden.

Damit die während der Spritzversuche gemessenen Laufzeiten mit den tatsächlichen

Restwanddicken korreliert werden können, müssen diese exakt bestimmt werden. Bei den

Versuchsbauteilen kommt dabei das magnetisch-induktive Dickenmessgerät Magna-

Mike 8000 zum Einsatz. Zunächst werden die Rohrenden abgesägt. Das heißt, der

Injektoreinlaufbereich und das Rohrende mit dem Übergang zur Nebenkavität werden

entfernt. Dieser Vorgang entspricht der Konfektionierung, die meist bei WIT-Serienbauteilen

erforderlich ist. Anschließend wird an den Sensorpositionen die Restwanddicke bestimmt. Mit

den Restwanddicken und den Ultraschalllaufzeiten kann jetzt die Korrelation gebildet werden.


Die US-Korrelation wurde bei der Auswertung der 1K-PP-Versuchsreihe für den

injektornahen US-Sensor (Einschub 3) durchgeführt. Die Abbildungen 5.11 und 5.12 zeigen

exemplarisch die Korrelation zwischen den gemessenen Laufzeiten und den ermittelten

Restwanddicken für die Versuchspunkte 4 und 5. Es wird deutlich, dass in Abhängigkeit des

Versuchpunkts ein linearer Zusammenhang zwischen Laufzeit und Restwanddicke bei

gleichzeitig relativ geringer Streuung besteht. Der Fehler der gezeigten Versuchspunkte liegt

beispielsweise unter ± 0,2 mm. Die Ergebnisse der restlichen Versuchspunkte sind im Anhang

aufgeführt (Kapitel 9.2). Aus einem Vergleich der Diagramme ergibt sich aber auch, dass eine

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Korrelation: US-Laufzeit - RWD (PP 505P) für VP04

3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,87,07,27,47,67,88,08,28,48,68,89,0

VP04: Tm=230 C°; pi=150 bar; tv=11 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 5.11

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Korrelation: US-Laufzeit - RWD (PP 505P) für VP05

3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,86,06,26,46,66,87,07,27,47,67,88,0

VP05: Tm=270 C°; pi=50 bar; tv=1 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 5.12


prozesspunktunabhängige Betrachtung aufgrund des großen Prozessfensters nicht möglich ist.

Abbildung 5.13 veranschaulicht dies noch einmal anhand der Lage der Linearisierungsgeraden

aller Versuchspunkte.

Die US-Korrelation wurde bei der Auswertung der 1K-PA-Versuchsreihe für den

injektornahen US-Sensor (Einschub 3) durchgeführt. Abbildung 5.14 zeigt die Laufzeiten in

Abhängigkeit der Restwanddicke für alle Versuchspunkte, also über dem gesamten

Prozessfenster.

Die Punkteverteilung lässt sich durch eine lineare Funktion annähern. Die Restwanddicke s

(in mm) wird in Abhängigkeit der Laufzeit t (in µs) durch folgende Näherungsgleichung

beschrieben:

( ) 54,053,0 +⋅= tts (Gl. 5.5)

Da es sich um eine experimentell ermittelte Näherungsgleichung handelt, beschränkt sich die

Gültigkeit auf das verwendete Material und die Verfahrensvariante. Weiter wurde die

Gültigkeit nur für Restwanddicken zwischen 1,3 mm und 3,3 mm gezeigt. Da der Prozess

während der Versuche bereits in großem Maße variiert wurde, und die Restwanddicken

generell nicht beliebig beeinflussbar sind, kann davon ausgegangen werden, dass ein stabiles

Prozessfenster gut durch das gefundene Intervall abgedeckt wird.

Der Fehler in der Vorhersage liegt damit, angewandt auf den durchgeführten Versuchsplan,

unter ± 0,2 mm. Die lokale Restwanddicke lässt sich also mithilfe der online US-

Überwachung sehr genau bestimmen.

Für die meisten industriellen Anwendungen ist die Überwachung des gesamten

Prozessfensters von untergeordneter Bedeutung, da die Produktion in einem Prozesspunkt

abläuft, wobei dann häufig enge Toleranzen eingehalten werden müssen. Um dieser

Anforderung Rechnung zu tragen, zeigt Abbildung 5.15 exemplarisch die Korrelation von

Laufzeit und Restwanddicken für einen Versuchspunkt (VP4). In einem Prozesspunkt lassen

sich lokale Restwanddicken mit einer Genauigkeit von ± 0,1 mm online bestimmen. Die

eingebrachten Störungen durch die Variation der Materialfeuchte sind in dieser Betrachtung

enthalten.

Aus diesen Untersuchungsergebnissen folgt der Schluss, dass die Feuchte des Materials

keinen Einfluss auf die Schallgeschwindigkeit und damit auf die Ergebnisse der

Ultraschallmessung hat.

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Steigung der Ausgleichsgeraden aller Versuchspunkte (PP 505P):

2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,85

6

7

8

9

10

VP04

VP02VP05

VP01

VP07

VP03

VP09

VP08

VP01: Tm=230 C°; Pi=50 bar; tV=1sVP02: Tm=230 C°; Pi=50 bar; tV=11sVP03: Tm=230 C°; Pi=150 bar; tV=1sVP04: Tm=230 C°; Pi=150 bar; tV=11sVP05: Tm=270 C°; Pi=50 bar; tV=1sVP06: Tm=270 C°; Pi=50 bar; tV=11sVP07: Tm=270 C°; Pi=150 bar; tV=1sVP08: Tm=270 C°; Pi=150 bar; tV=11sVP09: Tm=250 C°; Pi=100 bar; tV=6s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

VP06

Bild 5.13

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.14

US-RWD-Korrelation über demgesamten Prozessfenster (1K)

1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,01,52,02,53,03,54,04,55,05,56,0

US-L

aufz

eit

[µs]

Sensorpos. 3 Linear Fit

Restwanddicke [mm]

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.15

US-RWD-Korrelation für einenProzesspunkt (VP 4/11/12)

1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,42,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

Sensorpos. 3 Linear FitUS

-Lau

fzei

t [µ

s]

Restwanddicke [mm]



Bei der Betrachtung des Sensors 8 ist die innere Polypropylen-Schicht auf wenige zehntel

Millimeter (0,1-0,4 mm) ausgedünnt. Die Peaks der US-Echos überlagern sich bei

solchermaßen geringen Wanddicken. Sie sind nicht mehr einzeln auflösbar, sondern

interferieren. Abbildung 5.16 zeigt die Laufzeiten in Abhängigkeit der Restwanddicke für alle

Versuchspunkte an Sensorposition 8. Da, wie oben beschrieben, an dieser Position die

Polypropylenschicht zu einem nicht mehr messbaren Film ausgedünnt ist, handelt es sich

praktisch um eine einkomponentige Polyamid-Wanddickenmessung (siehe Abbildung 5.17c).

Die Punkteverteilung lässt sich hier ebenfalls durch eine lineare Funktion annähern. Die

Restwanddicke s (in mm) wird in Abhängigkeit der Laufzeit t (in µs) durch folgende

Näherungsgleichung beschrieben:

( ) 34,067,0 +⋅= tts (Gl. 5.6)

Die Gültigkeit dieser Gleichung beschränkt sich analog Gleichung 5.5 auf die

Verfahrensvariante Nebenkavitätenverfahren und die verwendete Materialkombination. Sie

wurde für Restwanddicken zwischen 3,8 mm und 5 mm ermittelt. Auch hier ist davon

auszugehen, dass mit diesem Intervall das stabile Prozessfenster abgedeckt ist. Der maximale

Fehler in der Online-Vorhersage der Restwanddicken beträgt hier ca. ± 0,3 mm.

An der unteren Sensorposition 3 wurde die resultierende Restwanddicke der Kernkomponente

sehr stark durch den Parameter Verzögerungszeit beeinflusst. Bei den Versuchspunkten mit

kurzer Verzögerungszeit entstand nur ein sehr dünner, nicht messbarer PP-Film

(Abbildung 5.17a). Bei langen Verzögerungszeiten entstanden dagegen größere messbare PP-

Restwanddicken der Größenordnung 1 mm (Abbildung 5.17b). Bei diesen Schwankungen

handelt es sich jedoch nicht um Änderungen der mittleren Restwanddicken, sondern im

Wesentlichen um exzentrische Verschiebungen des Hohlraums. Abbildung 5.17 zeigt

exemplarisch die Querschnitte zweier Bauteile mit verschiedenen Verzögerungszeiten an der

Sensorposition 3. Außerdem wird hier auch der filmartige Aufbau der Kernkomponente am

Fließwegende (Sensorposition 8) gezeigt.

Abbildung 5.18 zeigt die Korrelation der online gemessenen Laufzeiten mit den ermittelten

Restwanddicken an Sensorposition 3. Dabei werden die Gesamtrestwanddicken betrachtet. In

der Auswertung wird zwischen US-Signalen mit einem und zwei Peaks im A-Bild

unterschieden. Da die Schallgeschwindigkeiten der beiden Komponenten sehr ähnlich sind,

können beide Fälle durch eine lineare Funktion angenähert werden. Außerdem kann davon

ausgegangen werden, dass alle gemessenen Laufzeiten aus dem Rückwandecho resultieren.

Die Näherungsgleichung für diesen Fall sieht folgendermaßen aus.

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.16


3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,44,85,05,25,45,65,86,06,26,46,66,87,07,2

Sensorpos. 8 linear Fit

US-L

aufz

eit

[µs]

Restwanddicke [mm]

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.17

RWD-Ausbildung in Abhängigkeit vonVerzögerungszeit und Position im Fließweg

Position

US-Prüfkopf

Verzögerungszeit: 3 s

Sensorpos.: 3


Sensorpos.: 8


Sensorpos.: 3

b)

c)

a)

INS

TITU

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KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.18


1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,61,01,21,41,61,82,02,22,42,62,83,0

Sensorpos. 3; 1 Peak Sensorpos. 3; 2 Peaks Linear Fit

US-L

aufz

eit

[µs]

Restwanddicke [mm]


( ) 33,01,1 +⋅= tts (Gl. 5.7)

Die Gültigkeit der Gleichung wurde für das Intervall zwischen 1,8 mm und 3,5 mm gezeigt.

Auch hier kann davon ausgegangen werden, dass damit der prozessfähige Bereich abgedeckt

ist. Die Vorhersagegenauigkeit beträgt dabei über dem gesamten Prozessfenster bei ± 0,2 mm.

Auch bei dieser Verfahrensvariante liegt die Vermutung nahe, dass sich die Messgenauigkeit

bei der Betrachtung eines konkreten Prozesspunktes weiter steigern lässt.

Weiter ist bei den 2K-Versuchen bei ausreichend großen Schichtdicken eine Bestimmung der

Einzelschichtdicken möglich. Abbildung 5.19 zeigt exemplarisch ein A-Bild, in dem sowohl

ein Echo der Grenzfläche PA/PP als auch ein Echo der Grenzfläche PP/Hohlraum erkennbar

ist. Die auf diese Weise ermittelten Laufzeiten können mit den Einzelschichtdicken korreliert

werden.

5.3.3 IR-Temperaturmessungen

Für die Infrarot-Temperatur-Untersuchungen wurden die Bauteile gemäß der Beschreibung in

Abschnitt 3.5.4 inline vermessen. Für die Korrelation wurden drei Positionen festgelegt, an

denen mit Hilfe der IR-Aufnahmen die Oberflächentemperaturen bestimmt wurden. Dabei

wurde bei allen Versuchen die der Schließseite zugewandte Bauteilseite betrachtet.

Abbildung 5.20 zeigt exemplarisch die IR-Aufnahme eines Polypropylen-Rohres mit

Markierung der entsprechenden Positionen. Das Rohr wurde im Aufblasverfahren hergestellt.

Auf diesem Bild wird auch die Auswirkung unterschiedlicher Restwanddicken deutlich. Im

Injektoreinlaufbereich sowie an den Innenseiten der Kurven sind die Oberflächen aufgrund

der geringeren Restwanddicken viel kälter. Um Wasserdurchbrüche zu vermeiden, wurde eine

ausreichend große Schmelzevorlage gewählt, die während der Ausformung nicht komplett

aufgebraucht wurde. Der daraus resultierende kompakte Bereich am Fließwegende zeichnet

sich eindeutig durch sehr hohe Oberflächentemperaturen ab.

Neben den Oberflächentemperaturen wurden die Restwanddicken an den beschriebenen

Positionen bestimmt. Dies geschah mit Hilfe des magnetisch-induktiven Messprinzips.


Die Korrelationen für die Polypropylen-Versuche sind für die beiden Stufen der

Materialtemperatur in den Abbildungen 5.21 und 5.22 dargestellt. Für diese Material- und

Prozesskombination können anhand der Oberflächentemperaturen Aussagen über die

Restwanddicke gemacht werden, jedoch reicht die Genauigkeit nicht an die Ergebnisse der

US-Untersuchungen heran. Auch für diesen Zusammenhang besteht eine lineare Korrelation,

sodass eine lineare Regression möglich ist. In Tabelle 5.10 sind die Näherungsgleichungen für

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

0 5 10 15 20-100

-50

0

50

100

Ref [

%]

Zeit t [µs]

Messung von Einzelschichtdicken bei 2K-Bauteilen

Bild 5.19

Rückwandechos

Echo der Phasengrenze PA/PP Echo der Phasengrenze PP/Hohlraum

INS

TITU

T F

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BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.20

Positionen für IR-RWD-Korrelation

130°C

20°C20

40

60

80

100

120

Pos. B

Pos. APos. C

INS

TITU

T F

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KU

NS

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AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.21

Korrelation der mittels IR gemessenen Oberflächen-temperatur und der RWD für PP

3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,665707580859095

100105110

Pos. A Pos. B Pos. C

Obe

rfläc

hent

empe

ratu

r [°

C]

Restwanddicke [mm]

Schmelzetemperatur 230 °C

INS

TITU

T F

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KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.22

Korrelation der mittels IR gemessenen Oberflächen-temperatur und der RWD für PP

3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,465707580859095

100105110


Obe

rfläc

hent

empe

ratu

r [°

C]

Restwanddicke [mm]

Schmelzetemperatur 270 °C


die verschiedenen Bauteilpositionen und Schmelzetemperaturen dargestellt. Weiter sind die

maximalen Fehler angegeben, die bei Anwendung der jeweiligen Gleichung auftreten können.

TM [°C] Pos. [-] Gleichung Fehler [mm] Gleichung

230 A ( ) 35609,1037357,0 +⋅= TTs ±0,3 (Gl. 5.8)

230 B ( ) 11187,308279,0 −⋅= TTs ±0,5 (Gl. 5.9)

230 C ( ) 068085,0046849,0 −⋅= TTs ±0,4 (Gl. 5.10)

270 A ( ) 98847,0039439,0 +⋅= TTs ±0,3 (Gl. 5.11)

270 B ( ) 25606,408859,0 −⋅= TTs ±0,5 (Gl. 5.12)

270 C ( ) 76972,0051892,0 −⋅= TTs ±0,3 (Gl. 5.13)

Tabelle 5.10: Näherungsgleichungen für 1K-PP-IR-Korrelation

Eine weitere Möglichkeit der IR-Untersuchung besteht in der Detektion von Bauteilfehlern.

Abbildung 5.23 zeigt die IR-Aufnahme eines PP-Bauteils, auf der ein großer Lunker bzw.

Wassereinschluss eindeutig identifiziert werden kann. Die Oberflächentemperatur im Bereich

des Defekts ist aufgrund der Bildung einer Doppelwandigkeit viel niedriger als die

Oberflächentemperatur in der Umgebung des Fehlers. Bei kälteren Stellen muss es sich jedoch

nicht immer um Bauteilfehler handeln, sondern um Bereiche geringerer Wanddicke, z.B. im

Inneren von Krümmungen.

Abbildung 5.24 zeigt die IR-Korrelation für die durchgeführten Polyamidversuche. Dabei sind

alle Versuchspunkte dargestellt. Es fällt auf, dass sich die Punktwolke zu größeren

Restwanddicken stark auffächert, wodurch eine sinnvolle Korrelation unmöglich wird. Die

Ursache für diese Auffächerung liegt vermutlich an der deutlich höheren Neigung des

Polyamids zur Bildung von kleinen Lunkern und Wassereinschlüssen. Trotz Prozessführung

mit Gasvorlage sind an der Innenseite des Rohres kleine Löcher und Vakuolen sichtbar, in die

Wasser eingedrungen ist. Durch diese Defekte wird das Bauteil effektiv von innen gekühlt,

sodass eine zuverlässige IR-Korrelation nicht mehr möglich ist.

Auch die Möglichkeiten der Defektanalyse sind für dieses Material eingeschränkt.

Abbildung 5.25 zeigt die Infrarotaufnahme, sowie ein Foto des aufgesägten Bauteils.

Zugunsten einer besseren Vergleichbarkeit ist das Foto des Bauteils gespiegelt dargestellt. Das

Bild zeigt die Einschränkung deutlich. Sowohl Masseanhäufungen durch normale

Wanddickenschwankungen, als auch nicht tolerable Fehler in der Fließkanalausbildung,

zeichnen sich im Wärmebild durch ähnliche Bereiche erhöhter Temperatur ab.

INS

TITU

T F

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KU

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TSTO

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ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.23

IR-Fehlerdetektion für1K-Polypropylenversuche

Lunker Kurven-innenseite

INS

TITU

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KU

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TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.24

Korrelation der mittels IR gemessenen Oberflächen-temp. und der RWD für 1K-PA (ges. Prozessfenster)

2 4 680859095

100105110115120125


Obe

rfläc

hent

empe

ratu

r [°

C]

Restwanddicke [mm]

INS

TITU

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KU

NS

TSTO

FFV

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AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.25

IR-Fehlerdetektion für1K-Polyamidversuche (VP4.06)

Masseanhäufung

(lokale Dickstelle)

Fehler in der

Fließkanalbildung


Die Abbildungen 5.26 und 5.27 zeigen die Gegenüberstellung zweier Bauteile mit ähnlichen

Defekten, nämlich einer ausgeprägten Doppelkanalbildung, und deren Erscheinungsbild in der

IR-Aufnahme. Die beiden Aufnahmen verdeutlichen, dass sich solche Fehlerbilder nur schwer

anhand des Wärmebildes prognostizieren lassen, da die Abstrahlcharakteristik stark von der

Lage der Masseanhäufung abhängt. Insbesondere das Bauteil 8.06 (s. Abbildung 5.27) zeigt

im Bereich des Fehlers einen großen homogenen Bereich mit sanften Übergängen, der ebenso

als leicht wellige Schwankung der Restwanddicke interpretiert werden könnte.


Die IR-Korrelationen für die 2K-Versuche sind in Abbildung 5.28 dargestellt. Hier wurde die

Korrelation über dem gesamten Prozessfenster durchgeführt. Eine isolierte Betrachtung

bestimmter Schmelzetemperaturen führt nicht zu einer Verbesserung der

Korrelationsergebnisse. Für die Positionen B und C liegen die Punkte in einem sehr schmalen

Band. Der maximale Fehler liegt zwischen 0,3 mm (für Position C) und 0,4 mm (für Position

B). Die Streuung bei Position A ist deutlich größer (0,8 mm), jedoch ist auch hier ein klarer

Trend erkennbar. Die größeren Schwankungen beruhen vermutlich auf Instabilitäten der

Hohlraumbildung im injektornahen Bereich. Dadurch können auch die bei den 1K-Versuchen

festgestellten Fehler entstehen, die das Messergebnis verfälschen. Im Folgenden sind die

Näherungsgleichungen der Regressionsanalyse für die verschiedenen Bauteilpositionen

dargestellt.

für Pos. A ( ) 978925,1072094,0 −⋅= TTs (Gl. 5.14)

für Pos. B ( ) 583859,3086559,0 −⋅= TTs (Gl. 5.15)

für Pos. C ( ) 25676,0050237,0 −⋅= TTs (Gl. 5.16)

Bezüglich der Defektanalyse war eine Untersuchung dieser Rohre nur eingeschränkt möglich,

da sie aufgrund der hohen Güte die Bauteile nicht aufgesägt, sondern für spätere

Untersuchungen (Berstfestigkeit, Durchfluss) unversehrt bleiben sollten. Unter den für die

US-Korrelation aufgesägten Bauteilen wurde jedoch ein Defekt festgestellt, der auch im

Wärmebild sichtbar ist. Dabei handelt es sich um eine Masseanhäufung am Rand einer

Doppelkanalbildung. Abbildung 5.29 zeigt die IR-Aufnahme sowie eine Abbildung des

Querschnitts. Die Doppelkanalbildung ist durch den Hot-Spot am „Rippenfuß“ erkennbar.

Aus den durchgeführten Untersuchungen folgt, dass die Aussagefähigkeit der IR-

Thermographie in Bezug auf Kontrolle der Restwanddicken besser ist, sobald die Hohlräume

INS

TITU

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NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.26


INS

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NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.27


INS

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ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.28

Korrelation der mittels IR gemessenen Oberflächen-temp. und der RWD für 2K-PA/PP (ges. Prozessfenster)

4,0 4,4 4,8 5,2 5,6 6,0 6,4 6,87580859095

100105110115120125130135


Obe

rfläc

hent

empe

ratu

r [°C

]

Restwanddicke [mm]

INS

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KU

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FFV

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AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.29

Defektanalyse 2K-Bauteil

Blickrichtung

IR-Kamera

Masseanhäufung

118,9°C

80,3°C

90

100

110


in einem mit der WIT zuverlässig verarbeitbaren Material, z.B. Polypropylen, ausgebildet

werden. Mit diesen Materialien wird die Bildung von WIT-typischen Fehlern, wie Lunkern

und Wassereinschlüssen in der Restwand, deutlich reduziert, und die Kühlphase läuft

reproduzierbarer ab. Die Wärmeabfuhr findet ausschließlich durch den Kontakt zum

Werkzeug außen und das Wasser im Inneren statt. Für ähnliche Wärmeübergangsbedingungen

wird die mittlere lokale Temperatur in der Restwand alleine durch die Wanddicke bestimmt.

5.3.4 Ermittlung charakteristischer Kenngrößen

Einen weiteren Ansatz zur Online-Überwachung des WIT-Prozesses stellt die Messung und

Auswertung sowohl konventioneller als auch WIT-spezifischer Prozessgrößen dar. Hierzu

werden zunächst alle verfügbaren Sensordaten durch das Messwerterfassungssystem

aufgezeichnet. Analog zum konventionellen Spritzgießen werden die Kavitätsoberflächen-

temperatur sowie der Kavitätsinnendruck angussnah und am Fließwegende betrachtet.

Darüber hinaus werden zur Charakterisierung der Wasserinjektion die Temperaturen, Drücke

und Massenströme des Wassers in der Injektorzu- und -ableitung erfasst (Vergleiche

Abschnitt 3.5). Aus den online im Spritzgießprozess erfassten Messkurven werden

Kennzahlen definiert, die anschließend mit Qualitätsmerkmalen aus der Bauteilprüfung

korreliert werden sollen. Grundsätzlich können die Kennzahlen aus Beträgen und Zeitpunkten

(absolut und relativ zueinander) von Maxima und Minima in den Messkurven gebildet

werden. Darüber hinaus sind insbesondere für Druck- und Volumenstromdaten die

Kurvenintegrale für aussagefähige Abschnitte interessant. Die Temperaturkurven eignen sich

nicht zur Bildung von Kennzahlen, da einerseits die Informationen nicht unmittelbar aus dem

Hohlraum kommen (Werkzeugwand) und andererseits die Temperatursensoren prinzipbedingt

eine vergleichsweise hohe Trägheit aufweisen, infolge derer die dynamischen

Zustandsänderungen (z.B. Änderung der Fluidtemperatur in den Zu- und Ableitungen bei der

Wasserinjektion oder -entleerung) nicht hinreichend erfasst werden können. Abbildung 5.30

verdeutlicht diese Effekte anhand der Temperaturverläufe während eines Zyklus. Der

Werkzeug-Temperatursensor (schwarzer Graph) nimmt zunächst die Werkzeugtemperatur

von 80 °C an. Mit der Schmelzeinjektion, die etwa zum Zeitpunkt t = 10 s startet, steigt die

Temperatur auf beinahe 100 °C an, um dann kontinuierlich abzunehmen. Die

Schmelzetemperatur (> 200 °C) wird nie erreicht. Ähnlich verhält es sich mit dem in der

Fluidableitung platzierten Temperatursensor (roter Graph). Zeitgleich mit der

Schmelzeinjektion startet der Pumpenvorlauf. Dabei wird anfangs das auf

Werkzeugtemperatur erhitzte Wasser aus dem Injektorblock herausgespült. Infolge der

Trägheit des Sensors steigt die Temperatur nur leicht an und fällt dann infolge des kalten

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Einfluss der Prozessgrößen auf die Temperaturmessung

Bild 5.30

0 10 20 30 40 50 60 700

20

40

60

80

100

120

0

40

80

120

160

200

240

0

250

500

750

1000

1250

1500

Mas

sest

rom

[k

g/h]

Druc

k [b

ar]

T(Wkz)injektornah

T(WIT)aus

p(WIT)PME

mPME

Tem

pera

tur

[°C]

Zeit [s]


nachfließenden Wassers stetig auf die Temperatur des frischen Leitungswassers ab. Eine

Erfassung der dynamisch ablaufenden Zustandsänderungen im System ist somit nicht

möglich.

Die Qualitätsmerkmale der Bauteile müssen für die Untersuchungen zunächst durch teilweise

aufwändige und arbeitsintensive Prüfungen bestimmt werden, mit dem Ziel, die Ergebnisse

dieser Prüfungen bei ausreichender Güte der Korrelation zukünftig online durch

entsprechende Kenngrößen vorher zu sagen. Im Rahmen dieser Untersuchungen wird am IKV

für alle Bauteile der Kugelfalltest zur Beurteilung der Hohlraumausbildung durchgeführt.


Der typische Verlauf der für die Ausbildung des Hohlraums relevanten Prozessgrößen ist in

Abbildung 5.31 dargestellt. Die Messwerterfassung beginnt zeitgleich mit dem

Einspritzvorgang der Spritzgießmaschine. Erst nach über zwei Sekunden steigt der Druck am

Beginn des Fließwegs, infolge des erforderlichen Druckbedarfs zum Vorantreiben der

Schmelzefront, leicht an. Nach Beendigung der Polymervorfüllphase beginnt die

Verzögerungszeit der Wasserinjektion, in diesem Beispiel 9,1 Sekunden. Anschließend erfolgt

die Stickstoffinjektion für die Gasvorlage sowie die Verdichtung des Stickstoffs mit Hilfe des

Wasserstroms. Hieraus resultiert der erste ausgeprägte Massestrompeak im Zeitraum 12-14 s.

Unmittelbar vor dem nächsten Peak öffnet sich der Injektor, und der Wasservolumenstrom

wird in die schmelzeflüssige Seele injiziert. Der Wasservolumenstrom wird dabei sukzessive

bis auf den für diese Injektionsstufe eingestellten Wert von 400 cm3/s erhöht. Dies entspricht

einem Massenstrom von ca. 1440 kg/h. Mit einer gewissen Verzögerung steigen nun auch

sowohl der Kavitätsinnendruck als auch der Wasserdruck an. Nach dieser Kompressionsphase

wird die schmelzeflüssige Seele in Bewegung versetzt. Die Drücke sinken dadurch zunächst,

aufgrund der sich aufbrauchenden Schmelzevorlage, wieder ab, bis die Kavität vollständig

ausgefüllt ist. Nun schnellen die gemessenen Drücke in die Höhe, der Wassermassestrom wird

heruntergeregelt, um den im Druckbegrenzer eingestellten Maximaldruck nicht zu

überschreiten. Anschließend sinken die Drücke infolge Schwindung und ggf. Leckage-

verlusten sukzessive ab. Hierbei wird ein zu starkes Absinken der Drücke durch eventuelles

Nachregeln des Wassermassestroms verhindert. Bei Vergleich der beiden Massestromkurven

fällt auf, dass die Messkurve der WIT-Anlage deutlich glatter ist und teilweise voreilt. Beides

ist vermutlich auf eine gewisse Kompressibilität des Systems zurückzuführen. Bei jeder

Druckänderung kommt es zu einem Atmen der Wasserschläuche.

Im Rahmen der durchgeführten Untersuchungen wurden aus den verschiedenen, für die

Hohlraumausbildung relevanten, Messkurven diverse Kennwerte bestimmt. Diese sind in

Tabelle 5.11 beschrieben.

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.31

Verlauf der Prozessgrößen währendder Hohlraumausbildung (1K)

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 200

50

100

150

200

250

300

0

300

600

900

1200

1500

1800

p(Wkz)injektornah

p(WIT)ein

mein

mPME

Druc

k [

bar]

Zeit [s]

M

asse

stro

m

[kg/

h]


Kennzahl [Dimension] Beschreibung

pmax [bar] Betrag des Druckmaximums während der Hohlraumausbildung

ZP (pmax) [s] Zeitpunkt des Druckmaximums während der Hohlraumausbildung

Int. (pHB) [kg/sm] Integral des Drucks während der Hohlraumausbildung über der Zeit

Diff. (ZP (pmax)) [s] Zeitdifferenz der Druckmaxima unterschiedlicher Kurven (z.B: ZP (pmax)WIT und ZP (pmax)Wkz

•

m min [kg/h] Lokales Minimum des Wassermassenstroms während der Hohlraumausbildung

•

m max [kg/h] Maximum des Wassermassenstroms während der Hohlraumausbildung

ZP (•

m min) [s] Zeitpunkt des Massenstromminimums während der Hohlraumausbildung

ZP (•

m max) [s] Zeitpunkt des Massenstrommaximums während der Hohlraumausbildung

Int. (•

m HB) [kg] Integral des Massestroms während der Hohlraumausbildung über der Zeit

Tabelle 5.11: Kennzahlen für 1K-Prozessuntersuchungen

Die Kennzahlen zur Charakterisierung der Druckkurven sind exemplarisch in Abbildung 5.32

für die Kurve des Wasserdrucks in der Injektorzuleitung dargestellt. Außerdem werden die

druckspezifischen Kennzahlen für die Kurven des Kavitätsinnendrucks injektornah und am

Fließwegende bestimmt.

Die Kennzahlen zur Charakterisierung der Massestromkurven sind in Abbildung 5.33 für die

Kurve des Massestroms in der Injektorzuleitung dargestellt. Die massestromspezifischen

Kennzahlen werden darüber hinaus aus den Massestrominformationen der WIT-Anlage

bestimmt. Eine Betrachtung des Massestroms in der Rücklaufleitung ist bei dieser

Verfahrensvariante nicht möglich, da die Gasblasen der Gasvorlage zu einer

Dichteschwankung führen, welche die Massestrommessung erheblich beeinflusst und

verfälscht.

Mit den ermittelten Kennzahlen war es für diese Material- und Verfahrenskombination nicht

möglich, eine zuverlässige Korrelation zum Qualitätsmerkmal Hohlraumdurchgängigkeit aufzuzeigen.

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

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BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.32

Kennzahlen zur Charakterisierungder Druckkurven (1K)

0 5 10 15 20 25 300

50

100

150

200

250Dr

uck

[ba

r]

Zeit [s]

p(WIT)einpmax

ZP (pmax)

Int. (pHB)

INS

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T F

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KU

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FFV

ER

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BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.33

Kennzahlen zur Charakterisierungder Massestromkurven (1K)

10 12 14 16 18 200

250

500

750

1000

1250

1500

1750M

asse

stro

m

[kg/

h]

Zeit [s]

mein

mminmmax

ZP (mmin) ZP (mmax)

Int. (mHB)



Für die Verfahrenskombination Sandwich-Spritzgießen und WIT im Nebenkavitätenverfahren

ist der typische Verlauf der für die Hohlraumausbildung relevanten Prozessgrößen in

Abbildung 5.34 dargestellt.

Die Messwerterfassung startet zeitgleich mit der Schließbewegung des Werkzeugs. Nach ca.

neun Sekunden steigt der Druck am Beginn des Fließwegs, infolge des erforderlichen

Druckbedarfs zum Vorantreiben der Schmelzefront, leicht an. Der leichte Druckabfall zum

Zeitpunkt t = 13 s resultiert vermutlich aus dem Umschaltvorgang zwischen den beiden

Einspritzaggregaten und dem dabei vorliegenden geringen Einspritzvolumenstrom. Nach

vollständiger Füllung der Kavität steigt der Druck schlagartig auf fast 200 bar an und sinkt

anschließend infolge der Schwindung sukzessive ab, bis zum Zeitpunkt t = 23,7 s die

Nebenkavität geöffnet wird, was zu einem schlagartigen Druckabbau führt. Zum Zeitpunkt

t = 10 s startet bei der WIT-Anlage der so genannte Pumpenvorlauf, bei dem das geschlossene

Injektorsystem mit Wasser gespült wird. Am Vor- und Rücklauf werden entsprechend

identische Massenströme von 432 kg/h aufgezeichnet. Die Nachdruckphase dauert

6 Sekunden, und die Nebenkavität wird anschließend geöffnet. Nach einer Verzögerungszeit

tv von 9 Sekunden nach der Schmelzeinjektion öffnet sich der Injektor, und der

Wasservolumenstrom wird in die schmelzeflüssige Seele injiziert. Der Wasservolumenstrom

wird dabei sukzessive bis auf den für diese Injektionsstufe eingestellten Wert von 400 cm3/s

erhöht. Dies entspricht einem Massenstrom von ca. 1440 kg/h. Durch das Öffnen des Injektors

und das Schließen des Rücklaufventils an der WIT-Anlage strömt der komplette

Volumenstrom nunmehr fast ausschließlich durch die Zuleitung in das Formteil. Der

Volumenstrom in der Ableitung stoppt nur aufgrund des Atmungsvolumens in den

Hydraulikschläuchen nicht abrupt, sondern fällt analog zum Druckanstieg im Injektionssystem

und der Werkzeugkavität. Der Werkzeuginnendruck steigt direkt nach Einleitung des

Wasservolumenstroms. Nach kurzer Kompressionsphase wird die schmelzeflüssige

Kunststoffseele in Bewegung gesetzt. Anschließend fällt der notwendige Injektionsdruck

sukzessive aufgrund der sich aufbrauchenden Schmelzevorlage. Nach ca. 35 Sekunden ist die

Holraumausbildung abgeschlossen, und der Wasservolumenstrom wird während des

schlagartigen Druckanstiegs nach unten geregelt, um den zuvor im Druckbegrenzer

eingestellten Maximaldruck nicht zu überschreiten. Aufgrund des Druckanstiegs im

Injektionssystem ergibt sich erneut ein Atmungsvolumen in der Wasserableitung, welches als

zusätzlicher Volumenstrom sichtbar ist.

INS

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BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.34

Verlauf der Prozessgrößen währendder Hohlraumausbildung (2K)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

50

100

150

200

250

300

0

300

600

900

1200

1500

1800

Mas

sest

rom

[k

g/h]

p(Wkz)injektornah

p(Wkz)Fließwegende

mein

maus

Druc

k [

bar]

Zeit [s]


Auch im Rahmen dieser Untersuchungen wurden aus den verschiedenen für die

Hohlraumausbildung relevanten Messkurven diverse Kennwerte bestimmt. Diese sind in

Tabelle 5.12 beschrieben.

Kennzahl [Dimension] Beschreibung

pmax [bar] Betrag des Druckmaximums während der Hohlraumausbildung

ZP (pmax) [s] Zeitpunkt des Druckmaximums während der Hohlraumausbildung

Int. (pHB) [kg/sm] Integral des Drucks während der Hohlraumausbildung über der Zeit

Diff. (ZP (pmax)) [s] Zeitdifferenz der Druckmaxima unterschiedlicher Kurven (z.B: ZP (pmax)injektornah und ZP (pmax)Fließwegende

•

m max1 [kg/h] Erstes Maximum des Wassermassenstroms während der Hohlraumausbildung

•

m max2 [kg/h] Zweites Maximum des Wassermassenstroms während der Hohlraumausbildung

ZP (•

m max1) [s] Zeitpunkt des ersten Massenstrommaximums während der Hohlraumausbildung

ZP (•

m max2) [s] Zeitpunkt des zweiten Massenstrommaximums während der Hohlraumausbildung

Diff. (ZP (•

m max1;2)) [s] Zeitdifferenz zwischen erstem und zweitem Massenstrommaximum während der Hohlraumausbildung

Int. (•

m HB) [kg] Integral des Massestroms während der Pumpenvorlaufzeit und Hohlraumausbildung über der Zeit

Diff. (Int. (•

m HB)ein;aus) [kg] Differenz der Massestromintegrale zwischen Injektorein- und auslauf

Tabelle 5.12: Kennzahlen für 2K-Prozessuntersuchungen

Die Kennzahlen zur Charakterisierung der Druckkurven sind exemplarisch in Abbildung 5.35

für die Kurve des Kavitätsinnendrucks an der injektornahen Sensorposition dargestellt.

Außerdem werden die druckspezifischen Kennzahlen für die Kurven des Kavitätsinnendrucks

am Fließwegende und die Wasserdruckkurven der WIT-Anlage bestimmt.

Die Kennzahlen zur Charakterisierung der Massestromkurven sind in Abbildung 5.36 für die

Kurve des Massestroms in der Injektorzuleitung dargestellt. Die Kennzahlen werden

außerdem aus den Massestrominformationen der WIT-Anlage und den Messkurven des

Massestroms in der Injektorableitung bestimmt. Insbesondere die Bildung der Differenz

zwischen den Massestromintegralen in der Injektorzu- und -ableitung verspricht theoretisch

Informationen über die an der Ausbildung des Hohlraums beteiligte Wassermenge.

INS

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-A

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Bild 5.35

Kennzahlen zur Charakterisierungder Druckkurven (2K)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

50

100

150

200Dr

uck

[ba

r]

Zeit [s]

p(Wkz)injektornah

pmaxZP (pmax)

Int. (pHB)

INS

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KU

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ITU

NG

-A

AC

HE

N

Bild 5.36

Kennzahlen zur Charakterisierungder Massestromkurven (2K)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600M

asse

stro

m

[kg/

h]

Zeit [s]

mein

Int. (mHB)

mmax1

ZP (mmax1)

mmax2

ZP (mmax2)


Mit den ermittelten Kennzahlen war es auch für diese Material- und Verfahrenskombination

nicht möglich, eine zuverlässige Korrelation zum Qualitätsmerkmal Hohlraumdurch-gängigkeit aufzuzeigen.

Zusammenfassend lässt sich festhalten, dass aus den Temperatur-, Druck- und

Volumenstromdaten keine zuverlässigen, trennscharfen Rückschlüsse auf die Hohlraum-

ausbildung gezogen werden können. Wenngleich die untersuchten Kennzahlen, welche sich

auf die Zeitpunkte bestimmter Ereignisse beziehen, noch mit einer vergleichsweise höheren

Wahrscheinlichkeit Bauteildefekte prognostizieren konnten und die Verknüpfung dieser

Kennzahlen in den Untersuchungen von Heidemeier [Hei08] zu vielversprechenden

Ergebnissen geführt hat, konnte auch mit dieser Strategie in ergänzenden Untersuchungen

keine reproduzierbare Qualitätsprognose umgesetzt werden. Die Interpretation der Daten und

Resultate lässt es unwahrscheinlich erscheinen, dass es der gewählten Sensorik an Sensitivität

fehlt oder dass sich aus den Messkurven weitere Kennzahlen bilden ließen, welche eine

deutlich größere Aussagekraft aufweisen.

Als Ursache für die mangelhafte Aussagekraft der Größen während der Hohlraumausbildung

erscheint sehr viel wahrscheinlicher, dass ein wesentlicher Teil der Hohlraumdefekte nicht

während der Wasserinjektionsphase, sondern anschließend in der Druckhalte- oder

Wasserrückführungsphase entsteht.

Um diesen Erklärungsansatz zu überprüfen, werden die Mechanismen der

Hohlraumausbildung mithilfe eines am IKV vorhandenen Sichtwerkzeugs detailliert

untersucht. Als Material wird ein ungefülltes, ungefärbtes mikrokristallines PA vom Typ

Trogamid T5000 der Evonik Industries AG, Essen, eingesetzt. Dieses Material zeichnet sich

durch eine gute Transparenz aus, sodass die Vorgänge im Bauteilinneren beobachtet werden

können. Da es sich vom chemischen Aufbau ebenfalls um ein Polyamid handelt, wird ein

ähnliches Verhalten im WIT-Prozess erwartet, wie die übrigen im Forschungsvorhaben

eingesetzten Polyamide.

Der gravierendste Bauteilfehler bei WIT-Bauteilen, insbesondere bei Medienleitungen, ist die

Doppelkanalbildung. Dabei entstehen anstatt eines homogen ausgebildeten Hohlraums zwei

oder mehr Hohlräume, die voneinander durch Polymerwände getrennt sind. In der Regel

laufen die zusätzlichen Hohlräume vorzeitig aus, sodass bei Medienleitungen der

strömungsführende Querschnitt massiv beeinträchtigt ist. Bisher wurde angenommen, dass die

Entstehung eines Doppelkanals auf einer Teilung der Fluidblase während der

Hohlraumausbildung beruht [Poh99, Jün04]. Der tatsächliche Entstehungsvorgang ist in

Abbildung 5.37 visualisiert.

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t 0 s 0,3 s 3,67 s 5,11 s 11,9 s 12,32 s 12,38 s 12,52 s 13,66 s 27,41 s

WIT-Fehlerentstehung: Bildung einesDoppelkanals bei der Druckentlastung

Bild 5.37


Die einzelnen Schritte sind dort mit den entsprechenden Zeiten dargestellt. Der Zeitpunkt

t = 0 s wird mit Erreichen der Fluidblase im betrachteten Bildbereich gesetzt. Alle anderen

Zeiten sind auf diesen Zeitpunkt bezogen. So ist nach 0,3 s die Hohlraumausbildung so weit

fortgeschritten, dass die Fluidfließfront den Bildbereich bereits verlassen hat. Erst nach 3,67 s

taucht eine kleine Blase rechts im kleinen Querschnittsbereich des Bauteils auf. Diese ist auf

der Rückseite im nicht sichtbaren Bereich des Bauteils in die Restwand eingebrochen und in

dieser nach vorne gewandert. Bis zum Zeitpunkt t = 11,9 s breitet sich diese Blase aus, dabei

wird die abkühlbedingte Materialschwindung kompensiert. Der eigentliche Hohlraum ist bis

zu diesem Zeitpunkt homogen und gut ausgebildet. Zum Zeitpunkt t = 12 s wird der

Fluidhaltedruck zurück genommen und das Wasser abgelassen. Infolge des fehlenden

Gegendrucks im Hohlraum expandiert die Blase in der Wand sehr stark und der Doppelkanal

wird in Sekundenbruchteilen ausgebildet. Vermutlich kommt es während der Expansion zu

einem Verdampfen des Wassers, wodurch der Effekt noch verstärkt wird. Die

Untersuchungen zeigen deutlich, dass Doppelkanäle nicht wie bislang angenommen während

der Hohlraumausbildung entstehen, sondern erst am Ende der Druckhaltephase.

Die Untersuchungsergebnisse liefern eine plausible Erklärung für die begrenzten

Möglichkeiten der Prozessüberwachung zur sicheren Beurteilung der Qualität der Hohlraum-

ausbildung.

Wenngleich eine vollständige Online-Qualitätskontrolle der Bauteile aus den oben

diskutierten Gründen nicht möglich ist, so kann die Überwachung der Prozessgrößen bzw. die

Bildung von Prozesskennwerten helfen, Prozessstörungen in der Serienfertigung frühzeitig zu

erkennen und zu beheben. Weiter stellt die Erfassung charakteristischer Kennzahlen während

der Produktion einen wichtigen Teil der oftmals geforderten lückenlosen Dokumentation der

Herstellung dar. Die Überwachung der Prozessparameter wurde im Rahmen des

Forschungsvorhabens gemäß Vorhabensbeschreibung in Form einer Betriebsdatenerfassung

(BDE) in die Steuerung der PME WIT-Anlagen implementiert. Im Folgenden werden die

Möglichkeiten der BDE anhand einer laufenden Serienanwendung beschrieben.

Abbildung 5.38 zeigt den Verlauf der Prozessgrößen als Screenshot der WIT-Anlage für einen

fehlerfreien Zyklus. Die Anlage liefert ein definiertes Volumenstromprofil (heller Graph

Abbildung 5.38) bestehend aus vier Injektionsstufen mit definierten Vorgaben für

Volumenstrom und Injektionsdauer. Bei dieser Anwendung wird mit Beginn der 3. und 4.

Injektionsstufe jeweils eine weitere Nebenkavität geöffnet, um Abzweigungen am Bauteil zu

realisieren, woraus sich ein charakteristischer Druckverlauf (dunkler Graph) ergibt. In der

letzten Injektionsstufe wird der eingestellte Grenzdruck erreicht, sodass der Volumenstrom

gedrosselt wird. Infolge der Schwindung im Bauteil sinkt der Druck nun stetig, bis zu dem

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Implementierung der Prozessüberwachung in die WIT-Anlage: Referenzzyklus

Bild 5.38


Zeitpunkt, an dem der Druck über die WIT-Anlage abgelassen wird. Abbildung 5.39 zeigt den

Verlauf der Prozessgrößen für einen Zyklus, in dem das Wasser am Fließwegende durch das

Bauteil durchgebrochen ist. Erkennbar ist dies an der längeren Wasserinjektion in der letzten

Injektionsstufe und daran, dass der eingestellte Grenzdruck nicht erreicht wird. Das in diesem

Zyklus produzierte Bauteil ist dadurch nicht zwingendermaßen als Ausschuss zu deklarieren,

sollte jedoch zumindest genau überprüft werden. Darüber hinaus wird bei

Wasserdurchbrüchen das gesamte Werkzeug von Wasser durchflossen, woraus sich im

folgenden Zyklus mit hoher Wahrscheinlichkeit Probleme mit der Abdichtung am Injektor

und der Bauteiloberflächenqualität ergeben. Auf diese Art kann der Durchbruch den laufenden

Prozess gewissermaßen „aufschaukeln“, sodass ohne Bedienereingriff nur noch Ausschuss

produziert würde.

Abbildung 5.40 zeigt die Kennzahlendefinition anhand ausgewählter Prozessgrößen. In

diesem Beispiel werden zum Ende der jeweils gewählten Injektionsstufe der Volumenstrom,

der Injektionsdruck und die Injektionszeit erfasst. Dabei können zwei Toleranzbänder

vorgegeben werden. Nach Überschreiten des ersten Toleranzbandes geschieht zunächst nichts,

der betreffende Zyklus wird aber farblich hervorgehoben (siehe Abbildung 5.41) und im

Rahmen der BDE dokumentiert. Nach Überschreiten des zweiten Toleranzbandes wird ein

Alarm ausgelöst und die Produktion gestoppt.

Spülprozess

Ziel der Untersuchungen zum Spülprozess ist die Prüfung der Möglichkeiten zur Beurteilung

der Hohlraumdurchgängigkeit mit Hilfe einer prozessintegrierten Druckverlustmessung. Dazu

werden die aus einem definierten Spülvolumenstrom resultierenden Druckverluste online

während der Spülphase gemessen. In den Untersuchungen wird der Druck in der

Wasserzuleitung unmittelbar vor dem Injektionsinjektor gemessen. Das Wasser strömt nach

dem Passieren des Spülinjektors über einen sehr groß dimensionierten Schlauch

(Innendurchmesser 40 mm) der Länge 1 m ins Freie, sodass kein Staudruck die Messungen

verfälscht. In der industriellen Praxis ist diese Vorgehensweise jedoch kaum realisierbar. Der

am Injektor gemessene Druck entspricht somit dem Druckverlust des Gesamtsystems,

bestehend aus dem Injektor, dem Bauteil mit Übergang und einem Teil der Nebenkavität bis

zum Spülinjektor, sowie dem Spülinjektor selbst. Zusätzlich wird der Verlauf des

Injektionsdrucks der PME-Anlage aufgezeichnet.

Abbildung 5.42 zeigt den Verlauf der Prozessgrößen während des Zyklus. Der Verlauf des

von der PME-Anlage aufgezeichneten Injektionsdrucks deckt sich im Wesentlichen mit dem

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Implementierung der Prozessüberwachung in die WIT-Anlage: Störung wg. Durchbruch

Bild 5.39

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Implementierung der Prozessüberwachung in die WIT-Anlage: Kennzahlen für BDE

Bild 5.40

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Implementierung der Prozessüberwachung in die WIT-Anlage: Bsp. BDE

Bild 5.41

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N

Online-Durchflusskontrolle während SpülvorgangBeispiel Online-Messungen

Bild 5.42

Spülphase


am Injektor gemessenen. Durch Vorgabe eines konstanten Volumenstroms in der Spülphase

(grüner Kasten) ergibt sich ein nahezu konstanter Druckverlust, der als Kenngröße für die

Güte der Hohlraumausbildung herangezogen werden kann. Dabei wird der injektornahe

Druckaufnehmer ausgewertet, da in Folge der Atmung der Druckschläuche die

systembedingte Oszillation des Druckes (roter Graph) gedämpft wird. Eine Übersicht über die

jeweiligen mittleren Druckverluste einzelner Bauteile für 1K- und 2K-Bauteile sind in

Abbildung 5.43 bzw. Abbildung 5.44 dargestellt. Teile mit fehlerhafter Hohlraumausbildung

sind mit einem roten Kasten markiert. Die Daten zeigen, dass der resultierende Wasserdruck

in der Spülphase nur bedingt zur Beurteilung der Hohlraumqualität geeignet ist, da

Schlechtteile zwar tendenziell einen hohen Druckverlust aufweisen, dieser Effekt aber auch

bei Gutteilen auftritt.

Um diese Ergebnisse zu überprüfen, werden inline Durchflussmessungen durchgeführt. In

einem ersten Schritt werden hierzu die auf Raumtemperatur abgekühlten Bauteile inklusive

Nebenkavität mit einem konstanten Volumenstrom von 250 cm3/s beaufschlagt

(s. Abbildung 5.45). Der Druckverlust wird mithilfe des Messblocks unmittelbar vor dem

Rohr bestimmt. Die Ergebnisse für die 1K-Bauteile sind in Abbildung 5.46, die für die 2K-

Bauteile in Abbildung 5.47 zusammengefasst. Die Druckverluste sind erwartungsgemäß

niedriger als bei den Onlinemessungen, da der Fließwiderstand des Spülinjektors wegfällt.

Während die Werte bei den 2K-Bauteilen noch tendenziell in Übereinstimmung mit den

Onlinemessungen gebracht werden können, ist eine Korrelation der Ergebnisse der 1K-

Messungen nicht möglich. Die großen Abweichungen sind vermutlich auf das nicht

reproduzierbare Aufbrechverhalten des Spülinjektors zurückzuführen. Bei den 1K-

Untersuchungen wurde der Spülinjektor sporadisch und nicht reproduzierbar mit

ausgetriebener PP-Schmelze verengt, was zu signifikant höheren Druckverlusten führt.

Um den Einfluss der Nebenkavität auf den Druckverlust zu bestimmen, werden die

Messungen an konfektionierten Rohren mit abgetrennter Nebenkavität wiederholt. Wie

Abbildung 5.48 beispielhaft zeigt, ist der im Rohrbereich auftretende Druckverlust mit dem

angelegten Volumenstrom nicht messbar. Folglich sind die vorher gemessenen Druckverluste

nur auf Effekte im Bereich der Nebenkavität und des Spülinjektors zurückzuführen. Eine

Beurteilung der Güte des eigentlichen Hohlraums ist nicht möglich, da selbst sehr schlecht

ausgebildete Hohlräume einen geringeren hydraulischen Fließwiderstand aufweisen und in

keinem Fall die druckverlustbestimmende Passage des Gesamtsystems darstellen.

Abbildung 5.49 bestätigt dies anhand der Darstellung zweier konfektionierter Bauteile.

Sowohl für den fehlerfreien als auch für den außerordentlich fehlerbehafteten Hohlraum

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10

20

30

40

50

60

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21lfd. Bauteilnummer [-]

Dru

ckve

rlust

[b

ar]

Versuchsergebnisse 1K PPOnline-Messungen

Bild 5.43

Schlecht-Teile

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20

40

60

80

100

120

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18lfd. Bauteilnummer [-]

Dru

ckve

rlust

[b

ar]

Versuchsergebnisse 2K PA/PPOnline-Messungen

Bild 5.44

Schlecht-Teile

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Versuchsergebnisse PA/PPDurchflussmessungen mit Nebenkavität

Bild 5.45

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AC

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02468

101214161820

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21lfd. Bauteilnummer [-]

Dru

ckve

rlust

[b

ar]

Versuchsergebnisse PPDurchflussmessungen mit Nebenkavität

Bild 5.46

Schlecht-Teile

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02468

101214161820

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18lfd. Bauteilnummer [-]

Dru

ckve

rlust

[b

ar]

Versuchsergebnisse PA/PPDurchflussmessungen mit Nebenkavität

Bild 5.47

Schlecht-Teile

INS

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AC

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0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20Prozessdauer [s]

Dru

ck [

bar]

0

50

100

150

200

250

300

Volu

men

stro

m [c

m3 /s

]

Druck ZulaufPME InjektionsdruckPME Volumenstrom

Versuchsergebnisse PA/PPDurchflussmessungen ohne Nebenkavität

Bild 5.48

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Bauteilvergleich für Messungen ohne Nebenkavität

Bild 5.49


können mit dem realisierbaren Volumenstrom und der verwendeten Sensorik keine

Unterschiede im Druckverlust detektiert werden.

5.4 Bewertung

Ultraschallmesstechnik

Zu Beginn der Untersuchungen wurde angenommen, dass die US-Laufzeit mit steigender

Restwanddicke progressiv zunehmen müsse, da zum einen der Schalllaufweg größer würde

und außerdem, infolge höherer Temperaturen im Bauteilinneren, die mittlere

Schallgeschwindigkeit in der Restwand abnähme. Diese Annahme wurde jedoch sowohl

durch die Simulationsrechnung als auch durch die Ergebnisse der durchgeführten

Spritzversuche widerlegt.

Es hat sich herausgestellt, dass sich die online ermittelten Laufzeiten in den untersuchten

Wanddickenbereichen proportional zu den tatsächlichen Restwanddicken verhalten haben.

Insbesondere bei der Überwachung konkreter Prozesspunkte können US-Laufzeit und

Restwanddicke mit hoher Genauigkeit korreliert werden. Der Messfehler beträgt dabei

± 0,1 mm.

Die Ultraschallmesstechnik kann für die Prozesskontrolle bzw. Qualitätssicherung von

großem Nutzen sein. Dabei sollte die lokale Restwanddicke an kritischen Stellen, z.B. im

Inneren von Krümmungen, überwacht werden. Hier ist die Bauteilstruktur am schwächsten,

und bei mechanischer Überlastung tritt hier der Schaden auf. Durch die Überwachung solcher

Stellen kann die Bauteilqualität in Bezug auf mechanische Festigkeit (z.B. Berstdruck)

überprüft werden. Ein großer Vorteil der US-Messtechnik besteht darin, dass das Prinzip

industriell etabliert, robust und vergleichsweise günstig ist. Weiter ist die Integration in ein

bestehendes QS-System einfach. Das Unterschreiten einer Mindestrestwanddicke (bzw.

Mindestlaufzeit) führt zum Ausschuss des Bauteils.

Mit dieser Methode wird in der Zwischenzeit bereits der industrielle Fertigungsprozess eines

Kupplungspedals im WIT-Verfahren bei der Volkswagen AG, Wolfsburg, überwacht

[Wol07]. Hierbei handelt es sich allerdings nicht um einen funktionellen Hohlraum.

Darüber hinaus konnte das große Potenzial der US-Messtechnik zur Kontrolle des

Fertigungsprozess mehrschichtiger Hohlkörper aufgezeigt werden. Während der Herstellung

der zweischichtigen Rohre durch die Verfahrenskombination Sandwich-Spritzgießen und WIT

konnte die lokale Entwicklung der Einzelschichtdicken online im A-Bild kontrolliert werden.

Für eine automatisierte Auswertung ist allerdings eine deutlich komplexere Methodik

erforderlich, da die gesamten A-Bilder übertragen und ausgewertet werden müssen.


Infrarotthermographie

Während der praktischen Versuche wurde gezeigt, dass die Restwanddicken der Bauteile auch

mit den inline gemessenen Oberflächentemperaturen korrelierbar sind. Die Messgenauigkeit

reicht dabei jedoch nicht an die Ultraschall-Wanddickenmessung heran. Die IR-Messung

eignet sich für verschiedene untersuchte Materialien unterschiedlich gut. Für WIT-Prozesse,

mit einer Hohlraumausbildung im mit der WIT zuverlässig verarbeitbaren Polypropylen, gibt

es eine lineare Abhängigkeit zwischen Oberflächentemperatur und Restwanddicke, während

für anspruchsvollere Materialien, wie z.B. glasfaserverstärkte Polyamide, keine Korrelation

möglich war. Dies ist darauf zurückzuführen, dass eine ausreichende Hohlraumqualität nur bei

der Ausbildung in Polypropylen, sowohl im 1K- als auch im 2K-Verfahren, erreicht wurde.

Diese Hohlräume zeichnen sich durch eine glatte, fehlerfreie und somit wasserundurchlässige

Innenoberfläche aus.

Der Vorteil der IR-Analyse gegenüber der US-Messtechnik besteht darin, dass die

Restwanddicken nicht nur lokal, sondern theoretisch an jeder beliebigen Stelle der

betrachteten Bauteiloberfläche untersucht werden können. Dem steht der Nachteil gegenüber,

dass die erforderliche Messtechnik deutlich teurer und empfindlicher ist. Außerdem ist die

Integration in ein QS-System zur Prozessüberwachung ungleich komplizierter als bei der US-

Messtechnik. Eine Prozesspunktüberwachung mittels automatischer Auswertung von

Infrarotaufnahmen ist theoretisch möglich, aber in der Praxis nur unter hohem Aufwand

umsetzbar. Entsprechende Auswertealgorithmen müssten voraussichtlich für jede Prozess-

/Materialkombination individuell entwickelt und auf ihre Tauglichkeit überprüft werden.

Insbesondere die Möglichkeit der Detektion von Fehlern bei der Hohlraumausbildung hängt

stark von der Güte des Prozesses und des verwendeten Materials ab.

Charakteristische Kenngrößen

Im Rahmen des Projekts konnten keine Kenngrößen ermittelt werden, die zweifelsfrei mit der

Durchgängigkeit des Hohlraums korreliert werden können. Dies ist primär darauf zurück zu

führen, dass nach neusten Erkenntnissen die Bauteilfehler nicht während der

Hohlraumausbildung bzw. Wasserinjektion, sondern erst während oder sogar nach der

Druckhaltephase entstehen. Basierend auf diesen Erkenntnissen müsste die Wasserrück-

führung genauer überwacht werden. In dieser Phase können Qualitätsunterschiede mit der

eingesetzten Sensorik jedoch nicht detektiert werden. Einerseits verdampft das Wasser

teilweise, sodass ein Dampf-/Flüssigkeitsgemisch undefinierter Dichte entsteht, und

andererseits liegen die aus dem Verdampfen resultierenden Drücke im Bereich des

Messfehlers der Sensorik. Sensiblere Sensoren sind jedoch aufgrund der hohen Drücke

während der Wasserinjektion nicht einsetzbar.


Wenngleich eine zweifelsfreie Qualitätskontrolle der Bauteile anhand des

Prozessgrößenverlaufs nicht möglich ist, so kann die Produktion gut mittels bestimmter

Kennzahlen überwacht werden, um schwere Produktionsfehler zuverlässig zu detektieren.

6 UNTERSUCHUNGEN ZUR LEBENSDAUERVORHERSAGE DER HERGESTELLTEN BAUTEILE 87

6 UNTERSUCHUNGEN ZUR LEBENSDAUERVORHERSAGE DER HERGESTELLTEN

BAUTEILE

Die Untersuchungen zu einer Lebensdauervorhersage von Bauteilen werden im Allgemeinen

derart strukturiert, dass die Ergebnisse primär Aufschluss über den Zeitpunkt des Erreichens

eines Grenzwertes der Lebensdauer geben. Ein weiterer wesentlicher Aspekt während der

Dauer der Bauteil-Nutzung ist das frühzeitige Erkennen des Endes der Nutzungsdauer um

Folgeschäden am Gesamtsystem ausschließen zu können. Im besten Fall kann ein sich

ankündigendes Bauteilversagen beispielsweise optisch durch zunehmende Verformungen

erkannt werden. Handelt es sich jedoch um Bauteile und Werkstoffe, die das Erkennen des

Endes der Nutzungsdauer nicht zulassen und zudem plötzlich Versagen, wird es erforderlich

das Bauteilverhalten infolge der jeweiligen Einflüsse genauer zu untersuchen, um die

Wirkungen der Einflüsse zumindest qualitativ bewerten zu können. Eine besondere

Bedeutung kommt der Untersuchung dieses Schädigungsverhaltens dann zu, wenn auf

konstruktiver Seite idealisierte Lastannahmen vorgegeben werden. Im praktischen Betrieb

eines Bauteils kommt es üblicherweise zu deutlichen Abweichungen bei den

Beanspruchungen gegenüber dem idealisierten Lastkollektiv. Reagiert das Bauteil besonders

sensitiv auf eine Veränderung eines Einflusses, oder die Zusammensetzung einer

Komplexbeanspruchung, kann das Bauteil vor der errechneten Bauteillebensdauer versagen.

Eine zutreffende Beurteilung der Bauteillebensdauer kann nur durch ein erprobtes Verfahren

in Verbindung mit der genauen Kenntnis über die Einsatzbedingungen und des

Werkstoffverhaltens erfolgen. Bei Abweichungen von den bewährten Verfahren ist es daher

üblich die Prüfmethodik soweit anzupassen, damit eine bauteilgerechte und dem

Verwendungszweck entsprechende Aussage getroffen werden kann. Das in dieser Arbeit

untersuchte WIT-Rohr wird im Betrieb durch nicht stationären Belastungen beaufschlagt.

Daher wird die klassische Methode der Zeitstandkennlinienermittlung durch Prüfmethoden

ergänzt, die geeignet sind die zyklische Belastung und den Medieneinfluss abzubilden. Die

zyklische Belastung wird durch eine Druckschwellprüfung simuliert. Der Medieneinfluss wird

durch Lagerungen mit anschließender Berstdruckprüfung untersucht. Um die Wirkungsweisen

der Einflüsse aus Innendruck, Temperatur und Medium besser verstehen zu können, werden

die genannten Prüfmethoden kombiniert. So kann beispielsweise durch eine

Berstdruckprüfung die Restbelastbarkeit nach einer erfolgten Druckschwellprüfung

festgestellt werden. Aufgrund der beschränkten Anzahl von Prüfergebnissen der jeweiligen

Prüfsituation wird zusätzlich zu dem Mittelwert der Median angegeben, um die Varianz der

Ergebnislage zu berücksichtigen. Die Beschränkung der Prüfkörperanzahl ist durch die nicht

unbeschränkte Verfügbarkeit von Prüfanlagen gegeben Erfahrungsgemäß ist bei der


Ermittlung von Prüfergebnissen für eine neue Bauteilklasse eine weitere Variation der

Prüfungen wertvoller als eine Verbesserung des Prüfergebnisses im einstelligen

Prozentbereich. Die gezielte Auswahl eines Rohrtyps ermöglicht eine aufeinander aufbauende

Untersuchung und Feststellung von Abhängigkeiten zwischen Werkstoff, Bauteilgeometrie

und den äußeren Einwirkungen aus Medium, Temperatur und Druckbelastung. Durch dieses

Vorgehen können die vorhandenen Prüfkapazitäten voll ausgeschöpft werden. Aus den

genannten Gründen wird, auf Grundlage der Messergebnisse der Rohr-Herstellung, der 2 K-

Rohrtyp für die Bauteiluntersuchung verwendet. Die verwendeten Werkstoffe waren

SCHULAMID ® 66 GF 30 WIT K1994 Vers.3 als tragende Polyamidschicht und Sabic PP

505 P als Polypropylen-Innenschicht.

6.1 Zeitstand-Innendruck

Die Untersuchung des Zeitstand-Innendruckverhaltens erfolgt in Anlehnung an die DIN EN

ISO 9080. Bei dem zu prüfenden Rohr handelt es sich um ein Bauteil mit nicht stationären

Belastungen und einem zu erwartenden Medieneinfluss. Darüber hinaus besteht das am

häufigsten verwendete Sicherheitskonzept der Automobilbauer in der Einhaltung eines

Grenzwertes für die Belastungsdauer unter einer vorgegebenen Lastkombination aus Druck,

Temperatur und Medium. Die tatsächliche Belastung des Rohres im Betrieb entsteht durch

einen Druck- und Temperaturanstieg zu Beginn der Motorlaufzeit. Danach folgt, durch das

Thermostat des Zylinderkopfs geregelt, eine Phase quasi stationärer Belastungen. Nach der

Motorlaufzeit folgt ein Druck- und Temperaturabfall. Die Untersuchung nach DIN EN ISO

9080 ist daher hervorragend geeignet die Phase der quasi stationären Belastungen abzubilden.

Aus diesem Grund wird das Vorgehen zur Untersuchung des Zeitstand-Innendruckverhaltens

bestmöglich an das bewährte Vorgehen nach dieser Methode angepasst. Die Prüftemperaturen

werden entsprechend der Einsatzbedingungen zu 23°C, 90°C, 135°C und 155°C gewählt.

Anhand der Ergebnisse der höheren Temperaturen, und damit kürzeren Prüfzeiten, soll es

ermöglicht werden, die Lebensdauer bei niedrigeren Temperaturen zu ermitteln. Darüber

hinaus haben die gewählten Temperaturen einen praktischen Bezug. 23°C sind als Basiswert

für die Untersuchung und spätere Bezugsgröße für eine Interpolation zu verstehen. Die

Betriebstemperatur der aktuellen Motorengeneration beträgt 90°C und mit 135°C wird die im

Betrieb erreichbare Übertemperatur abgebildet. Bei einem Ausfall der Wärmeabfuhr können

maximal 155°C erreicht werden. Oberhalb dieser Temperatur wechselt das Glykol den

Aggregatzustand und entweicht gasförmig über den Ausgleichsbehälter des Kühlsystems. Die

Auswahl der Druckstufen in Abhängigkeit der Prüftemperaturen erfolgt als Kompromiss

zwischen der Abbildung des realen Betriebsdrucks eines Kühlkreislaufs und einer


zutreffenden Abbildung des Werkstoff-Bauteilverhaltens (in Anlehnung an die Methode nach

DIN EN ISO 9080) über eine Dauer von bis zu 10000 Stunden. Zur Verfeinerung der

Untersuchungsergebnisse werden über die Forderung der DIN EN ISO 9080 hinaus mehr als 3

Druckstufen je Prüftemperatur untersucht. Die ermittelten Zeitstandkennlinien werden als

Geradengleichung der Form y = mx + b interpretiert. Die Steigung m stellt ein konstantes Maß

der Zeit-Druckabhängigkeit dar und ist vergleichbar mit den Steigungen der Gleichungen bei

anderen Temperaturen.

6.1.1 Ergebnisse

Die Ermittlung des Zeitstandverhaltens bei 23°C ist im folgenden Diagramm dargestellt.

Zeitstandverhalten bei 23°C

y = -5,3838Ln(x) + 74,932R2 = 0,9107

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

0,01 0,1 1 10 100 1000Zeit [h]

Dru

ck [b

ar]

Abbildung 6.1: Zeitstandverhalten bei 23°C




y = -3,3079Ln(x) + 33,689R2 = 0,9627

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0,1 1 10 100 1000 10000Zeit [h]

Dru

ck [b

ar]




y = -1,5232Ln(x) + 16,095R2 = 0,9252

0

5

10

15

20

25

30

0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000

Zeit [h]

Dru

ck [b

ar]





y = -1,1888Ln(x) + 12,454R2 = 0,9328

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0,01 0,1 1 10 100 1000Zeit [h]

Dru

ck [b

ar]


6.1.2 Interpretation der Ergebnisse

Die Ergebnisse zeigen die Anwendbarkeit des Verfahrens für die Ermittlung des Zeitstand-

Innendruckverhaltens. Mit zunehmender Temperatur verringert sich der Betrag der

Geradensteigung der Zeitstandkennlinien stetig. Damit wird indirekt die Gültigkeit des

Ansatzes nach Arrhenius, der dem Verfahren nach DIN EN ISO 9080 zugrunde liegt,

bestätigt. Nach Arrhenius nimmt die Reaktionsgeschwindigkeit mit steigender Temperatur zu.

Das bedeutet in diesem Fall eine Zunahme der schädigenden Wirkung bei steigenden

Temperaturen. Die Güte der erzielten Ergebnisse wird durch das Bestimmtheitsmaß zwischen

0,91 und 0,96 der jeweiligen Zeitstandkennlinien untermauert. Damit ist gezeigt worden, dass

die Ergebnisse den Erwartungen entsprechend einer Gesetzmäßigkeit folgen. Die

Zeitstandkennlinien sind hier bewusst als Mittelwert der Prüfergebnisse dargestellt, da bisher

ein allgemeingültiges Sicherheitskonzept für diese Bauteilklasse fehlt und die Situation bei

den Automobilbauern bezüglich der einzuhaltenden Bauteillebensdauern zu uneinheitlich ist.

Die Übertragung der Ergebnisse in die praktische Anwendung wird andauern bis die ersten

Rohre aus dem praktischen Einsatz im Automobil verfügbar sein werden. Zum Zeitpunkt der

Berichtserstellung hat nur ein Automobilhersteller ein WIT-Rohr in die Serienanwendung

implementiert. Dabei handelt es sich um die Anwendung in einem populären


Turbodieselmotorsystem mit bisher mehr als 340000 produzierten Einheiten. Aus diesem

Grund kann davon ausgegangen werden, dass in absehbarer Zeit solche Rohre zur Verfügung

stehen werden. Mit diesen Rohren können vergleichende Prüfungen angestellt werden, um die

Validierung der Untersuchungsmethode vorzunehmen.

6.2 Berstdruck

Die Berstdruckprüfung ist die bewährte Kurzzeitprüfung für Rohre und zeigt die

grundsätzliche Funktionsfähigkeit eines Rohrs auf. Durch die Kombination von

zerstörungsfreien Vorbelastungen mit einem anschließenden Berstdruck lassen sich jedoch

Erkenntnisse über die Beeinflussung der Bauteillebensdauer gewinnen. Diese Anwendung der

Berstdruckprüfung eignet sich gerade dann für eine Beurteilung des

Bauteillebensdauerverhaltens, wenn in der praktischen Anwendung eine

Komplexbeanspruchung vorliegt. Durch Weglassen, oder Verändern der Intensität einer

Einflussgröße kann im Vergleich mit einem Basiswert die Wirkungsweise dieser

Einflussgröße bewertet werden. Ein weiterer Vorteil entsteht durch die Vergleichbarkeit der

sich einstellenden Versagensbilder. Daraus kann die Wirkungsweise eines Einflusses

abgeleitet werde. Die Vergleichbarkeit der Ergebnisse wurde durch eine Konditionierung über

42 Tage in einem klimatisierten Labor sichergestellt.

6.2.1 Ermittlung von Basiswerten als Bezugsgröße

Die Ermittlung des Berstdrucks bei einer Prüftemperatur von 23°C ergab nachfolgendes

Diagramm.


Abbildung 6.5: Ermittlung der Basiswerte für den Berstdruck bei einer Prüftemperatur von

23°C.


Diagramm.

Abbildung 6.6: Ermittlung der Basiswerte für den Berstdruck bei einer Prüftemperatur von

90°C.


Diagramm.


Abbildung 6.7: Ermittlung der Basiswerte für den Berstdruck bei einer Prüftemperatur

von135°C.


Diagramm.

Abbildung 6.8: Ermittlung der Basiswerte für den Berstdruck bei einer Prüftemperatur

von155°C.


6.2.2 Ermittlung von Intensitäten der jeweiligen Einflussgrößen

Die folgenden Diagramme zeigen die, auf die Basiswerte, normierten

Untersuchungsergebnisse. Die jeweilige Einflussintensität kann direkt abgelesen und

verglichen werden.

Abbildung 6.9: Ermittlung der Intensitäten der Einwirkungen aus Lagerungen in oxidierender

und inerter Atmosphäre bei 90°C und 135°C. Die Ergebnisse sind anhand des Medianwertes

des Berstdrucks bei 23°C normiert. Die rote Säule beschreibt den Mittelwert, die orangene

Säule beschreibt den Median der Prüfergebnisse.


Abbildung 6.10: Ermittlung der Intensitäten der Einwirkungen aus Lagerungen in

oxidierender und inerter Atmosphäre bei 90°C und 135°C für 48 und 96 Stunden Dauer. Die

Ergebnisse sind anhand des Medianwertes des Berstdrucks bei 90°C normiert. Die rote Säule

beschreibt den Mittelwert, die orangene Säule beschreibt den Median der Prüfergebnisse.


Abbildung 6.11: Ermittlung der Intensitäten der Einwirkungen aus Lagerungen in

gleichproportioniertem Wasserglykolgemisch, Glykol und Luft bei 23°C, 90°C und 135°C.

Die Ergebnisse sind anhand des Medianwertes des Berstdrucks bei 23°C normiert. Die rote

Säule beschreibt den Mittelwert, die orangene Säule beschreibt den Median der

Prüfergebnisse.

6.2.3 Interpretation der Ergebnisse

Aus den vorgenommenen Berstdruckversuchen bei 23°C und bei 90°C ist deutlich zu

erkennen, dass die Rohre gegenüber Ihrer Einsatzbelastung bei 2,5bar eine geringe

Werkstoffauslastung erfahren. Die Berstdruckversuche infolge der jeweiligen Lagerungen

zeigen jedoch eine signifikante Abhängigkeit des thermischen und verstärkten

thermooxidativen Einfluss auf das Versagensverhalten.

6.3 Druckschwellprüfung

Die Druckschwellprüfung wird als Abbildung der aufsummierten Belastungsfolge verstanden

und daher bei Automobilherstellern als Komplexbeanspruchung, zusammengesetzt aus

Medium, Temperatur, Druckwechsel ausgeführt. Die betriebspraktischen Drücke in einem

automobilen Kühlsystem liegen unterhalb von 2,5 bar. Auf Basis der Erkenntnisse aus den

Berstdruck-Untersuchungen in Verbindung der Prüfvorschriften der Automobilhersteller

wurden folgende Prüfparameter variiert. Die Prüftemperaturen wurden bei 90°C und bei


135°C konstant gehalten. Der Druck wurde zwischen 1 bar und 9 bar wechselnd vorgegeben.

Die Gestalt der Druckwechsel wurde sinusförmig mit 1 Hz Frequenz und trapezförmig mit 1

Sekunde Wechselzeit und jeweils 9 Sekunden Haltezeit vorgegeben. Bei allen Kombinationen

konnte kein Versagen durch die Druckschwellbelastung der Prüfkörper bis zu 300000 Zyklen

herbeigeführt werden. Aus diesem Grund wurde eine Abschätzung der möglichen

Dauerfestigkeit des WIT-Rohrs vorgenommen. Die Parameter bei dieser Prüfung wurden

ähnlich der praktischen Einsatzbedingungen eingestellt. Im Einzelnen wurden dabei

eingestellt, eine sinusförmige Druckschwellbelastung zwischen 0,4 bar und 4 bar, 90°C

Medien- und Kammertemperatur, bei 100 % Kühlmittelkonzentration. Die Ermittlung einer

„Dauerfestigkeit“ bedeutet für ein Kunststoffbauteil das Erreichen von 10 E 7 Lastzyklen. Das

nachfolgende Diagramm zeigt die Anzahl der Lastwechsel zum Versagenszeitpunkt der

individuellen Prüfkörper. Die Grenze von 10 E 7 Lastwechsel konnte insgesamt nicht erreicht

werden. Die Ergebnislage deutet jedoch daraufhin, dass bei einem verminderten Druck,

entsprechend der praktischen Anwendung, die Rohre als Dauerfest bezeichnet werden können.

Langläufer DSP

0100000020000003000000400000050000006000000700000080000009000000

10000000110000001200000013000000

1 2 3 4 5 6

Mittelw

ert A

lle

Mittelw

ert B

ruch

Rohr

Last

wec

hsel

Abbildung 6.12: Ermittlung der Dauerfestigkeit bei 100% Kühlmittel, Betriebstemperatur

90°C und erhöhter mechanischer Druckschwellbelastung zwischen 0,4 bar und 4 bar.

Aus den vorgenannten Gründen kann die Eignung einer Druckschwellprüfung auf der Basis

der Erkenntnisse bei Elastomerschläuchen nur bedingt bestätigt werden. In Verbindung mit

den Erkenntnissen aus den Berstdruckuntersuchungen ist es für die vorliegenden WIT-Rohre


offensichtlich erforderlich, wesentlich höhere Prüfdrücke vorzugeben um ein Versagen

innerhalb der vorgegebenen Lebensdauer-Lastkollektive zu erzielen.

6.4 Charakterisierung des Versagensverhaltens

Die Charakterisierung des Versagensverhaltens wird durch die Beschreibung der

Ausprägungen im Versagensbereich vorgenommen. In logischer Folge wird eine

augenscheinliche Zuordnung des grundsätzlichen Versagensverhaltens und anschließend eine

genauere Betrachtung der typischen Bruchbilder und Bruchbereiche durchgeführt. Durch eine

Berechnung des theoretischen, mechanischen Einfluss auf das Versagensverhalten erfolgt eine

Zuordnung zum realen Bauteil.

6.4.1 Inaugenscheinnahme

Durch die Betrachtung der Bruchumgebung lässt sich die Unterscheidung zwischen duktilem

und sprödem Versagensverhalten feststellen. Die untersuchten Rohre zeigen insgesamt ein

ausgeprägt sprödes Versagensverhalten. Die Umgebung der Brüche sind nicht, oder nur sehr

gering plastisch verformt. Die Bruchflanken stehen sich direkt gegenüber und können nach

erfolgter Probenpräparation sehr gut deckend wieder aufeinander gefügt werden.


Abbildung 6.13: Das typische Bruchbild. Das gezeigte Rohr wurde im Zeitstand-

Innendruckversuch bei 90°C belastet. Mehr als 95% aller Proben versagten unter

verschiedensten Belastungszuständen im Bereich des 90°-Bogens. Die Bruchflanken liegen

unmittelbar gegenüber. Die Bruchumgebung weist keine erkennbaren Verformungen auf.


Abbildung 6.14: Dargestellt ist die Innenseite des vorangegangenen Bildes. Sehr gut zu

erkennen ist der Bruch der Polypropylenschicht. Die Bruchlänge im Inneren ist größer als die

Bruchlänge an der Aussenschicht. Die Polypropylen-Innenschicht ist großflächig von Glykol

unterwandert worden und vollständig mit Anrissen durchzogen. Die signifikante

Werkstoffveränderung des Polypropylen deutet daraufhin, dass die Polypropylenschicht vor

der Polyamidschicht versagt hat.

6.4.2 Bildgebende Verfahren

Die optische und elektronische Vergrößerung der Bruchbereiche können mögliche Ursachen

für das Bauteilversagen aufzeigen. Ein wichtiger Aspekt bei diesen Untersuchungen ist die

Farbinformation. Diese erhält man nur durch optische Verfahren in Verbindung mit

geeigneten Beleuchtungsmitteln. Die folgenden Bilder entstanden durch ein digitales

Auflichtmikroskop vom Typ Keyence VHX 600. In der Praxis ist es meist erforderlich, einen

Bruch aus dem Bauteil zu präparieren und anschließend mit mechanisch aufzubrechen. Dabei

entsteht eine zusätzliche Restgewaltbruchfläche, die von der Bruchfläche des

Versuchsereignisses unterschieden werden muss. Gerade hier stellt die Farbinformation eine

wertvolle Hilfe für die Analyse dar. Ebenso können Verfärbungen aus

Werkstoffveränderungen und Fremdeinschlüsse von der betrachteten Umgebung


unterschieden werden. Um die Versagensursachen, beziehungsweise die Stelle des

Bruchbeginns bewerten zu können, ist es erforderlich den interessierenden Bereich sehr stark

zu vergrößern. Dazu wurde ein Rasterelektronen Mikroskop des Typs Leica DM RM

eingesetzt.

Abbildung 6.15: Ein präparierter Bruchbereich. Das gezeigte Stück stammt aus dem Bereich

des 90°-Bogens und besitzt eine Wandstärke von 2,1 mm. Das Präparat wurde mit Gewalt

entlang der bestehenden Bruchlinie auseinander gebrochen.


Abbildung 6.16: Dargestellt ist der Blick auf die Bruchflanken des zuvor gezeigten Präparats

in 10-facher Vergrößerung. Die Bruchflanken wurden in eine Ebene geklappt, um den

Bruchbereich untersuchen zu können. Das gezeigt Bild ist durch die Verwendung der zur

Verfügung stehenden Software aus Aufnahmen in mehreren Fokussierebenen

zusammengesetzt. Die dreieckförmigen hellgrauen Flächen am rechten und linken Rand in

Bildmitte sind durch das händische Aufbrechen des Präparats entstanden. Die Bruchlinie

selbst liegt zwischen den Spitzen dieser Bereiche. Sehr gut zu erkennen ist die typische

Bogenform eines klassischen Zeitstandbruchs.


Abbildung 6.17: Das Bild zeigt den zuvor beschriebenen Bruchbereich in 150-facher

Vergrößerung. Die braune Verfärbung in Bildmitte deutet auf geschädigte Werkstoffbereiche

hin. Sehr gut zu erkennen ist die gute Anbindung des Polymers an die Glasfasern und damit

das gute Funktionieren der haftvermittelnden Schlichte. Einzelne Glasfasern stehen aus der

Bruchfläche. Diese zeigen einen grenzscharfen und konturgleichen Farbwechsel von schwarz

nach weiß. Da keine Verfärbungen an diesen Faserstücken feststellbar sind, lässt sich ein

schnelles Versagen dieser Bereiche ableiten und bestätigt das festgestellte spröde

Versagensverhalten. Das braun verfärbte Material kann bereits bei der Herstellung eingetragen

worden sein.


Abbildung 6.18: Lunker in Polypropylenschicht. Das Bild zeigt eine REM-Aufnahme eines

Bruchbereichs. Durch die Präparation der Probe wurde die Bruchfläche abgearbeitet. Die

Bildebene zeigt die Querschnittsfläche senkrecht zur Rohrlängsachse. Durch eine

Energiedisperse-Röntgenspektroskopie (EDX) konnten keine Fremdelemente festgestellt

werden. Daher kann von einem prozessbedingten Wassereinschluss ausgegangen werden.


Abbildung 6.19: 500-fache Vergrößerung der Lunkerwandung des vorangestellten Bildes. Die

Oberfläche der Kavität ist nicht glatt, sondern schaumartig ausgeprägt. Auf der Oberfläche

liegen strangartige und teilweise mit der Oberfläche verbundene Werkstoffelemente auf. Das

Polypropylen ist erstarrt, als das Wasser in der Kavität noch gasförmig war. Daher konnten

sich die Oberfläche die aufgelockert ausprägen. Die strangartigen Werkstoffausbildungen sind

nur möglich, wenn in unmittelbarer Umgebung des Werkstoffs bei der Erstarrung keine

physikalischen, oder chemischen Reaktionen erfolgen. Die Erstarrung der Einzelstränge muss

demzufolge im freien Gasraum erfolgt sein.


Abbildung 6.20: Delamination zwischen Polypropylen- und Polyamidschicht. Das Bild zeigt

eine REM-Aufnahme des Bruchbereichs eines Rohres. Durch die Präparation der Probe wurde

die Bruchfläche abgearbeitet. Die Bildebene zeigt die Querschnittsfläche senkrecht zur

Rohrlängsachse. Im oberen Bildbereich ist die homogene Polypropylenschicht zu erkennen.

Im unteren Bildbereich ist die Polyamidschicht mit den senkrecht zur Bildebene liegenden

kreisrunden Glasfasern zu sehen. Bei dieser Probenpräparation ist der Bruchauslauf von

Interesse. Die Bruchfläche selbst wurde abgearbeitet, sodass die Bruchumgebung deutlich

erkennbar erscheint. Gut zu sehen ist eine deutliche, lokal ausgeprägte, Delamination

zwischen den Werkstoffschichten.


Abbildung 6.21: Delamination zwischen Polypropylen- und Polyamidschicht. Das Bild zeigt

eine Ausschnittsvergrößerung der vorherigen REM-Aufnahme. Die Delamination der

Werkstoffschichten erfolgte nicht vollständig. Die Oberflächen sind nicht glatt. Sehr gut

erkennbar sind die stabförmigen, spaltüberbrückenden Strukturen. Dadurch ist die

grundsätzlich gute Ankopplung der verwendeten Werkstoffsysteme miteinander gezeigt.

Daher verweist die Delamination des dargestellten Bereichs auf eine fortschreitende

Werkstoffveränderung als Schadensursache.

Die aufeinander aufbauenden Untersuchungen zur Beurteilung von Werkstoffveränderungen

und Bruchbereichen sind bei den vorliegenden Werkstoffen und dem festgestellten

Bruchverhalten gut geeignet um einen ersten Eindruck zu den Versagensmechanismen zu

erhalten. Diese können richtungsweisend als Basis für vertiefte chemisch-physikalische

Untersuchungen verwendet werden. Die deutlich vergrößerte Darstellung der

Bruchoberflächen bestätigt das augenscheinlich festgestellte spröde Versagensverhalten der

tragenden Polyamid-Glasfaser-Kompositschicht.


6.4.3 Analyse der Druckbelastung

Die eingetretenen Bruchereignisse sind mit deutlicher Häufigkeit im Bereich des 90°-Bogens

der Rohre zu finden. Herstellungsbedingt ist die Polyamid-Wandstärke an der Einspritzseite

geringer als an der Austrittsseite. Zudem wird der Werkstoff und das transportierende Wasser

direkt nach dem Eintritt in die Form um 90° umgelenkt. Das hat eine systembedingte

statistische Häufung von Lunkern in diesem Bereich zur Folge. Damit eine bessere Zuordnung

der bruchauslösenden Ursache vorgenommen werden kann, ist es erforderlich eine

Einflussgröße alleine zu betrachten, oder alle Einflussgrößen um eine Einflussgröße reduziert

zu betrachten. Die Untersuchung des mechanischen Verhaltens infolge Druck, als einzelne

Einflussgröße ist von elementarem Interesse und liefert für weitere Untersuchungen

Basiswerte. Daher bietet es sich an, eine Berechnung der mechanischen

Spannungsverhältnisse in der Rohrwand vorzunehmen, um die Stellen der höchsten

Werkstoffausnutzung zu erkennen. Bei der vorliegenden Situation ist eine Analyse durch eine

Handrechnung nicht mehr möglich. Während die Lage des Glasfaseranteils des Komposit-

Werkstoffs noch lokal durch aufwändige Schliffuntersuchung möglich ist, kann jedoch der

immense laboranalytische Aufwand zur Bestimmung der lokalen, polymeren Ausrichtung des

Werkstoffs nicht vertreten werden. Zudem ist keine technische Mechanik vorhanden, welche

die räumliche Kerbwirkung und deren Häufung sinnvoll abbildet. Aus den genannten Gründen

werden sowohl auf Werkstoffseite, wie auch auf Seite der Mechanik Vereinfachungen

vorgenommen. Zur Umsetzung der Analyse wird das Finite-Element-Programm Abaqus

verwendet. Aus den bildgebenden Untersuchungen ist bekannt, dass sich die

werkstoffdominanten Glasfasern in Richtung des Massetransportweges ausrichten. Daher

kann von einem annähernd orthotropen Werkstoffverhalten in der Realität ausgegangen

werden. Die tatsächliche Geometrie des Rohres mit einem Kerbtiefenprofil und

schwankenden Wanddickende wird auf eine glatte Innenkontur und eine gleich bleibende

Wanddicke reduziert. Somit ist sichergestellt, dass die Ausnutzung des Werkstoffs klar

erkennbar ist. Um dem unbekannten realen Werkstoffverhalten besser begegnen zu können,

wird der Werkstoff für die Berechnung fallweise einmal als isotrop und einmal als orthotrop

bezüglich der lokalen Rohr-Längsachse, mit einem jeweils ideal-elastischen Verhalten

angenommen. Alle verwendeten Parameter sind als günstig ausgewählte Potenzen von 1

angesetzt worden. Entsprechend der vorgenannten Gründe liefern die Ergebnisse qualitative

Aussagen zum werkstoffmechanischen Verhalten des Rohres. Im ersten Ansatz wird

orthotropes Werkstoffverhalten vorausgesetzt. Beide Rohrenden sind mit einer gelenkig

gelagerten Platte an den Stirnseiten verschlossen. Als Last herrscht ein Innendruck. Die

ausgewählten Elemente sind Standard Tetraeder.


Abbildung 6.22: Orthotroper Werkstoff. Sehr gut ist die Konzentration der dargestellten Hauptspannungen im Bereich des tatsächlichen Versagensbereichs zu erkennen.

Abbildung 6.23: Orthotroper Werkstoff. Ausschnittvergrößerung der vorangestellten Abbildung.

Im zweiten Ansatz wird isotropes Werkstoffverhalten vorausgesetzt. Alle weiteren Parameter bleiben unverändert. Im Bild nicht erkennbar ist die annähernd spiegelbildliche Anordnung der Spannungskonzentrationen auf der Gegenseite.


Abbildung 6.24: Isotroper Werkstoff. Die Spannungskonzentrationen liegen in einem ähnlichen Bereich wie bei dem orthotropen Modell. Im Bild nicht erkennbar ist die annähernd spiegelbildliche Anordnung der Spannungskonzentrationen auf der Gegenseite.

Unter der Berücksichtigung der starken Vereinfachungen der Berechnungsmodelle, kann davon ausgegangen werden, dass die geometrischen Gegebenheiten als eine wesentliche Ursache für das Versagen an den ermittelten Stellen in Frage kommen. Die gute Übereinstimmung der errechneten Ergebnisse mit den tatsächlich eintretenden Bruchereignissen bietet eine hervorragende Basis um das Berechnungsverfahrens weiter zu verfeinern. Das Einbinden weiterer Einflussgrößen ist mit diesem Programm noch möglich. Anhand einer Kalibration des Berechnungsmodells durch die Untersuchungsergebnisse kann eine Berechnung von Kurzeitprüfbelastungen, wie der Berstdruck, auf andere Rohrsysteme übertragen werden.

7 FAZIT 112

7 FAZIT

Die Voruntersuchungen mit der Ultraschallcharakterisierung, Abkühlsimulation und den

praktischen Spritzversuchen zur Validation der Simulationsergebnisse haben gezeigt, dass

eine exakte Berechnung der Restwanddicke anhand von Ultraschalllaufzeit und

Schallgeschwindigkeitsprofil in der Restwand praktisch nur unter sehr hohem Aufwand

durchführbar ist. Selbst wenn die Abhängigkeit der Schallgeschwindigkeit von Temperatur

und Druck bekannt ist, so gibt es de facto keine Möglichkeit, das Temperaturprofil über der

Restwand korrekt zu bestimmen. Allerdings wurde in der Simulationsrechnung bestätigt, dass

sich die online gemessenen US-Laufzeiten und die im Nachhinein ermittelten

Restwanddicken proportional zueinander verhalten, sofern die Restwanddicken innerhalb der

üblichen Schwankungsbreite variiert werden. Für deutlich größere Wanddicken stehen die

Untersuchungen noch aus.

Die praktischen Untersuchungen haben gezeigt, dass die Ultraschallmessung sehr gut zur

Online-Überwachung lokaler Restwanddicken geeignet ist. Die Implementierung in ein

Prozessüberwachungssystem ist vergleichsweise einfach, jedoch muss zunächst die

Korrelation zwischen Ultraschalllaufzeit und Restwanddicke für das jeweilige Prozessfenster

durchgeführt werden. Durch geschickte Positionierung der Sensorik in kritischen

Bauteilbereichen können anhand der gemessenen Restwanddicken direkt Rückschlüsse zur

mechanischen Belastbarkeit der Bauteile gezogen werden.

Neben der Ultraschallüberwachung hat sich die IR-Thermographie als taugliches Instrument

zur Inline-Bauteilcharakterisierung erwiesen. Einerseits können die nach der Entformung

ermittelten Oberflächentemperaturen mit der Restwanddicke korreliert werden, andererseits

können Bauteilfehler in der Restwand anhand des Wärmebildes identifiziert werden. Die

Aussagefähigkeit ist für beide Fälle abhängig von der Verarbeitbarkeit der untersuchten

Polymere im WIT-Prozess. Im Gegensatz zur US-Überwachung bietet die IR-Thermographie

den Vorteil, dass keine Sensorik im Spritzgießwerkzeug erforderlich ist und die

Restwanddicke für beliebig viele Positionen am Bauteil ermittelt werden kann. Die

Implementierung der IR-Thermographie in ein Prozessüberwachungssystem ist jedoch

aufwändig. Neben der teuren und empfindlichen IR-Kamera ist ein Handlingsystem

erforderlich, welches die Bauteile reproduzierbar und ggf. von mehreren Seiten vor der

Kamera platziert.

Mit den aus dem Verlauf der Prozessgrößen gebildeten Kennzahlen war es im Rahmen der

durchgeführten Untersuchungen nicht möglich, eine aussagefähige Korrelation mit der

Qualität bzw. Durchgängigkeit des Hohlraums zu bilden. Die Ursache hierfür liegt im

7 FAZIT 113

Zeitpunkt der Fehlerentstehung begründet. Anders als ursprünglich angenommen entstehen

die Fehler erst während oder nach der Wasserdruckhaltephase.

Die ausgewählten Prüfmethoden erweitern den aktuellen Wissensstand der Prüftechnik auf die

Anwendung an komplexbeanspruchten Wasserinjektionstechnik-Polyamidrohren für den

automobilen Kühlkreislauf. Die sehr gute statistische Ergebnislage bei der

Zeitstandkennlinienermittlung bestätigt den zugrundeliegenden Ansatz nach Arrhenius. Die

gewählten Druck- und Temperaturstufen zeigen, dass, bei der geprüften Bauteil-

Werkstoffkombination, die Verringerung der Prüfzeiten bis auf 1000 Stunden zu

repräsentativen Ergebnissen führt. Damit ist eine beschleunigte Prüfung gegenüber den

Automobilprüfvorschriften mit bis zu 1500 Stunden statischer Druckbeaufschlagung in

Wärme möglich und als wissenschaftliche und empirisch bestätigte Methode einer

Grenzwerterfüllung vorzuziehen. Darüber hinaus ist eine Anpassung an ein gewünschtes

Sicherheitskonzept auf Grundlage der ermittelten Zeitstandkennlinien direkt gegeben. Die

Verwertung der Zeitstandkennlinien lässt nur eine eingeschränkte Aussage über die

tatsächliche Lebensdauer der WIT-Polyamidrohre im automobilen Kühlkreislauf zu, da durch

diese Prüfmethode nur die Nutzungsphase des erwärmten Motors im quasi-statischen

Gleichgewicht abgebildet wird. Die zyklischen Belastungen aus Druck- und

Temperaturwechsel bei den An- und Abfahrvorgängen der Motornutzungsphasen werden

durch die Druckschwellprüfung praxisnah abgebildet. Durch die starke Wanddicke des

Forschungsbauteils war es mit der vorhandenen Druckschwell-Prüfanlage nicht möglich,

innerhalb anwendungsgerechter Prüfzeiten, versagensrelevante Lastkollektive zum Zweck der

Erstellung einer Bauteil-Wöhlerlinie zu erzeugen. Jedoch konnte die grundsätzliche

Anwendbarkeit des Verfahrens anhand der Ermittlung einer Dauerfestigkeit mit 10 E 7

Lastwechseln deutlich gezeigt werden. Die Erzeugung einer Bauteil-Wöhlerlinie ist bei der

vorliegenden Bauteil-Werkstoffkombination prinzipiell möglich und kann dazu verwendet

werden, anhand ausgewählter Lastkollektive, eine zeitlich verkürzte Prüfung zu generieren.

Anhand des instrumentierten Berstdruckversuchs nach dem Prinzip der MPA-Darmstadt

konnte die Unterscheidung der Intensität der jeweiligen Einflussgrößen der praxisrelevanten

Komplexbeanspruchung aufgezeigt werden. Die geplante Überlagerung der Ergebnisse aus

den jeweiligen Druckschwell-, Berstdruck- und Zeitstand-Innendruck-Untersuchungen und

eine darauffolgende Aufsummierung der normierten Lastkollektive, entsprechend der

Miner’schen Schadensakkumulation, ist aus den vorgenannten Gründen noch nicht gelungen.

Jedoch deutet die Klarheit der Einzelergebnisse daraufhin, dass eine Korrelation der

Ergebnisse untereinander besteht. Damit ist die Skalierbarkeit der Einzelergebnisse an einer

7 FAZIT 114

Bezugsbasis und die Anwendung des Prinzips der Miner’schen Schadensakkumulation

gegeben. Die Fortentwicklung der Prüfvorschriften im Automobilbau zeigen, wie in der

Konzernnorm VW TL 52682, erste Ansätze, die qualifizierenden Prüfmethoden an das

bestehende Normsystem anzukoppeln. Daher ist die prinzipielle Adaption der angewendeten

Untersuchungsmethoden in die Prüfvorschriften der Automobilbauer in hohem Maß

wahrscheinlich. Aus den genannten Gründen wird an MPA-Darmstadt die Weiterentwicklung

der Prüfmethodik und die Erstellung eines Lebensdauermodells für die neue Bauteilklasse

WIT-Polyamidrohr für den automobilen Kühlkreislauf weiterbetrieben.

8 LITERATUR 115

8 LITERATUR

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http://www.de.endress.com/eh/sc/europe/dach/de/home.nsf/systemcontentview/index.html?Open&DirectProductURL=35EA0F786933E3AFC12572CF00493999�

http://www.tik-center.com/deutsch/newtech.html�

9 ANHANG 118

9 ANHANG

9.1 Injektorvergleich

Spritzgießmaschine Dosierphase Einspritzvolumen [cm3] Staudruck [bar] Aggregat 1 550 60 Aggregat 2 128 60 Einspritzstufen Aggregat 1 Phase Einspritzgeschw. [cm3/s] Umschaltpunkt [cm3] Druck [bar] 1 40 530 1997 2 399 20 1997 3 20 8 1997 4 20 7 1997 5 20 5 1997 6 11 2 294 Aggregat 2 1 20 120 1896 2 40 10 1896 3 15 0 800 Temperaturen Schmelzetemperatur Düse Zone 5 Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug Aggregat 1 [°C] 240 - 235 225 215 205 40 Aggregat 2 [°C] 240 235 230 220 210 200 40 Mischkopf waagerecht senkrecht

[°C] 240 240 Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor [°C] 40 40 40 Kühlzeit [s] 60 WIT-Anlage Pumpenvorlauf Start Form zu Verzögerung 8s Volumenstrom 100 cm3/s Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Verz. Start WIT 2s Nebenkavität öffnen Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 1 Gasdruck Vorlage - Wasserinjektionstufe

1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 31 - - Volumenstrom [cm3/s] 200 200 100 - -

9 ANHANG 119

Rampe [cm3/s2] 300 800 300 - - Druck [bar] 150 100 50 - - Tabelle 10.1: Parametereinstellung Injektorvergleich 1K-PP



1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 31 - - Volumenstrom [cm3/s] 200 200 100 - - Rampe [cm3/s2] 300 800 300 - - Druck [bar] 150 100 50 - -

9 ANHANG 120

Tabelle 10.2: Parametereinstellung Injektorvergleich 1K-PA



1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 31 - - Volumenstrom [cm3/s] 200 200 100 - - Rampe [cm3/s2] 300 800 300 - - Druck [bar] 150 100 50 - - Tabelle 10.3: Parametereinstellung Injektorvergleich 2K

9 ANHANG 121

9.2 Vorversuche

Spritzgießmaschine

Dosierphase

Einspritzvolumen [cm3] 415

Staudruck [bar] 50

Einspritzstufen

Volumenstrom [cm3/s] 20 40 150 150 40

Volumen [cm3] - 15 30 350 360

Druck [bar] 1200 1600 1600 1600 1600

Temperaturen

Schmelzetemperatur Düse Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug

[°C] 240 235 230 225 225 40

Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor

[°C] 40 40 40

Kühlzeit [s] 50

WIT-Anlage Pumpenvorlauf

Start Form zu

Verzögerung 4 s

Volumenstrom 200 cm3/s

Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen)

Verz. Start WIT siehe VP

Nebenkavität öffnen -

Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 1

Wasserinjektionstufen 1 2 3 4 5

Zeit [s] 2 17 - - -

Volumenstrom [cm3/s] 200 150 - - -

Rampe [cm3/s2] 1000 100 - - -

Druck [bar] 100 75 - - - Tabelle 10.4: Parametereinstellung konstanter Parameter

9 ANHANG 122

Versuchspunkt Bauteilnummer Verzögerungszeit [s] Restwanddicke [mm]

0

1

2

3,651 2 3,477

3 Fehler

4 4,275

5 3,571

6 3,166

7 3,758

8 3,798

9 Fehler

10 3,798

1

1

7

3,22 2 3,22

3 3,437

4 3,152

5 2,961

6 3,18

7 3,206

8 2,961

9 3,124

10 3,397

2

1

12

3,369 2 3,571

3 3,758

4 3,234

5 3,369

6 3,544

7 3,758

8 3,437

9 3,369

10 3,437 Tabelle 10.5: Versuchsplan mit Ergebnissen

9 ANHANG 123

9.3 Prozessuntersuchungen 1K-Verfahren

Spritzgießmaschine Dosierphase Einspritzvolumen [cm3] 360

Staudruck [bar] 50

Einspritzstufen

Volumenstrom [cm3/s] 20 40 150 150 40

Volumen [cm3] - 15 30 350 360

Druck [bar] 1200 1600 1600 1600 1600

Temperaturen

Schmelzetemperatur Düse Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug

[°C] siehe VP TDüse-5 TDüse-10 TDüse-15 TDüse-20 60

Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor

[°C] 80 80 95

Kühlzeit [s] 50

WIT-Anlage Pumpenvorlauf - Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen)

Verz. Start WIT siehe Versuchsplan

Nebenkavität öffnen -

Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 3

Gasdruck Vorlage [bar] 14

Wasserinjektionstufen 1 2 3 4 5

Zeit [s] 0,5 0,5 3 15 -

Volumenstrom [cm3/s] 90 200 siehe VP 100 -

Rampe [cm3/s2] 45 300 500 500 -

Druck [bar] 0 100 200 100 - Tabelle 10.6: Parametereinstellung konstanter Parameter (Polyamid-Versuche)

9 ANHANG 124

VP Verzögerungszeit tV [s]

Injektionsdruck pW [bar]

Temperatur TM [C°]

1 1 50 230 2 11 50 230

3 1 150 230

4 11 150 230

5 1 50 270

6 11 50 270

7 1 150 270

8 11 150 270

9 (ZP) 6 100 250 Tabelle 10.7: Versuchsplan 1K-Polypropylen-Versuche

Die Ergebnisse der US-RWD-Korrelation sind für die jeweiligen Versuchspunkte in den

Abbildungen 10.1 - 10.7 dargestellt.

VP Verzögerungszeit tV [s]

Volumenstrom [cm3/s] [V]

Temperatur TM [C°]

1 1,1 200 270 2 10,1 200 270

3 1,1 400 270

4 10,1 400 270

5 1,1 200 290

6 10,1 200 290

7 1,1 400 290

8 10,1 400 290

9 5,6 300 280 Tabelle 10.8: Versuchsplan 1K-Polyamid-Versuche

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N

Korrelation: US-Laufzeit-RWD (PP 505P) für VP01

3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,85,05,25,45,65,86,06,26,46,66,87,0

VP01: Tm=230 C°; pi=50 bar; tv=1 sUS-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.1

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,86,06,26,46,66,87,07,27,47,67,88,0


aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.2

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,85,05,25,45,65,86,06,26,46,66,87,0

VP03: Tm=230 C°; pi=150 bar; tv=1 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.3

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,88,28,48,68,89,09,29,49,69,8

10,010,2

VP06: Tm=270 C°; pi=50 bar; tv=11 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.4

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,85,05,25,45,65,86,06,26,46,66,87,0


aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.5

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,87,47,67,88,08,28,48,68,89,09,29,4

VP08: Tm=270 C°; pi=150 bar; tv=11 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.6

INS

TITU

T F

ÜR

KU

NS

TSTO

FFV

ER

AR

BE

ITU

NG

-A

AC

HE

N


3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,86,06,26,46,66,87,07,27,47,67,88,0

VP09: Tm=250 C°; pi=100 bar; tv=6 s

US-L

aufz

eit

[µs]

RWD [mm]

Bild 10.7

9 ANHANG 125

9.4 Prozessuntersuchungen 2K-Verfahren

Spritzgießmaschine Dosierphase Einspritzvolumen [cm3] Staudruck [bar] Aggregat 1 572 50 Aggregat 2 120 100 Einspritzstufen Aggregat 1 Phase Einspritzgeschw. [cm3/s] Umschaltpunkt [cm3] Druck [bar] 1 40 540 1495 2 99 25 2144 3 20 19 1997 4 20 10 1997 5 20 5 1997 6 11 0,5 294 Aggregat 2 1 19 119 1963 2 38 10 1963 3 14 0,5 594 Temperaturen Schmelzetemperatur Düse Zone 5 Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug Aggregat 1 [°C] s. VP - TDüse-5 TDüse-15 TDüse-30 TDüse-50 45 Aggregat 2 [°C] s. VP TDüse-5 TDüse-15 TDüse-35 TDüse-65 TDüse-85 40 Mischkopf waagerecht senkrecht

[°C] 305 290 Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor [°C] 60 80 98 Kühlzeit [s] 60 WIT-Anlage Pumpenvorlauf Start Form zu Verzögerung 4s Volumenstrom 120 cm3/s Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Verz. Start WIT siehe VP Nebenkavität öffnen Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 1 Gasdruck Vorlage - Wasserinjektionstufe

1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 15 - - Volumenstrom [cm3/s] s. VP s. VP 100 - - Rampe [cm3/s2] 800 800 300 - - Druck [bar] 150 200 80 - - Tabelle 10.9: Parametereinstellung konstanter Parameter

9 ANHANG 126

VP

Verzögerungszeit [s]

Injektionsdruck [bar]

Temperatur PA [°C]

Temperatur PP [°C]

1 3 200 275 260 2 15 200 275 260

3 3 400 275 260

4 15 400 275 260

5 3 200 305 290

6 15 200 305 290

7 3 400 305 290

8 15 400 305 290

9 9 300 290 275

10 9 300 290 275 Tabelle 10.10: Versuchsplan 2K-Versuche

9 ANHANG 127



1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 15 - - Volumenstrom [cm3/s] 200 200 100 - - Rampe [cm3/s2] 300 800 300 - - Druck [bar] 150 100 50 - - Tabelle 10.11: Prozesspunkt 2K-Versuche; Bauteile für Rohrprüfung

9 ANHANG 128

9.5 Prozessuntersuchungen Spülprozess

Spritzgießmaschine Dosierphase Einspritzvolumen [cm3] Staudruck [bar] Aggregat 1 572 50 Aggregat 2 120 50 Einspritzstufen Aggregat 1 Phase Einspritzgeschw. [cm3/s] Umschaltpunkt [cm3] Druck [bar] 1 40 540 1495 2 99 25 2144 3 20 19 1997 4 20 10 1997 5 20 5 1997 6 11 0,5 294 Aggregat 2 1 19 119 1963 2 38 10 1963 3 14 0,5 594 Schmelzetemperatur Düse Zone 5 Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug Aggregat 1 [°C] 240 - 235 225 210 200 40 Aggregat 2 [°C] 240 235 225 215 205 200 40 Mischkopf waagerecht senkrecht

[°C] 240 240 Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor [°C] 40 40 40 Kühlzeit [s] 60 WIT-Anlage Pumpenvorlauf Start Form zu Verzögerung 9s Volumenstrom 200 cm3/s Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Verz. Start WIT 10s Nebenkavität öffnen Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 1 Spülinjektor öffnen Anfang WIT Stufe 3 Gasdruck Vorlage - Wasserinjektionstufe

1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 2 10 - - Volumenstrom [cm3/s] 200 200 500 - - Rampe [cm3/s2] 300 800 300 - - Druck [bar] 150 50 200 - - Tabelle 10.12: Parametereinstellung Spülprozess 1K-PP

9 ANHANG 129

Spritzgießmaschine Dosierphase Einspritzvolumen [cm3] Staudruck [bar] Aggregat 1 550 60 Aggregat 2 128 60 Einspritzstufen Aggregat 1 Phase Einspritzgeschw. [cm3/s] Umschaltpunkt [cm3] Druck [bar] 1 40 530 1997 2 399 20 1997 3 20 8 1997 4 20 7 1997 5 20 5 1997 6 11 2 294 Aggregat 2 1 20 120 1896 2 40 10 1896 3 15 0 800 Schmelzetemperatur Düse Zone 5 Zone 4 Zone 3 Zone 2 Zone 1 Einzug Aggregat 1 [°C] 280 - 275 270 265 260 60 Aggregat 2 [°C] 260 255 250 245 240 230 40 Mischkopf waagerecht senkrecht

[°C] 280 280 Werkzeugtemperatur Düsenseite Schließseite Injektor [°C] 80 80 90 Kühlzeit [s] 60 WIT-Anlage Pumpenvorlauf Start Form zu Verzögerung 8s Volumenstrom 100 cm3/s Trigger Start WIT Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Verz. Start WIT 10s Nebenkavität öffnen Start Kühlzeit (Ende Einspritzen) Injektor öffnen Anfang WIT Stufe 1 Spülinjektor öffnen Anfang WIT Stufe 4 Gasdruck Vorlage - Wasserinjektionstufe

1 2 3 4 5 Zeit [s] 0,3 5 13 10 - Volumenstrom [cm3/s] 150 100 100 500 - Rampe [cm3/s2] 300 800 300 300 - Druck [bar] 150 50 50 200 - Tabelle 10.13: Parametereinstellung Spülprozess 2K

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1 EINLEITUNG UND ZIELSETZUNG - cleaner-production.de · different part testings in order to generate general testing criteria. For a systematic analysis of different process control