POLITECHNIKA POZNAŃSKA

Transkrypt

1 POLITECHNIKA POZNAŃSKA Wydział Budowy Maszyn i Zarządzania Instytut Technologii Mechanicznej PRACA DOKTORSKA KONSTRUKCJA I BADANIA FORM WTRYSKOWYCH NAGRZEWANYCH INDUKCYJNIE mgr inż. Krzysztof MROZEK Promotor: prof. dr hab. inż. Roman STANIEK Promotor pomocniczy: dr inż. Magdalena MIERZWICZAK Poznań, 2015

2 2

3 SPIS TREŚCI Streszczenie Wykaz oznaczeń 1. Wprowadzenie 2. Przegląd stanu wiedzy 2.1. Podstawy teoretyczne wtryskiwania tworzyw termoplastycznych Wtryskiwanie ze stałą temperaturą formy Wpływ dynamicznej zmiany temperatury formy na jakość wyprasek Klasyfikacja wad wyprasek pod kątem implementacji nagrzewania indukcyjnego wkładów formujących 2.2. Przegląd literatury Charakterystyka metod dynamicznego nagrzewania form wtryskowych Indukcyjne metody nagrzewania form wtryskowych 3. Cel, tezy i zakres pracy 4. Analiza i wybór rozwiązań konstrukcyjnych głównych zespołów form i ich badania 4.1. Wybór grupy wyprasek pod kątem implementacji nagrzewania indukcyjnego do ich wytwarzania 4.2. Opracowanie założeń konstrukcyjnych nowych form Dobór materiału na wkłady formujące Dobór liczby gniazd oraz typów układu wlewowego Definicja płaszczyzn podziału Konstrukcja wkładów formujących Konstrukcja korpusu 4.3. Konstrukcja i badania zespołu nagrzewania indukcyjnego form Problematyka doboru kształtu i lokalizacji cewek indukcyjnych Opracowanie modelu badawczego Badania symulacyjne procesu nagrzewania Badania doświadczalne zespołu nagrzewania form 5. Opracowanie konstrukcji i budowa prototypów form wtryskowych 6. Badania doświadczalne prototypów nowych form wtryskowych 6.1. Opracowanie metodyki i programu badań 6.2. Wykonanie prób technologicznych procesu wtryskiwania z wykorzystaniem nowych form wtryskowych 6.3. Ocena wydajności pracy formy i jakości wytwarzanych przy ich użyciu wyrobów 6.4. Optymalizacja parametrów procesu wtryskiwania dla nowych form wtryskowych i badania weryfikacyjne 7. Podsumowanie, wnioski oraz kierunki przyszłych badań Literatura Załączniki 3

4 4

5 STRESZCZENIE Praca dotyczy zagadnień związanych z konstrukcją i badaniem form wtryskowych nagrzewanych indukcyjnie. W dysertacji zamieszczono podstawy teoretyczne dotyczące produkcji wyrobów z tworzyw sztucznych w technologii wtryskiwania. Przedstawiono przegląd wybranych metod produkcji wyprasek opartych na stałej temperaturze pracy formy wtryskowej i z wykorzystaniem technologii RTC (Rapid Temperature Cycling). Rozpoznano i scharakteryzowano powszechnie występujące wady wyprasek ze szczególnym uwzględnieniem wyrobów cienkościennych dla przemysłu elektrotechnicznego i elektronicznego. Na podstawie określonych wad opracowano modele trzech wyprasek badawczych, dla których opracowano nową, oryginalną koncepcję formy wtryskowej, wyposażoną w układ selektywnego nagrzewania indukcyjnego. W gniazdach formujących wyznaczono te powierzchnie, które odpowiedzialne są za formowanie obszarów wyprasek o wysokim ryzyku występowania wad i poddano je działaniu zewnętrznej cewki indukcyjnej. Przeprowadzono badania symulacyjne procesu wypełniania formy w technologii konwencjonalnej oraz z wykorzystaniem selektywnego nagrzewania wybranych powierzchni formujących. Wykonano badania symulacyjne i doświadczalne procesu nagrzewania dla wzbudników jednozwojnych i wyposażonych w koncentrator pola magnetycznego. Na podstawie otrzymanych wyników zbudowano trzy formy wtryskowe wyposażone w układ nagrzewania indukcyjnego, które poddano testom produkcyjnym, a wykonane wypraski ocenie jakościowej. Ostatnią część dysertacji stanowią protokoły z badań i wnioski końcowe. Efekt pracy stanowi nowa, zgłoszona do opatentowania technologia, która jest na etapie wdrażania w firmie Phoenix Contact Wielkopolska sp. z o. o. SUMMARY The present study concerns issues related to the design and applied research of induction heated injection mold. The dissertation contains the theoretical basis of the injection molding technology. Selected methods of injection molding have been presented including conventional process and Rapid Temperature Cycling methods. Common defects of molded parts have been diagnosed and described with particular emphasis on thin-walled products for electrical industry. On the basis of specific defects three models of moldings have been created, for which the new conception of injection mold equipped with selective induction heating system have been developed. The surfaces shaping the areas of the moldings which are responsible for the formation of defects have been exposed to the external induction heating process. The simulation studies of the filling process in the conventional way and by means of selective induction heating process have been investigated. Simulation and experimental studies of the heating process for single-coil and equipped with the concentrator inductor have been investigated as well. The results were used to construct three injection molds equipped with the induction heating system, which were then subjected to the production tests. Produced parts were evaluated qualitatively. The last part of the dissertation are the research protocols and conclusions. As a result, the new patented technology have been developed, that is at the stage of implementation in Phoenix Contact Wielkopolska sp. z o. o. 5

6 6

7 WYKAZ OZNACZEŃ A m 2 pole powierzchnia B T gęstość strumienia magnetycznego B T amplituda indukcji pola magnetycznego E f V m 1 s natężenie pola elektrycznego częstotliwość prądu elektrycznego g mm grubość ścianki H H c H m A m A m A m natężenie pola magnetycznego koercja magnetyczna maksymalne natężenie pola magnetycznego I w A natężenie prądu wirowego J A m 2 gęstość prądu elektrycznego l mm szerokość szczeliny / odległość M M s A m 2 A m 2 magnetyzacja magnetyzacja nasycenia p Pa ciśnienie P c J całkowite straty mocy P h J straty histerezy P w J straty związane z prądami wirowymi R Ω opór elektryczny t s czas t c s czas cyklu t ch s czas chłodzenia t n s czas nagrzewania T C temperatura T f C temperatura ścian formujących (temperatura formy) 7

8 T s C temperatura stopu tworzywa U ind V napięcie indukowane V m 3 objętość w - liczba zwojów cewki indukcyjnej W h W s J m 3 1 s praca zewnętrznego pola magnetycznego wskaźnik ścinania tworzywa α R - stała Rayleigha γ 1 s prędkość ścinania δ m głębokość dyfuzji magnetycznej ε V indukowana siła elektromotoryczna ε e F m przenikalność elektryczna η Pas lepkość dynamiczna η 0 Pas lepkość strukturalna, dolna lepkość newtonowska η Pas górna lepkość newtonowska λ s czas relaksacji μ μ o Vs Am Vs Am przenikalność magnetyczna stała magnetyczna (4π10 7 ) μ r - przenikalność magnetyczna względna ρ Ωm rezystywność ρ e σ τ C m 2 S m N m 2 gęstość ładunku elektrycznego konduktywność naprężenie ścinające Φ B Wb strumień indukcji magnetycznej 8

9 1. WPROWADZENIE Rosnące oczekiwania w stosunku do jakości, estetyki, właściwości technicznych i użytkowych wyprasek z tworzyw sztucznych wymagają stosowania w procesie ich produkcji coraz bardziej innowacyjnych rozwiązań technologicznych. Często wyzwania stawiane przez niektóre branże (motoryzacyjną, elektrotechniczną, RTV/AGD, medyczną, optyczną i inne) są niemożliwe do osiągnięcia z wykorzystaniem konwencjonalnych technik przetwórstwa. Odpowiedzią na to są nowoczesne formy wtryskowe pracujące w cyklu dynamicznych zmian temperatury. Stosowanie w procesie wtrysku wysokiej temperatury ścianek gniazd form wtryskowych umożliwia produkcję wyprasek o wysokim połysku (obudowy telefonów komórkowych, laptopów, sprzętu audio-video), o pożądanych właściwościach mikrostruktury powierzchni, perfekcyjnym odwzorowaniu geometrii oraz zredukowanym poziomie naprężeń wewnętrznych (ważne, m. in. w przypadku soczewek grubościennych). Formy przeznaczone do pracy w reżimie cyklicznie zmiennej temperatury gniazd formujących są dobrą alternatywą wszędzie tam, gdzie formowane wtryskiem w sposób konwencjonalny części z natury mają typowe wady (np. widoczne linie łączenia się strug tworzywa). Ścianka formy podczas fazy wtrysku musi być na tyle gorąca, by tworzywo mogło bez problemu wypełnić gniazdo i w idealny sposób odwzorować kształt jego powierzchni formującej. Z kolei podczas fazy chłodzenia ścianka musi mieć jak najniższą temperaturę, by szybko odprowadzić dostarczone w poprzedniej fazie dodatkowe ciepło. Nowoczesne i najczęściej wdrażane obecnie rozwiązania sterowania szybkimi, cyklicznymi zmianami temperatury gniazd formujących wykorzystują obiegi olejowe, elektryczne grzałki oporowe, przegrzaną parę wodną, a także promienniki podczerwieni. Choć większość firm zajmujących się tą problematyką ze względów marketingowych zapewne będzie odmiennego zdania, do tej pory nie udało się wynaleźć uniwersalnego rozwiązania sprawdzającego się we wszystkich przypadkach. Każde z zastosowań tej technologii wymagało przy wdrażaniu, i wymaga nadal, indywidualnego podejścia oraz analizy możliwości technicznych powiązanej z analizą opłacalności ekonomicznej. Na tej podstawie podejmuje się decyzję o tym czy i jaką technologię należy w konkretnym przypadku zastosować. Zmiana temperatury formy w czasie cyklu produkcyjnego wiąże się z koniecznością dostarczenia dużej ilości energii w trakcie jej nagrzewania i chłodzenia. W większości przypadków, skutkuje to również wydłużeniem czasu cyklu, co bezpośrednio przekłada się na wzrost kosztów produkcji. Autor proponuje dynamiczne selektywne nagrzewanie indukcyjne wybranych powierzchni formujących jako energooszczędną metodę eliminacji wad wyprasek (w szczególności cienkościennych). W pracy przedstawiono znane metody produkcji wyprasek oparte na stałej temperaturze pracy formy wtryskowej jak i z wykorzystaniem technologii RTC (Rapid Temperature Cycling). Rozpoznano powszechnie występujące wady wyprasek ze szczególnym uwzględnieniem wyrobów cienkościennych. Na podstawie wyszczególnionych wad oraz doświadczenia autora opracowano modele trzech wyprasek reprezentatywnych, dla których opracowano nowe, oryginalne rozwiązanie formy wtryskowej nagrzewanej indukcyjnie. Wytypowano powierzchnie formujące odpowiedzialne za formowanie obszarów wypraski o najwyższym ryzyku występowania wad oraz poddano je selektywnemu nagrzewaniu indukcyjnemu. Przeprowadzono badania symulacyjne i doświadczalne procesu nagrzewania z wykorzystaniem wzbudnika wyposażonego w koncentrator pola magnetycznego. Również w sposób symulacyjny wykonano analizę wypełniania nowych form. Na podstawie otrzymanych wyników zbudowano trzy formy wtryskowe wyposażone w układ 9

10 nagrzewania indukcyjnego, które następnie poddano testom produkcyjnym, a wykonane wypraski ocenie jakościowej. Niniejsza praca ma charakter badawczo-wdrożeniowy i była realizowana w ramach projektu badawczego INNOTECH K2-IN NCBR-13_ i współfinansowana przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju. 10

11 2. PRZEGLĄD STANU WIEDZY 2.1. Podstawy teoretyczne wtryskiwania tworzyw sztucznych Przemysł i produkcja związana z przetwórstwem tworzyw sztucznych stanowi duży wkład w tworzeniu globalnego wzrostu gospodarczego [112]. Świadczy o tym intensywne wprowadzanie innowacji w takich sektorach gospodarki jak budownictwo, motoryzacja, medycyna, przemysł elektrotechniczny i elektroniczny, lotnictwo i aeronautyka. W najbliższych latach prognozowany jest 4 % wzrost zużycia tworzyw sztucznych per capita [111]. Wynikiem ciągłego wzrostu zapotrzebowania na produkty wykonane z tworzyw sztucznych jest dynamiczny rozwój technologii ich przetwórstwa. Dąży się do poprawy jakości wyrobów przy równoczesnym ograniczeniu kosztów produkcji. Ważne jest utrzymanie wysokiej stabilności procesu, niskiego wskaźnika brakowości i skracanie czasu cyklu. Od lat wymagania te najlepiej spełnia technologia wtryskiwania, która dodatkowo umożliwia produkcję wyrobów o wysokim stopniu skomplikowania oraz nieosiągalnej dla innych metod powtarzalności. Wtryskiwanie tworzyw sztucznych to cykliczny proces, w którego skład wchodzą następujące fazy [90]: zamknięcie formy, dosunięcie układu plastyfikującego wtryskarki do matrycy, wypełnienie gniazda formującego roztopionym tworzywem, docisk, plastyfikacja granulatu (odsunięcie ślimaka wtryskarki pod wpływem uplastycznionego tworzywa gromadzącego się przed jego czołem), proces chłodzenia powierzchni formujących, odsunięcie układu plastyfikującego, otwarcie formy, usunięcie wypraski z wnęki formującej. Na końcowy efekt procesu wpływają: wyjściowe parametry wypraski (geometria, materiał, kolor), konstrukcja formy wtryskowej oraz parametry wtryskiwania (czas, temperatura wtryskiwanego tworzywa, ciśnienie, temperatura formy) [7, 19, 57, 67] (rys. 2.1). Konstruktor Wtryskarka Forma wtryskowa Dobór tworzywa - Warunki brzegowe - Właściwości fizyczne tworzywa Ustawienie procesu wtrysku Wyrób końcowy Proces wtrysku Technolog Rys Wybrane etapy powstawania wypraski w procesie wtryskiwania Temperatura tworzywa oraz ciśnienie muszą być na tyle wysokie, aby spadek jego lepkości umożliwił całkowite wypełnienie wnęki formującej. Temperatura formy, w zależności od technologii produkcji, ustawiana jest na stałym poziomie lub dynamicznie zmienia się zgodnie z założonym przez 11

12 technologa profilem. Przebieg jej wartości w trakcie procesu produkcyjnego determinuje powstawanie rezydualnych naprężeń i deformacji (wypaczeń, ugięć, skręceń, jam skurczowych itp.) [34]. Zakłada się, że najważniejszy element cyklu produkcyjnego stanowi forma wtryskowa, ponieważ bezpośrednio wpływa na estetykę i właściwości użytkowe wypraski [36]. Wpływ parametrów konstrukcyjnych formy na proces wtryskiwania został szeroko opisany w pracach [34, 53, 54, 66, 67] Forma otwarta 2. Zamknięcie formy 3. Wtryśnięcie roztopionego tworzywa Docisk, formowanie, chłodzenie 5. Otwarcie formy 6. Uwolnienie (wypchnięcie) wypraski Rys Etapy formowania wypraski, wybrane elementy budowy formy wtryskowej: 1 wyrzutnik, 2 stemplowa płyta mocująca, 3 płyty wypychaczy, 4 słup prowadzący płyty wypychaczy, 5 stemplowa płyta formująca, 6 słup prowadzący, 7 matrycowa płyta formująca, 8 matrycowa płyta mocująca, 9 wypychacz, 10 stemplowy wkład formujący, 11 matrycowy wkład formujący, 12 tuleja wtryskowa, 13 płynąca struga tworzywa, 14 wypraska Wtryskiwanie ze stałą temperaturą formy Termostatowanie formy jest kompromisem między łatwością wypełnienia gniazda, co wymaga wysokiej temperatury ścian formujących, a krótkim czasem chłodzenia stanowiącym o długości czasu cyklu produkcyjnego [48, 69]. W trakcie procesu wtryskiwania, przy użyciu pracy mechanicznej i energii termicznej, granulat przekształca się w zespole uplastyczniającym w stop, który następnie 12

13 wtłaczany jest pod dużym ciśnieniem przez końcówkę dyszy do gniazda (wlewka, kanałów rozdzielających oraz gniazda właściwego). W momencie zetknięcia się strugi tworzywa z relatywnie zimną ścianą formującą, tworzywo przekazuje ciepło do formy, a następnie przez kanały chłodzące odprowadza się je poza układ formowania [7]. W konwencjonalnym przebiegu procesu stop tworzywa ma dużo wyższą temperaturę niż ściany gniazda formującego (rys. 2.3a). T [ C] T s T f << T s T f << T s T w T f a) t c T f << T s b) c) t [s] ściany formujące stop tworzywa zastygnięte tworzywo Rys Przebieg izotermicznego procesu formowania: a) przebieg zmian temperatury na powierzchniach formujących, b) odwzorowanie kształtów formujących, c) łączenie płynących strug tworzywa Różnica temperatur między płynącą strugą tworzywa a powierzchnią formującą powoduje, że wraz z przebytą drogą stop wychładza się i wzrasta jego lepkość. Powstawanie przymarzniętych warstw redukuje przekrój gniazda, co uniemożliwia wypełnienie najbardziej oddalonych od punktu wtrysku obszarów formowania. Problemy związane z niecałkowitym wypełnieniem gniazda formującego pojawiają się w szczególności podczas przetwórstwa tworzyw o podwyższonej lepkości lub uzupełnionych o różnego rodzaju środki wypełniające (uniepalniacze, włókna wzmacniające, proszki magnetyczne itp.) [86]. Bardzo często temu zjawisku towarzyszą błędy odwzorowania mikrostruktur (rys. 2.3b) oraz wady związane z niewłaściwym ukształtowaniem linii łączenia płynących strug tworzywa (rys. 2.3c) [25]. Wady będące efektem zastosowania zbyt niskiej temperatury formy oraz podwyższonego ciśnienia wtrysku mogą zostać usunięte w dodatkowych procesach technologicznych. Należy jednak wziąć pod uwagę, że z punktu widzenia ekonomii oraz ekologii wytwarzania, korzystniejsze jest prowadzenie produkcji kompleksowej zawartej w jednej operacji wtryskiwania. T T s T w T f a) t n t c t ch T f << T s T f T s b) c) Wpływ dynamicznej zmiany temperatury formy na jakość wyprasek T f << T s T f << T s t ściany formujące stop tworzywa zastygnięte tworzywo W przypadku technologii dynamicznych zmian temperatury formy gniazdo formujące nie ma jednej stałej temperatury pracy. Temperatura w formie zmieniana jest celowo w sposób zsynchronizowany z pracą wtryskarki, zgodnie z założonym przez technologa profilem. W momencie wtrysku powierzchnie formujące są nagrzane do temperatury bliskiej wartościom wtryskiwanego stopu tworzywa. Po wtrysku rozpoczyna się proces intensywnego schładzania formy (rys. 2.5a). Dzięki temu możliwa jest produkcja części o wysokim stopniu połysku pozbawionych deformacji i widocznych linii płynięcia tworzywa [82]. Reologia tworzyw sztucznych, z powodu ich nienewtonowskiego charakteru, bezpośrednio wiąże się z temperaturą przetwórstwa [89]. W przeciwieństwie do płynów newtonowskich, lepkość płynącego stopu nie jest wartością stałą w warunkach izobarycznych, lecz zmienia się wraz ze zmianą prędkości ścinania i naprężenia ścinającego [93]: T f T s η = τ γ. (2.1) 13

14 Jeżeli wziąć pod uwagę zależność logarytmiczną lepkości dynamicznej i prędkości ścinania przy stałej temperaturze, wówczas jej przebieg dla polimerów można przedstawić nastepująco (rys. 2.4) [42]: log η η 0 log η 0 (T) Rys Uogólniony przebieg dynamicznej lepkości w zależności od prędkości ścinania dla polimerów [42] Taką charakterystykę o zbliżonej do przebiegu stałej lepkości dla zakresu niskich prędkości ścinania można wyznaczyć przy pomocy modelu Carreau-Yasuda [91]: log η log η η η η 0 η = η 0 (1 + (λγ ) α ) n 1 α (2.2) lub jego wybranej wersji uogólnionej [65], gdzie α, n, λ to parametry wyznaczane doświadczalnie (stałe materiałowe). Model Carreau-Yasuda to jedna z najdokładniejszych metod wyznaczania lepkości polimerów [18]. Należy zwrócić uwagę, że lepkość dynamiczna zależy nie tylko od wartości prędkości ścinania, ale od: η(γ, T, p). (2.3) Prędkość ścinania γ jest uzależniona od prędkości wtrysku i może być regulowana przez technologa lub operatora maszyny. W celu zwiększenia wpływu na lepkość płynącej strugi tworzywa wykorzystuje się dynamiczną zmianę temperatury formy [25]. Wzrost temperatury powierzchni formujących redukuje lepkość i zwiększa lejność materiału [93]. log η log η 0 (T 1 ) log η 0 (T) log η 0 (T 1 ) log η 0 (T 2 ) T 1 < T 2 log η 0 (T 2 ) 1 λ 1 λ 1 λ η 0 (T 1 ) η 0 (T 2 ) η 0 η 0 (T 1 ) η 0 (T 2 ) log γ. log γ. log γ. T 1 < T 2 Rys Przesunięcie przebiegu dynamicznej lepkości dla polimerów w zależności od zmiany temperatury [42] Poprzez zwiększoną temperaturę ścian formujących zatrzymuje się proces przedwczesnego wychładzania tworzywa, co umożliwia całkowite wypełnienie gniazda (rys. 2.6c) oraz zapewnia wysoką jakość odwzorowania mikrostruktur (rys. 2.6b) [29, 68, 81]. Dzięki temu uzyskuje się w procesie wtrysku lepsze odwzorowanie powierzchni (poprawa estetyki) przy znacząco niższym oporze 14 1 λ log γ.

15 T s T f << T s T f << T s T w T f wypełniania formy tworzywem [71]. Z kolei podczas fazy docisku występuje lepsza propagacja ciśnienia w całej objętości wypraski. Występują więc mniejsze gradienty ciśnienia pomiędzy punktem wtrysku i najdalej oddalonymi od niego miejscami na drodze płynięcia tworzywa. Przekłada się to na obniżenie zamrożonych w wyprasce naprężeń oraz mniejsze wartości, a także różnice orientacji skurczu. Korzyść ta staje się widoczna szczególnie wtedy, gdy cyklicznym sterowaniem temperaturą gniazd formujących objęte są obie połówki formy. a) t c T f << T s b) c) T f << T s t [s] ściany formujące stop tworzywa zastygnięte tworzywo T [ C] T s T f << T s T f << T s T w T f t n t ch a) Rys Przebieg procesu formowania z zastosowaniem dynamicznych zmian temperatury formy: a) przebieg zmian temperatur na powierzchniach formujących, b) odwzorowanie kształtów formujących, c) proces łączenia płynących strug tworzywa Techniki cyklicznej regulacji temperatury ścian gniazda formy dają wytwórcy możliwość świadomego wpływania na przebieg i rozkład temperatur w gnieździe. Dzięki wysokim temperaturom ścianek formy podczas fazy wtrysku przepływ fontannowy tworzywa nie ulega zaburzeniu. Możliwe staje się uniknięcie immanentnych wad wyprasek oraz uzyskanie właściwości do tej pory nieosiągalnych w konwencjonalnym przebiegu procesu wtrysku Klasyfikacja wad wyprasek pod kątem implementacji nagrzewania indukcyjnego wkładów formujących Wady wyprasek cienkościennych Obecnie dąży się do miniaturyzacji, a co za tym idzie, redukcji masy produkowanych wyrobów. Wynika to z tendencji do minimalizacji zużycia materiałów i energii potrzebnej do ich przetworzenia (czynniki ekonomiczne i ekologiczne). Przy zachowaniu stałych wymiarów gabarytowych wypraski, redukcja masy odbywa się poprzez zmniejszenie grubości ścianek. Jednak, z przyczyn technologicznych, ma to swoje granice. Zmniejszenie przekroju gniazda na drodze płynięcia tworzywa generuje takie wady wyprasek jak: t c T f T s b) c) T f T s t [s] ściany formujące stop tworzywa zastygnięte tworzywo niedolewy, kontury wypraski nie są w pełni wykształcone, płynące tworzywo zastyga przed wypełnieniem wnęki formującej; przypalenia, efekt diesla, na powierzchni wypraski widoczne są nadpalenia tworzywa wynikające z gwałtownego przyrostu ciśnienia; smugi, przebarwienia, powstają podczas zakłóceń parametrów wtrysku związanych z niewłaściwą geometrią wypraski; widoczne linie łączenia strug płynącego tworzywa, powstają na skutek łączenia się dwóch lub więcej przechłodzonych strug płynącego tworzywa, mogą stanowić widoczne karby redukujące wytrzymałość mechaniczną wypraski; 15

16 ukryte karby, niewidoczne, nie w pełni wykształcone połączenia płynących strug tworzywa; wypaczenia, odstępstwo kształtu wypraski od kształtu zadanego wynikające z nadmiernych naprężeń wewnętrznych. c) a) b) b) c) Rys Wypraska o masie 1 g i grubości ścianki 0,45 mm: a) obszary występowania wad, b) widoczne wady w postaci niedolewu oraz linii łączenia strug tworzywa, c) widoczne linie łączenia strug tworzywa oraz przypalenia powstałe w wyniku efektu diesla W pewnym stopniu możliwa jest eliminacja wad wyprasek cienkościennych poprzez zwiększenie ciśnienia wtrysku oraz podwyższenie temperatury formy [54, 64, 87]. Ułatwia to wypełnienie gniazda. Ograniczenie w podnoszeniu temperatury gniazda stanowi medium chłodzące najczęściej wykorzystuje się wodę lub olej. Należy podkreślić, że taki zabieg wpływa na wydłużenie czasu cyklu, wzrost stopnia krystaliczności wyrobu i wzrost skurczu - nie zawsze pożądane. Wady elastycznych zawiasów filmowych Zawias filmowy to cienka (0,15-0,5 mm) błona pomiędzy przynajmniej dwiema częściami jednej wypraski. Przepływ stopionego tworzywa przez tak cienki obszar powoduje orientację cząsteczek polimeru wzdłuż drogi płynięcia. Orientacja ta zostaje zachowana w wyrobie w wyniku szybkiego ochłodzenia. Dla tworzyw częściowo krystalicznych wzrost orientacji cząsteczek powoduje powstanie obszaru o wysokim stopniu krystaliczności i bardzo dużej wytrzymałości. Warunkiem prawidłowego działania zawiasu jest jego odpowiednia geometria. Zawias nie może być zbyt gruby, długi ani szeroki tworzywo powinno przepływać przez obszar zawiasu prostopadle do jego osi działania. Ponieważ zawias filmowy redukuje przekrój, przez który przepływa tworzywo, a prędkość przepływu jest uwarunkowana wytrzymałością termiczną tworzywa, łącznie ogranicza to objętość gniazda formy za zawiasem. Przy łączeniu zawiasem części o większej objętości rozwiązaniem jest zastosowanie dodatkowych punktów wtrysku. W tym przypadku linia łączenia strug tworzywa z różnych punktów wtrysku nie może przebiegać w obszarze formowania zawiasu filmowego. Trwałość zawiasów filmowych (rys. 2.8a) zależy od użytego tworzywa, kształtu wypraski, konstrukcji formy oraz parametrów procesu wtrysku zadanych przez technologa [5]. Dla tworzyw częściowo krystalicznych może być bardzo wysoka (dla PP sięga 1mln cykli), dla tworzyw amorficznych bardzo niska zawiasy są jednorazowe, stosowane tylko na potrzeby montażu (zamknięcie obu połówek wypraski). Obserwowana w wyrobach niska trwałość zawiasów stanowi duży problem jakościowy. Wypaczenia, osłabiona struktura w obszarze łączenia strug tworzywa, pękanie zawiasów (rys. 2.8b) oraz smugi i przypalenia (rys. 2.8c) to podstawowe wady spotykane w wypraskach o różnej charakterystyce geometrycznej. 16

17 b) a) c) b) c) Rys Wypraska wyposażona w zawiasy błonowe o grubości 0,5 mm: a) obszary występowania wad, b) pęknięcia zawiasu w trakcie procesu montażu, c) smugi i przypalenia wynikające ze wzrostu ciśnienia wtrysku Wypraski wielofunkcyjne Głównym celem wdrażania wyprasek wielofunkcyjnych jest ograniczenie komponentów montażowych wchodzących w skład budowy gotowego wyrobu. Integracja funkcji spełnianych uprzednio przez kilka podzespołów pozwala na zredukowanie liczby operacji (w szczególności podczas procesu montażu). Podstawowe cechy konstrukcyjne spotykane w wypraskach wielofunkcyjnych to: elastyczne zawiasy filmowe, obszary podatne sprężyście, zatrzaski i zamki. Typowym rozwiązaniem stosowanym w przemyśle są wypraski wyposażone w zawiasy filmowe. Poszczególne części wypraski są zorientowane względem siebie, co znacząco usprawnia proces montażu oraz umożliwia jego automatyzację. Właściwości mechaniczne tworzyw sztucznych pozwalają na wykonanie z nich elementów sprężystych. Części takie mogą stanowić jedną całość z przedmiotem typu przycisk, zamek, obudowa, itp. Należy przy tym pamiętać, że elementy z tworzyw sztucznych nie mogą pracować pod naprężeniem ciągłym z uwagi na relaksację naprężeń i procesy zmęczeniowe. Połączenia za pomocą zatrzasków można projektować zarówno jako rozłączne jak i nierozłączne. Integracja sprężyn i zatrzasków w jednym przedmiocie, poprzez zmniejszenie liczby podzespołów, ułatwia logistykę i montaż wyrobów. Ponadto, odpowiednia konstrukcja wyprasek eliminuje konieczność używania dodatkowych elementów złącznych i narzędzi do ich montażu. Na rysunku 2.9 przedstawiono proces montażu (rys. 2.9a) oraz demontażu złącza elektrycznego na szynie. Obudowa złącza została wyposażona w zamknięty zaczep elastyczno-sprężysty, który powszechnie wykorzystywany jest w przemyśle elektrotechnicznym. Dociśnięcie obudowy do szyny powoduje chwilowe odkształcenie sprężyste stopy. Demontaż odbywa się poprzez odciągnięcie zaczepu śrubokrętem lub innym narzędziem. Jak można zaobserwować (rys. 2.9c) największe naprężenia gromadzą się w obszarze stopy. Problem stanowi fakt, iż miejscem koncentracji naprężeń staje się obszar łączenia płynących strug tworzywa. W przypadku, gdy czoła płynącego stopu są zbyt przechłodzone, wytworzenie wystarczająco mocnych wiązań polimerowych jest niemożliwe. Skutkuje to pękaniem stopy, co w efekcie dyskwalifikuje wyrób z dalszego użytku. 17

18 c) a) b) d) Rys Wypraska wielofunkcyjna wyposażona w zaczep elastyczny: a) montaż wypraski na szynie, b) proces demontażu wyrobu przy użyciu śrubokręta, c) koncentracja naprężeń w stopie montażowej w trakcie procesu demontażu, d) zjawisko pękania stopy montażowej podczas deformacji zaczepu Poza ujętymi wadami wyprasek można rozpatrywać również takie parametry jak: ciężar cząsteczkowy, naprężenia wewnętrzne, orientacja wewnętrzna i powierzchniowa łańcuchów polimerowych itp., które również wpływają na cechy jakościowe wyrobu i mogą mieć istotny wpływ na jego użytkowanie. Należy pamiętać, że w trakcie procesu produkcyjnego bardzo ważne jest spełnienie tolerancji wymiarowych i wagowych wypraski. Stabilizacja pewnych właściwości geometrycznych poprzez zmianę ciśnienia wtrysku, prędkości płynięcia lub siły docisku może skutkować pojawieniem się innych wad. Jedynym parametrem, który poprzez zwiększenie swojej wartości pozytywnie wpływa na jakość wyrobu, jest temperatura formy Przegląd literatury Charakterystyka metod dynamicznego nagrzewania form wtryskowych Obecnie znanych jest wiele sposobów nagrzewania form wtryskowych pracujących w cyklu dynamicznych zmian temperatury [29]. Wbrew informacjom marketingowym, nie ma jednej uniwersalnej technologii spełniającej wymagania wszystkich producentów wyprasek. Powoduje to, że wiele komercyjnych ośrodków badawczo-rozwojowych oraz jednostek naukowych na całym świecie intensywnie pracuje nad rozwojem nowych metod dynamicznego nagrzewania powierzchni formujących [77]. Nagrzewanie z wykorzystaniem kanałów chłodzących Sieć kanałów wykonanych wewnątrz formy wtryskowej zwykło się nazywać układem chłodzenia [36]. Dzieje się tak, ponieważ przez kanały przepływa medium (najczęściej woda lub olej) o temperaturze znacząco niższej niż temperatura wtryskiwanego stopu tworzywa. Zanim jednak rozpocznie się proces wtrysku, dotyczy to również form pracujących w technologii izotermicznej, konieczne jest podgrzanie formy do zadanej przez technologa temperatury [34, 69]. W przypadku wtryskiwania ze zmienną temperaturą przez obieg chłodzenia przepuszcza się na przemian płyn o wysokiej i niskiej temperaturze (2.10). 18

19 domena 1 domena 2 ściana domenowa ab 3 D d d a) b) Rys Rozkład kanałów wewnątrz formy: a) klasyczny kanał wiercony, b) kanał uzupełniony w dodatkowe obejście, 1 powierzchnia formująca, 2 kanał chłodzący, 3 dodatkowy kanał o zwiększonej średnicy, 4 - przegroda W celu poprawy efektywności działania układu często wykorzystuje się dodatkowe otwory z przegrodami kierunkowymi (rys. 2.10b) o przekroju prostokątnym, pierścieniowym lub śrubowym (omywającym kanał poprzeczny) [48]. W takim rozwiązaniu należy jednak zwrócić uwagę, aby średnica otworu poprzecznego umożliwiła uzyskanie stałej wartości przepływu (2.4): 1 2 D = 2d2 π ab π. (2.4) Badania w zakresie efektywności działania tej metody przeprowadził G. Wang i inni [70, 71]. W ramach prac autorzy skupili się nad optymalnym rozkładem kanałów grzejnych/chłodzących. Jako zmienne przyjęto średnicę kanałów, odległość powierzchni nagrzewania/chłodzenia od powierzchni formującej oraz odległość między poszczególnymi kanałami. Autorzy, poprzez wykorzystanie eksperymentu Box-Behnkena oraz zastosowanie badań symulacyjnych udowodnili, że rozkład kanałów ma znaczący wpływ na efektywność i równomierność procesu nagrzewania. W ramach pracy przedstawili również koncepcję systemu nagrzewania form, którego głównym atutem jest niski koszt wykonania. Otrzymane wyniki pokazują jednak, że analizowana metoda nie należy do najbardziej efektywnych rozwiązań, które wykorzystywane są obecnie w przemyśle. Podobne zagadnienie, o charakterze aplikacyjnym, zostało szeroko opisane przez C. L. Xiao i H. X. Huanga [79]. W ramach pracy autorzy podjęli się optymalizacji układu nagrzewania formy wtryskowej z wykorzystaniem narzędzi PSO (Particle Swarm Optimization) oraz FEM (Finite Element Method). Celem badań było uzyskanie maksymalnej efektywności procesu nagrzewania powierzchni formujących spoiler samochodowy, co miało wyeliminować wady oraz poprawić jakość powierzchni wyrobu. Wyniki analiz symulacyjnych zweryfikowano badaniami eksperymentalnymi przeprowadzonymi na zbudowanej formie wtryskowej. Otrzymane wyniki pokazały, że dynamiczna zmiana temperatury pozwoliła na eliminację wad oraz znacząco poprawiła jakość powierzchni spoilera. Wyższa temperatura gniazda formującego przyczyniła się do redukcji występowania wciągów oraz linii łączenia. Wykorzystanie technologii przełożyło się na spadek chropowatości powierzchni wyrobu, co w efekcie umożliwiło uzyskanie połysku. We wnioskach autorzy wskazują jednak, że przedstawiona metoda wymaga stosowania długiego czasu nagrzewania, co bezpośrednio wpływa na długość cyklu produkcyjnego. Potwierdzają to wyniki przedstawione w pracach [70, 71]. Równocześnie, w pracy pojawia się stwierdzenie, że zastosowanie kanałów konformalnych umożliwia znaczącą poprawę efektywności procesu nagrzewania. a) d 1 d 1 > d 2 3 b) d 2

20 a) b) d 1 > d 2 d 1 a) b) d 2 Rys Przebieg kanałów grzejnych/chłodzących: a) klasyczne rozwiązanie wykorzystujące technologię wiercenia, b) kanał konformalny poprowadzony zgodnie z powierzchnią formowania, 1 powierzchnia formująca, 2 kanał wiercony o klasycznym kształcie, 3 kanał konformalny Kanały konformalne charakteryzują się tym, że swoim przebiegiem odpowiadają kształtom powierzchni formujących [19]. Prowadzi się je blisko konturu, skracając przy tym drogę przepływu strumienia ciepła [3] (rys. 2.13). Przebieg odwzorowujący kształt powierzchni formujących pozwala na równomierny transfer ciepła do lub z całego gniazda (w zależności od procesu grzania lub chłodzenia), zapewniając przy tym zbliżone parametry temperaturowe w poszczególnych obszarach formowania. Bardzo często zwiększa się liczbę kanałów kosztem redukcji ich średnicy celem zwiększenia równomierności procesu nagrzewania i chłodzenia t 2 t 1 t 1 < t 2 t 1 a) b) Rys Przykładowe zastosowanie kanałów konformalnych do chłodzenia rdzenia formującego: a) model 3D wygenerowany na potrzeby procesu technologicznego DLMS (Direct Laser Metal Sintering), b) przecięty rdzeń formujący z widocznymi kanałami konformalnymi [3] Wadą metody jest wciąż wysoki koszt wykonania i eksploatacji wkładów formujących. Ich produkcja wymaga zastosowania nowych technologii formowania przyrostowego (np. spiekanie proszków metali) [20]. Metoda wytwarzania elementów formujących wyposażonych w kanały konformalne, mimo iż badana i wdrażana od końca ubiegłego wieku [62], nadal stanowi obszar innowacyjny, czego dowodem są najnowsze publikacje [1, 3]. Badania w obszarze wdrażania technologii nagrzewania i chłodzenia konformalnego są również prowadzone przez czołowe instytuty niemieckie [21, 27, 35]. W celu zrównoważenia warunków cieplnych w całej objętości formowania wypraski w praktyce często wykorzystuje się kilka niezależnych układów nagrzewania lub chłodzenia. W obszarach formowania pogrubionych ścianek wyrobu, tam gdzie nie występują problemy z procesem płynięcia 20

21 strugi roztopionego tworzywa, temperaturę wody obniża się. Natomiast pocienione ściany wypraski utrudniające wypełnienie gniazda wymagają wyższej temperatury ścian formujących (rys. 2.15). Chen i inni w swojej pracy [14] zaproponowali ograniczenie zakresu dynamicznych zmian temperaturowych do 15 C dla wyprasek produkowanych w technologii mikro-wtrysku, przez co udało się poprawić właściwości produkowanego wyrobu przy równoczesnym skróceniu czasu cyklu o 12 %. Otrzymane wyniki to efekt technologii Rys Przebieg kanałów konformalnych o pulsacyjnego chłodzenia polegającego na różnych temperaturach chłodziwa odpowiadającym wyłączaniu obiegu chłodziwa w momencie grubościom ścianki wypraski, 1 matryca, wtryskiwania tworzywa (uwzględniono 2 - wypraska o zróżnicowanej grubości ścianki, 3 kanał o zwiększonej temperaturze chłodziwa, bezwładność układu). Autorzy nie potwierdzają 4 kanał o niższej temperaturze chłodziwa, 5- stempel jednak efektywności metody dla wytwarzania wyprasek o większych gabarytach, co wynika z innej specyfiki produkcji. Yao i Kim w swojej publikacji [85] mówią o znaczących różnicach występujących podczas mikro-wtryskiwania. W innej Wartość krytyczna dla pracy autorzy przedstawili wpływ grubości ścianki wypraski na czas cyklu (rys. 2.16), który jest Frianyl A63 RV0 Frisetta nieodzownym parametrem określającym przydatność ekonomiczną danego rozwiązania [84] t 2 t 1 t 1 < t 2 5 t 1 t c [s] a) b) 40 Technologia konwencjonalna Technologia RTC Rys Wpływ grubości ścianki na czas cyklu [85] g [mm] Z uwagi na zróżnicowanie parametrów produkowanych obecnie wyrobów niemal każda nowopowstała forma wtryskowa stanowi prototyp. Wiąże się to również z indywidualnym podejściem do każdego projektowanego układu nagrzewania/chłodzenia. W związku z tym naukowcy i inżynierowie skupiają się na opracowaniu uniwersalnej metody, algorytmu lub narzędzia, które generować będzie rozkład kanałów na podstawie wskazanych powierzchni formujących. Autorzy K. M. Au oraz K. M. Yu w swoim opracowaniu [4] przedstawili metodę wektorową rozmieszczenia kanałów chłodzących (rys. 2.17). 21

22 Według ich założeń odległość osi kanałów konformalnych od powierzchni formujących może być wartością zmienną, co stanowi nowe podejście do procesu kształtowania tego typu układów. Jako argument w metodzie iteracyjnej uwzględniono gradient temperatury chłodziwa na końcu przewodu względem jego wartości początkowej. W ramach opracowania przedstawiono metodologię obliczeń Rys Sposób wyznaczania przebiegu kanału rozmieszczenia kanałów chłodzących oraz konformalnego na zadanej powierzchni przekroju: zaprezentowano wyniki symulacji procesu 1 powierzchnia formująca, 2 styczna do powierzchni formującej, 3 zadana odległość osi wtrysku wykonanych w programie Autodesk kanału od powierzchni formującej, 4 obliczona Moldflow Insight. Otrzymane wyniki ścieżka przebiegu osi kanału konformalnego [4] potwierdzają założenia autorów. Metoda pozwoliła na poprawę efektywności działania układu. Wadą rozwiązania jest wysoki stopień skomplikowania modelu obliczeniowego. Zastosowanie modelu w praktycznym rozwiązaniu wymagałoby dużego nakładu pracy oraz szerokiej wiedzy analitycznej od konstruktora. Chcąc poprawić dynamikę procesu nagrzewania zwiększa się temperaturę ośrodka grzejnego. W procesie dynamicznego nagrzewania formy ośrodkiem grzejnym nie zawsze jest woda. W celu uzyskania wyższych temperatur wykorzystuje się olej, parę wodną lub gaz. W publikacji [33] zaproponowano technologię szybkiego nagrzewania formy wtryskowej przy użyciu pary wodnej oraz jej mieszanki z powietrzem i wodą. Cały cykl wtryskiwania podzielono na pięć etapów, którym odpowiada przepływ odpowiedniego medium: forma otwarta mieszanka powietrza i pary, forma otwarta/zamykanie formy 100% rozgrzanej pary, wtryskiwanie/dopakowanie mieszanka pary i wody, chłodzenie 100% wody, otwieranie formy mieszanka wody i powietrza powietrze Stal narzędziowa woda Cu Fluxtrol A Woda Powietrze T [ C] Eksperyment nagrzewanie parą / chłodzenie wodą Eksperyment nagrzewanie wodą / chłodzenie wodą Symulacja nagrzewanie parą / chłodzenie wodą Symulacja nagrzewanie wodą / chłodzenie wodą Rys Wyniki porównawcze procesu nagrzewania i chłodzenia formy wtryskowej przy użyciu wody oraz pary wodnej [33] t [s] 22

23 W programie ANSYS opracowano model badawczy wkładu formującego o płaskiej powierzchni formującej oraz klasycznym układzie kanałów grzejnych o średnicy 10 mm. Wykonano szereg symulacji, które potwierdziły założenia autorów. Zastosowanie pary wodnej przyczyniło się do poprawy efektywności procesu nagrzewania. W celu weryfikacji wyników symulacyjnych zbudowano formę wtryskową i wykonano szereg badań eksperymentalnych. Wyniki przedstawiono na rysunku Problem nagrzewania form wtryskowych poprzez zastosowanie pary wodnej został kompleksowo przedstawiony przez Wanga i innych [72]. Autorzy prócz efektywności nagrzewania uwzględnili również gradient temperatury na powierzchni formującej, a także określili wpływ dynamicznej zmiany temperatury i ciśnienia w kanałach grzejnych na naprężenia występujące wewnątrz płyt formujących. W ramach pracy przedstawili metodologię wyznaczania optymalnego rozkładu kanałów nagrzewających tak, aby uzyskać maksymalną efektywność przy minimalizacji gradientu temperatury podczas formowania wypraski (rys. 2.19). T [ C] 160 T max = 132,3 C T max = 150,9 C T min = 120 C Przebieg zoptymalizowany, czas nagrzewania: 10,4 s Przebieg wyjściowy, czas nagrzewania: 27,2 s T min = 86,4 C Rys Wyniki porównawcze procesu nagrzewania i chłodzenia formy wtryskowej przy użyciu wody oraz pary wodnej [72] Nagrzewanie powierzchni formujących przy użyciu gazu Z przeglądu literatury znana jest również technologia GMTC (Gas-assisted Mold Temperature Control). Chen i inni w swoich publikacjach [15, 17] skupili się na efektywności nagrzewania powierzchni formujących przy użyciu gazu przepuszczanego przez wnękę formującą. Autorzy wzięli pod uwagę szerokość szczeliny między stemplem i matrycą oraz wartość przepływu gazu jako parametry zmienne w procesie nagrzewania. Przeprowadzone badania symulacyjne zostały zweryfikowane serią badań eksperymentalnych. Zgodnie z założeniami otrzymane wyniki pokazują, że wartość przepływu gazu ma duży wpływ na efektywność procesu nagrzewania (rys. 2.20a). Bardzo ciekawe zjawisko zaobserwowano podczas zmiany szerokości szczeliny między połówkami formy. Otóż, zwiększenie odległości między powierzchnią matrycową i stemplową znacząco wpłynęło na poprawę równomierności procesu nagrzewania przy nieznacznym spadku efektywności (rys. 2.20b). Nastąpiła redukcja gradientu temperatury w dwóch oddalonych od siebie punktach pomiarowych umieszczonych na powierzchniach formujących. Niewątpliwie zależności te są ściśle uwarunkowane kształtem powierzchni formujących, które mają kluczowy wpływ na sposób przepływu gazu przez wnękę formującą [46]. 23 Przekrój przez formę wtryskową [m]

24 Technologia konwencjonalna Technologia RTC T [ C] l / min - symulacja 100l / min - eksperyment 200l / min - symulacja 200l / min - eksperyment 300l / min - symulacja 300l / min - eksperyment T [ C] Punkt pomiarowy 1 - symulacja Punkt pomiarowy 1 - eksperyment Punkt pomiarowy 2 - symulacja Punkt pomiarowy 2 - eksperyment Temperatura wyjściowa: 60 C Czas nagrzewania: 4 s 0 0 a) t [s] b) Rys Wyniki porównawcze procesu nagrzewania: a) efektywność procesu nagrzewania w zależności od wartości przepływu gazu, b) gradient temperatury w zależności od wartości szczeliny między matrycą a stemplem [15] Nagrzewanie oporowe Jedną z najczęściej wykorzystywanych technologii w procesie wtryskiwania z dynamiczną zmianą temperatur jest metoda elektrycznego nagrzewania oporowego [80]. Polega ona na rozmieszczeniu przewodów grzejnych na przemian z kanałami chłodzącymi w pobliżu powierzchni formujących. Przed wypełnieniem gniazda przez przewody przepuszcza się prąd o wysokim natężeniu celem wytworzenia możliwie dużej ilości ciepła. Seria publikacji popełnionych przez Wanga i innych [74, 75, 76, 92] w sposób holistyczny przedstawia problematykę nagrzewania elektrycznego form wtryskowych. Autorzy podzielili prace badawcze na cztery etapy. W opracowaniu [74] przedstawiono porównanie efektywności procesu nagrzewania z wykorzystaniem pary wodnej oraz grzałki elektrycznej dla stopów AMPCO 940 oraz AISI P20 (rys. 2.21). l [mm] T [ C] T [ C] AMPCO 940 bez izolacji AISI P20 bez izolacji AMPCO 940 z izolacją AISI P20 z izolacją 0 0 a) t [s] b) AMPCO 940 z izolacją AISI P20 z izolacją AMPCO 940 bez izolacji AISI P20 bez izolacji Rys Wyniki porównawcze procesu nagrzewania i chłodzenia formy wtryskowej przy użyciu wody oraz pary wodnej [74] t [s] 24

25 Wykresy przedstawione na rysunku 2.21 pokazują różnice charakterystyk obu przebiegów. Zastosowanie pary wodnej pozwala na dynamiczne nagrzewanie tylko do temperatury granicznej (asymptotycznej). Wartość ta ściśle zależy od parametrów fizycznych badanej próbki. Nagrzewanie elektryczne ma charakter zbliżony do przebiegu liniowego, szczególnie po zastosowaniu dodatkowej izolacji za kanałami grzejnymi. Taki trend utrzymuje się do temperatur znacznie przekraczających 500 C. Autorzy w ramach pracy wyznaczyli również wydatek energetyczny obu metod nagrzewania (tabela 2.1). Wyniki wyraźnie wskazują na zastosowanie pary wodnej jako rozwiązania bardziej efektywnego i ekonomicznego. Aplikacja nagrzewania elektrycznego jest uzasadniona jedynie w przypadkach, gdy istnieje konieczność nagrzania formy wtryskowej do temperatur przekraczających wartość 180 C, a więc w wyrobach o wysokim połysku (przemysł RTV, AGD, motoryzacja i inne). Tabela 2.1 Zużycie energii w zależności od wykorzystanej metody nagrzewania, konstrukcji i materiału formy wtryskowej Temperatura formy [ C] Zużyta energia [kj] Para wodna Para wodna AISI P20 AMPCO 940 bez z izolatorem izolatora Para wodna AISI P20 bez izolatora Para wodna AMPCO 940 z izolatorem 25 Elektrycznie AISI P20 bez izolatora Elektrycznie AMPCO 940 z izolatorem Elektrycznie AISI P20 bez izolatora Elektrycznie AMPCO 940 z izolatorem 120 2,01 1,69 1,92 1,2 46,8 70,5 46,2 51, ,08 3,08 2,68 1,75 58,5 93,6 57,6 63, ,55 7,4 4,08 2,72 71,7 117,9 69,6 75,9 Dalsze publikacje wspomnianych autorów [75, 76, 92] skupiają się wokół badań eksperymentalnych i aplikacyjnych. W tym celu opracowano dwie niezależne konstrukcje form wtryskowych do produkcji obudowy telewizora. Pierwsza z nich oparta jest na standardowych przewodach grzejnych i kanałach chłodzących rozmieszczonych naprzemiennie w matrycowym wkładzie formującym. W drugim przypadku wkład formujący pozbawiono kanałów chłodzących i umieszczono na słupach prowadzących ze sprężynami. Układ chłodzenia w formie niezależnego wkładu osadzono na płycie formującej. Gdy forma jest otwarta, rozpoczyna się proces nagrzewania wkładu. Po osiągnięciu zadanej temperatury forma zamyka się i następuje zetknięcie się wkładu formującego z obiegiem chłodzącym. Rozwiązanie to znacząco poprawia wydajność układu grzejnego, jednakże wymaga dużej dokładności powierzchni stykowych wkładu formującego i chłodzącego. Nad efektywnością elektrycznego nagrzewania form wtryskowych pracował również Jansen i Flaman [30, 31, 32]. Autorzy przedstawili koncepcję podziału wkładu formującego na część nośną (korpus) oraz termoprzewodzącą (powłokę bezpośrednio stykającą się z płynącym tworzywem). Model teoretyczny przedstawiony przez Jansena zakładał warstwową budowę powłoki nagrzewanej elektrodą miedzianą. Redukcja objętości materiału nagrzewanego poprzez ograniczenie grubości warstwy wierzchniej wkładu formującego miała przynieść wysoką efektywność dynamicznych zmian temperaturowych. Otrzymane wyniki odbiegają jednak od oczekiwań stawianych przez producentów wyrobów z tworzyw sztucznych. Idea polegająca na selektywnym nagrzewaniu przedstawiona przez autorów jest poprawna, ale bariery technologiczne i ekonomiczne spowodowały, że nie znalazła ona zastosowania w przemyśle. Nagrzewanie przy pomocy promieniowania podczerwonego Ze źródeł literaturowych znana jest również metoda nagrzewania powierzchni form wtryskowych z wykorzystaniem promieniowania podczerwonego. Badania eksperymentalne procesu mikro-wtrysku opierające się na tej technologii przeprowadzili Yu M. C. i inni [88]. Autorzy skupili się

26 na mikro-formowaniu wyrobów z polimetakrylanu metylu w cyklu dynamicznej zmiany temperatury powierzchni formujących. W tym celu, w technologii fotolitografii wykonano wkłady formujące mające wyżłobienia o szerokości 2,7 i wysokości 2,5 μm. Dwugniazdową formę podłączono do układu regulacji o temperaturze 70 C. Promiennik podczerwieni umieszczono na ramieniu manipulatora pneumatycznego, co umożliwiło automatyczne pozycjonowanie go w pobliżu powierzchni formującej przed rozpoczęciem wtrysku tworzywa. Wypraski o wymiarach 20 x 20 x 0,65 mm, w celach porównawczych, wykonano w technologii klasycznej (izotermicznej) oraz z wykorzystaniem nagrzewania podczerwonego. Wykonano szczegółową analizę kształtu żeberek w obu grupach wyprasek. Wyniki jednoznacznie wskazują na poprawę jakości uzyskanych powierzchni po zastosowaniu nowej technologii. Eksperyment pokazał, że promieniowanie podczerwone nie pozwala na dynamiczne nagrzewanie powierzchni formujących. Obecnie w praktyce stosowane są metody o znacznie lepszej wydajności. W tym przypadku, nagrzewając powierzchnię o podanych wymiarach, średni przyrost temperatury wyniósł 4 C/s. Po zwiększeniu mocy nagrzewania do 4 kw dynamika wzrosła do 7,5 C/s. Zagadnienie nagrzewania powierzchni formujących przy użyciu promieniowania podczerwonego zostało również opisane przez Changa i Shenga [8]. Autorzy wykonali badania symulacyjne nagrzewania powierzchni o wymiarach 100 x 80 mm z wykorzystaniem programów TracePro i ANSYS oraz przeprowadzili badania eksperymentalne przy użyciu kamery termowizyjnej. Uzyskane wartości przyrostu oraz rozkład temperatury niewiele różnią się dla modeli symulacyjnych oraz wyników eksperymentalnych. W czasie 20 s temperatura na powierzchni formującej wzrosła z 83 do 220 C, co w przybliżeniu daje przyrost wynoszący 7 C/s. W obu przypadkach dynamika procesu nagrzewania z wykorzystaniem promieniowania podczerwonego nie spełnia obecnych oczekiwań. Autorzy nie podjęli się analizy wdrożenia technologii do zastosowań praktycznych oraz nie przedstawili aspektów technologicznych. Nagrzewanie laserowe Badania nad opracowaniem nowej technologii dynamicznego i energooszczędnego nagrzewania form wtryskowych prowadzone były również w Instytucie Technologicznym w Aachen [45]. Autorzy wykorzystali diodę laserową o mocy 2,7 kw do nagrzewania powierzchni formującej. Źródło światła zostało przesłane do formy za pomocą przewodu światłowodowego o długości 10 m oraz skolimowane do wiązki o średnicy 23 mm. Do kolimatora podłączono pirometr o częstotliwości pomiaru wynoszącej 10 khz w celu rejestracji temperatury na powierzchni nagrzewanej. Równocześnie forma wtryskowa była podłączona do układu regulacji o temperaturze 80 C. Eksperyment pokazał, że światło laserowe pozwala na dynamiczne nagrzewanie powierzchni formujących (300 C/s w osi wiązki nagrzewającej). Ponadto autorzy zaznaczyli, że technologia umożliwia bardzo precyzyjne kontrolowanie osiąganych temperatur poprzez wykorzystanie sprzężenia zwrotnego sygnału pomiarowego. Co więcej, zakładając, że wkłady formujące zostałyby wykonane ze szkła kwarcowego, możliwe byłoby nagrzewanie stacjonarne. Wówczas zredukowano by czas cyklu. Niewątpliwą wadą metody jest szybka utrata temperatury po wyłączeniu promiennika. Wynika to z faktu, iż nagrzewanie odbywa się jedynie na powierzchni wkładu formującego [107]. Zauważalny jest również duży gradient temperatury, który na średnicy 23 mm wynosi ponad 100 C. 26

27 Indukcyjne metody nagrzewania form wtryskowych Obecnie najintensywniej rozwijającą się technologią dynamicznej zmiany temperatury form wtryskowych jest nagrzewanie indukcyjne. Metodę tę od wielu lat wykorzystuje się w przemyśle metalurgicznym do nagrzewania wsadu odlewniczego lub hartowania powierzchniowego [113]. Pierwsze zgłoszenie patentowe opisujące technologię nagrzewania indukcyjnego jako efektywną metodę poprawy jakości produkowanych wyprasek przedstawił Wada i inni [103]. Autorzy w swoim opracowaniu podali wstępne wyniki badań wskazujące na duży potencjał metody. Wraz z rozwojem nowych technologii oraz wzrostem wymagań jakości produkowanych wyrobów, po roku 2000 powstało wiele publikacji dotyczących nagrzewania indukcyjnego form. Chen i inni podjęli się wstępnej analizy efektywności procesu nagrzewania indukcyjnego płyty stalowej o wymiarach 220 x 160 x 15 mm przy pomocy dwóch rodzajów cewek jednozwojnych [9]. W tym celu w pierwszej kolejności przeprowadzono badania symulacyjne w programie ANSYS, które w dalszym etapie pracy zweryfikowano eksperymentalnie. Wykonano dwie cewki o jednakowej długości roboczej: okrągłą o promieniu 90 mm oraz prostokątną o wymiarach 170 x 116 mm, a następnie podłączono je do generatora o mocy 30 kw. Rozkład temperatury rejestrowano przy pomocy kamery termowizyjnej. Wyniki otrzymane dla obu cewek są porównywalne. Uzyskano średnią szybkość nagrzewania na poziomie 10 C/s. Autorzy nie podają jednak informacji dotyczących wykorzystywanych częstotliwości i natężenia prądu, a także odległości cewki od powierzchni nagrzewanej. Z uwagi na zastosowanie cewek jednozwojnych otrzymano nierównomierny rozkład temperatury. W kolejnej pracy [10] autorzy opracowali konstrukcję cewki spiralnej w celu redukcji gradientu temperatury na powierzchni formującej. W pierwszym etapie przeprowadzone zostały badania symulacyjne w programie ANSYS (rys. 2.22a), które następnie zweryfikowano eksperymentalnie na stanowisku badawczym (rys. 2.2b). 1 2 T s T m T d T 4 T 3 T 2 T 1 3 T z Wlot chłodziwa a) Wylot chłodziwa b) Rys Proces nagrzewania indukcyjnego: a) badania symulacyjne, b) badania eksperymentalne [10] Zastosowanie cewki spiralnej umożliwiło uzyskanie znacznie korzystniejszego rozkładu temperatury niż miało to miejsce dla cewek jednozwojnych. Skłoniło to autorów do podjęcia dalszych badań związanych z zastosowaniem technologii indukcji elektromagnetycznej do nagrzewania powierzchni formujących. W opracowaniu [11] autorzy zaproponowali wykorzystanie nagrzewania indukcyjnego w połączeniu z technologią mikro-wtryskiwania. W tym celu opracowali model oraz zbudowali wkłady do formowania rowków o szerokości 50 i wysokości 120 μm. Powierzchnie robocze nagrzewano w zakresie C w czasie 3,5 s i chłodzono w technologii konwencjonalnej. Badania symulacyjne 27

28 procesu nagrzewania zostały potwierdzone eksperymentalnie. Wykonane wypraski poddano analizie kształtu przy użyciu mikroskopu laserowego. Uzyskane rezultaty potwierdziły założenia autorów dotyczące poprawy jakości mikro-wyrobów poprzez zwiększenie temperatury powierzchni formujących. Celem pracy [12] było opracowanie nowej technologii formowania tworzyw mikroporowatych. Autorzy wysunęli tezę, że podwyższenie temperatury formy wpłynie na poprawę jakości powierzchni wyprasek mikroporowatych. Do nagrzewania powierzchni formujących wykorzystano technologię indukcji elektromagnetycznej. Próby technologiczne przeprowadzono dla różnych temperatur w zakresie C. Analizie poddano estetykę oraz chropowatość powierzchni wyrobów. Wraz ze wzrostem temperatury formy do wartości 180 C zauważalny był wyraźny spadek efektu przebarwień oraz redukcja współczynnika chropowatości. Dalsze zwiększanie temperatury nie przyniosło dodatkowych korzyści. Autorzy zwrócili uwagę na większą efektywność indukcji elektromagnetycznej w porównaniu do nagrzewania przy użyciu wody. W celu zredukowania czasu cyklu oraz kontroli rozkładu temperatury Park i Eom [23, 55] zaproponowali selektywne nagrzewanie indukcyjne materiałów kompozytowych. Element nagrzewany podzielili na dwa obszary w taki sposób, że w korpusie paramagnetycznym (AL-7075) umieszczono wkładkę ferromagnetyczną (C45). Za pomocą programu ANSYS przeprowadzono badania symulacyjne rozkładu gęstości strumienia magnetycznego i temperatury. Mimo iż w obszarze działania pola magnetycznego znalazły się oba materiały, gęstość strumienia magnetycznego dla ferromagnetyka była nieporównywalnie większa od wartości wyznaczonej dla korpusu paramagnetycznego. Pozwoliło to na uzyskanie dwóch różnych rozkładów temperatury (rys. 2.23). 1 2 T [ C] T [ C] 1 a) b) Rys Proces nagrzewania indukcyjnego: a) jednolity materiał ferromagnetyczny, b) materiał kompozytowy, 1 ferromagnetyk, 2 paramagnetyk [55] Zastosowanie wkładki ferromagnetycznej pozwoliło autorom na koncentrację gęstości strumienia magnetycznego i szybsze uzyskanie przyrostów temperatury. Proces selektywnego nagrzewania indukcyjnego wpłynął jednak niekorzystnie na rozkład naprężeń termicznych wewnątrz formy, powodując ich dwukrotny przyrost w stosunku do nagrzewania jednolitego materiału. Uzyskane wartości przekraczające 500 MPa w opinii autora dyskwalifikują metodę z zastosowań przemysłowych. Ponadto, pomijając aspekty wytrzymałościowe, wdrożenie metody mogłoby nastąpić jedynie dla płaskich lub wypukłych powierzchni formujących, co kłóci się z zasadami rozkładu temperatury w formie. W przemyśle wykorzystuje się metodę indukcyjnego nagrzewania klatkowego. Technologia znana jest w Europie dzięki firmie RocTool [114], która wdrożyła tego typu systemy w wielu firmach [96, 97, 110]. Rozwiązanie polega na umieszczeniu cewek indukcyjnych wewnątrz matrycy i stempla 28

29 oraz połączeniu ich szeregowo tak, aby prąd przepływał przez nie w kierunku przeciwnym [24]. Gdy szczelina między powierzchniami formującymi jest niewielka, wówczas tworzy się miedzy nimi silne pole magnetyczne. Zjawisko to nazywa się efektem bliskości [13, 59, 61] Rys Nagrzewanie indukcyjne wykorzystujące efekt bliskości powierzchni nagrzewanych, 1 matryca, 2 cewka indukcyjna, 3 - przepływ prądu elektrycznego, 4 nagrzewane powierzchnie formujące, 5 przepływ wysokoczęstotliwościowego prądu elektrycznego pod powierzchnią matrycy i stempla (w przeciwnych kierunkach), 6 - stempel [13] Zaleta metody to możliwość nagrzewania dużych powierzchni formujących. Efektywność procesu jest ściśle uzależniona od odległości powierzchni matrycowej i stemplowej, a więc i od grubości ścianki wypraski. Podobne rozwiązanie zostało również opatentowane w Stanach Zjednoczonych w roku 2007 przez Huanga i Lina [98]. 29

30 3. CEL, TEZY I ZAKRES PRACY Punktem wyjścia w podjęciu tematu pracy był 3-letni staż autora w zakładzie przemysłowym, gdzie jako konstruktor form wtryskowych na co dzień spotykał się z problemami towarzyszącymi produkcji wyprasek cienkościennych. Celem pracy jest opracowanie, badania i przygotowanie do wdrożenia nowej technologii indukcyjnego nagrzewania form wtryskowych do produkcji złączy elektrotechnicznych i elektronicznych. W ramach pracy postawiono następujące tezy: lokalne nagrzewanie indukcyjne wnęki formującej pozwala na efektywne i energooszczędne prowadzenie procesu wtryskiwania z dynamicznymi zmianami temperatury formy wtryskowej, lokalne nagrzewanie indukcyjne wybranego obszaru wnęki formującej umożliwia eliminację linii łączenia płynących strug uplastycznionego tworzywa oraz powstawania typowych wad w wypraskach o grubości ścianki poniżej 0,5 mm. Praca swoim zakresem obejmuje: analizę istniejących metod produkcji wyprasek, wybór grupy wyprasek pod kątem implementacji nagrzewania indukcyjnego do ich wytwarzania, opracowanie modelu i badania symulacyjne zespołu nagrzewania indukcyjnego form, opracowanie konstrukcji cewki indukcyjnej i zespołu do szybkiego nagrzewania wybranych powierzchni formujących oraz ich badania eksperymentalne, opracowanie konstrukcji i budowę prototypów form wtryskowych nagrzewanych indukcyjnie, dobór i optymalizację parametrów nagrzewania nowych form wtryskowych pod kątem efektywności i energooszczędności procesu, badania nowych form i optymalizację procesu. 30

31 b 4. ANALIZA I WYBÓR ROZWIĄZAŃ KONSTRUKCYJNYCH GŁÓWNYCH ZESPOŁÓW FORM I ICH BADANIA Ogromne zróżnicowanie geometrycznych, fizycznych i eksploatacyjnych parametrów produkowanych wyprasek powoduje, że niemalże każda nowo-powstała forma wtryskowa stanowi konstrukcję prototypową [90]. Na tej podstawie trudno rozważać o kompleksowym i uniwersalnym systemie nagrzewania indukcyjnego. W zależności od specyfiki wyrobów różnić się będzie generator indukcyjny, wzbudnik (cewka, induktor) oraz przede wszystkim konstrukcja poszczególnych podzespołów formy. W pracy skupiono się na wypraskach z PA 6.6 o masie 1 25 g oraz grubości ścianki 0,4 1 mm Wybór grupy wyprasek pod kątem implementacji nagrzewania indukcyjnego do ich wytwarzania Na podstawie zgromadzonych materiałów oraz wiedzy i doświadczenia autora opracowano trzy modele wyprasek badawczych. Ich parametry geometryczne dobrano w taki sposób, aby zintensyfikować powstawanie wad podczas procesu produkcji. Dla każdej wypraski przeprowadzono badania symulacyjne polegające na porównaniu zjawiska płynięcia tworzywa z użyciem technologii konwencjonalnej (izotermicznej) oraz z wykorzystaniem selektywnego nagrzewania indukcyjnego obszarów odpowiedzialnych za powstawanie wad. Model 1 Wypraska przedstawiona na rysunku 4.1 charakteryzuje się dużym zróżnicowaniem grubości ścianki (0,4 1 mm), co wpływa niekorzystnie na proces wypełniania wnęki formującej. Pocieniony obszar wewnętrzny powoduje, że strugi tworzywa w pierwszej kolejności wypełniają zewnętrzne (pogrubione i użebrowane) ścianki. Dopiero w końcowej fazie, gdy temperatura na czole płynącego tworzywa spadnie, zwiększając tym samym jego lepkość, rozpoczyna się penetracja obszaru wewnętrznego stanowiącego najwęższą szczelinę gniazda formującego (0,4 mm). Na tym etapie pojawia się również problem z odpowietrzeniem gniazda, bowiem zewnętrzne obszary są już całkowicie wypełnione i powietrze nie może się wydostać z wnęki poprzez krawędziowe szczeliny odpowietrzające. Skokowy wzrost ciśnienia powoduje lokalne przyrosty temperatury i przypalenia. Zamknięte powietrze uniemożliwia całkowite wypełnienie gniazda. 1 2 a c Rys Model wypraski reprezentującej wyroby cienkościenne o zmiennej geometrii: a = 42,5 mm, b = 32,5 mm, c = 4,4 mm, 1 punkt wtrysku, 2 obszar o najcieńszej ściance 0,4 mm zakwalifikowany do selektywnego nagrzewania indukcyjnego 31

32 Badania symulacyjne przeprowadzone przy użyciu programu Autodesk Moldflow Insight 2013 pokazały, że wzrost temperatury ścian formujących wewnętrzne obszary wypraski do wartości 150 C umożliwił wyeliminowanie wad pojawiających się podczas konwencjonalnego procesu produkcyjnego (rys. 4.2a,b, 4.3a,b). Zanotowano wyraźny spadek ciśnienia wtrysku i dopakowania (o 33% względem technologii konwencjonalnej) (rys. 4.2c, 4.3c). Tabela 4.1. Parametry wyjściowe do badań symulacyjnych dla pierwszego modelu badawczego Technologia konwencjonalna Nagrzewanie indukcyjne Materiał wtryskiwany: PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) Temperatura stopu [ C]: Temperatura formy [ C]: / 150 (w obszarze selektywne nagrzewanie indukcyjne) Czas wypełniania [s]: 0,5 0,5 Czas dopakowania [s]: 2 2 Czas chłodzenia [s]: 5,5 5,6 Ciśnienie wtrysku [MPa]: 110,6 73,6 Ciśnienie dopakowania [MPa]: 88,8 59,2 MPa ,6 MPa ,6 82,9 55,28 27,6 0 a) b) c) Rys Badania symulacyjne wypełniania gniazda formującego podczas procesu izotermicznego: a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) zjawisko powstawania linii łączenia strug tworzywa, c) profil wtrysku, 1 punkt wtrysku, 2 linia łączenia, 3 zamknięte powietrze ,9 55,28 27,6 MPa 73,6 55,2 36,8 18,4 0 a) b) Rys Badania symulacyjne wypełniania gniazda formującego z wykorzystaniem selektywnego nagrzewania wybranych powierzchni formujących: a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) zjawisko powstawania linii łączenia strug tworzywa, c) profil wtrysku, 1 punkt wtrysku, 2 wkładka o temperaturze podwyższonej do 150 C Podwyższenie temperatury powierzchni formujących wnętrze wypraski spowodowało zmianę kierunku płynięcia tworzywa. Wyeliminowano zjawisko zamykania powietrza, co pozwoliło na całkowite wypełnienie wnęki. Powietrze gniazda formującego zostało zepchnięte do krawędzi 32 p [Mpa] 0 a) b) c) MPa 73,6 55,2 36,8 18,4 0 a) b) p [Mpa] p [Mpa] p [Mpa] c) c) 0,5 2,5 0,5 2,5 0,5 2,5 0,5 2,5 t [s] t [s] t [s] t [s]

33 b b 1 2 formowania, gdzie umieszczono kanały odpowietrzające. Na etapie symulacji trudno jednoznacznie określić wpływ nagrzania wybranych powierzchni na estetykę wyrobu. Otrzymane wykresy pozwalają sądzić, że wyroby pozbawione będą widocznych linii łączenia strug tworzywa oraz spadnie ryzyko powstawania smug oraz przebarwień wynikających z anomalii płynięcia. Model 2 Wypraska widoczna na rysunku 4.4 to efekt połączenia trzech wyrobów z wykorzystaniem elastycznych zawiasów błonowych o grubości 0,25 mm. Częstym problemem w tego typu konstrukcjach jest pękanie zawiasów podczas procesu montażu lub dalszej eksploatacji produktu. Jeden punkt wtrysku oznacza, że wypełnienie każdej komory odbywa się w różnych warunkach, co niewątpliwie niekorzystnie wpływa na jakość wypraski. Próby wprowadzenia dodatkowego punktu wtrysku spowodowały pogorszenie wytrzymałości zawiasów, gdyż wówczas strugi płynącego tworzywa z poszczególnych komór łączyły się w obszarze ich formowania. a c 1 2 a c Rys Model wypraski reprezentującej wyroby wielofunkcyjne połączone zawiasami elastycznymi: a = 42,5 mm, b = 32,5 mm, c = 4,4 mm, 1 obszar formowania zawiasów o temperaturze powierzchni podwyższonej do 150 C, 2 punkt wtrysku Tabela 4.2. Parametry wyjściowe do badań symulacyjnych dla drugiego modelu badawczego Technologia konwencjonalna Nagrzewanie indukcyjne Materiał wtryskiwany: PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) Temperatura stopu [ C]: Temperatura formy [ C]: / 150 (w obszarze selektywne nagrzewanie indukcyjne) Czas wypełniania [s]: 0,5 0,5 Czas dopakowania [s]: 2 2 Czas chłodzenia [s]: 7,6 7,6 Ciśnienie wtrysku [MPa]: 92,9 87,5 Ciśnienie dopakowania [MPa]: 74,3 70,1 Badania symulacyjne pokazały, że spadek ciśnienia wtrysku po zastosowaniu nagrzewanej wkładki jest niewielki. Nieznacznej zmianie uległ również profil wtrysku. Dodatkowy skok ciśnienia w czasie wypełniania wnęki wskazuje na zmianę kolejności wypełniania poszczególnych komór. W momencie wejścia tworzywa w obszar formowania następuje skok ciśnienia z uwagi na znaczną redukcję przekroju poprzecznego wnęki. 33

34 1 MPa 92,9 69,7 46,5 23,2 p [Mpa] 0 a) b) 0,5 2,5 t [s] Rys Badania symulacyjne wypełniania gniazda formującego podczas procesu izotermicznego: a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) profil wtrysku, 1 punkt wtrysku 1 2 MPa 92,9 69,7 46,5 23,2 0 a) b) 0,5 2,5 t [s] T [ C] MPa MPa 87,5 87,5 65,6 65,6 43,8 43,8 21,9 21,9 p [Mpa] 0 a) b) 0,5 2,5 t [s] Rys Badania symulacyjne 800 wypełniania gniazda formującego z wykorzystaniem selektywnego nagrzewania wybranych powierzchni formujących: a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) profil wtrysku, punkt wtrysku, 2 wkładka o temperaturze podwyższonej do 150 C Podczas produkcji wyprasek o wysokim stopniu przewężenia ścian należy zwracać uwagę na 200 wskaźnik ścinania tworzywa [16, 53]. Wskaźnik ten daje informację, z jaką częstotliwością 0 przemieszczają się względem siebie poszczególne warstwy stopu p [Mpa] 0 a) b) 0,5 2,5 t [s] p [Mpa] ,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 B [T] W s 1 s a) b) a) b) c) c) 0,5 0,5 t [s] t [s] Wartość krytyczna dla Frianyl A63 RV0 Frisetta Rys Wykres zależności wskaźnika ścinania łańcuchów polimerowych od temperatury wkładki formującej elastyczne zawiasy błonowe T [ C] 34

35 b Na jego podstawie wnioskować można o różnicy prędkości strugi w przekroju poprzecznym prostopadłym do kierunku płynięcia [83]. Zjawisku temu towarzyszy ścinanie łańcuchów polimerowych. Jeżeli jest ono zbyt intensywne, wówczas dochodzi do degradacji tworzywa [57]. Dla wypraski (rys. 4.4) przeprowadzono dodatkowe symulacje, których celem było wyznaczenie zależności wskaźnika ścinania od temperatury formującej zawiasy (rys. 4.7). Po nagrzaniu wkładki do 150 C wartość wskaźnika ścinania spadła o blisko 25%, co oznacza, że dla materiału PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) znalazła się ona poniżej wartości krytycznej wynoszącej s. Model 3 Wypraska przedstawiona na rysunku 4.8 została opracowana na podstawie istniejących konstrukcji obudów złączy elektrycznych. Gęste użebrowanie pozwala na uzyskanie dużej sztywności wyrobu oraz umożliwia montaż elementów przewodzących. Górną część wypraski wyposażono w zespół mocowania. Elastyczna stopa montażowa umożliwia wpinanie i wypinanie złącza na szynie DIN. 1 2 a c Rys Model wypraski reprezentującej wyroby wielofunkcyjne wyposażone w elastyczne elementy złączne: a = 80,2 mm, b = 50,6 mm, c = 12,2 mm, 1 punkt wtrysku, 2 obszar formowania elastycznej stopy montażowej zakwalifikowany do selektywnego nagrzewania indukcyjnego Tabela 4.3. Parametry wyjściowe do badań symulacyjnych dla trzeciego modelu badawczego Technologia konwencjonalna Nagrzewanie indukcyjne Materiał wtryskiwany: PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) PA 66 (Frianyl A63 RV0 Frisetta) Temperatura stopu [ C]: Temperatura formy [ C]: / 150 (w obszarze selektywne nagrzewanie indukcyjne) Czas wypełniania [s]: 0,8 0,8 Czas dopakowania [s]: 2 2 Czas chłodzenia [s]: 8 8,1 Ciśnienie wtrysku [MPa]: 37 35,9 Ciśnienie dopakowania [MPa]: 29,6 28,7 Niezależnie od lokalizacji punktu wtrysku, płynące strugi tworzywa w pierwszej kolejności wypełniają korpus wypraski, a dopiero w końcowej fazie formowana jest stopa montażowa. Stopa swym kształtem stanowi pętlę zamkniętą, co oznacza, że w jej obwodzie następuje łączenie się dwóch strug (rys. 4.9). Ponieważ proces ten zachodzi w końcowej fazie wtrysku, ich czoła są już na tyle wychłodzone, że nie ma możliwości utworzenia wytrzymałych wiązań polimerowych. Jako że obszar ten jest narażony na koncentrację naprężeń podczas montażu i demontażu wyrobu, często dochodzi do jego pęknięcia. W teorii rozwiązaniem problemu byłaby lokalizacja przewężki bezpośrednio na stopie montażowej, jednak z przyczyn technologicznych jest to ekonomicznie 35

36 nieuzasadnione. Złącza elektryczne tego typu produkowane są w tak dużych ilościach, że układ wtrysku zimno-kanałowego został wyparty przez system wtrysku bezpośredniego (gorącokanałowego) MPa MPa ,8 27,8 p [Mpa] p [Mpa] 18,5 18,5 9,25 9, a) 0 b) 0,8 2,8 t [s] a) 0 b) 0,8 2,8 t [s] Rys Badania symulacyjne wypełniania gniazda formującego podczas procesu izotermicznego, a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) profil wtrysku, 1 punkt wtrysku, 2 obszar łączenia płynących strug tworzywa MPa MPa 35,9 35,9 p [Mpa] p [Mpa] 26,9 26, a) 0 b) 0,8 2,8 t [s] a) 0 b) 0,8 2,8 t [s] Rys Badania symulacyjne wypełniania gniazda formującego z wykorzystaniem selektywnego nagrzewania wybranych powierzchni formujących, a) rozkład ciśnienia podczas procesu wypełniania, b) profil wtrysku, 1 punkt wtrysku, 2 przesunięcie linii łączenia strug tworzywa Na podstawie zrealizowanych badań symulacyjnych stwierdzić można, że lokalne podwyższenie temperatury w obszarze formowania stopy montażowej spowodowało przesuniecie linii łączenia poza obszar koncentracji naprężeń. Nastąpiła nieznaczna redukcja ciśnienia, co wynika z niewielkiego udziału obszaru o podwyższonej temperaturze względem całej powierzchni wnęki formującej. Wyeliminowano skok ciśnienia pojawiąjący się w końcowej fazie wtrysku, co jest widoczne na uzyskanych profilach (rys. 4. 9b, 4. 10b). a) b) a) b) 4.2. Opracowanie założeń konstrukcyjnych nowych form Dobór materiału na wkłady formujące Obecnie wykorzystuje się wiele rodzajów stali do budowy form wtryskowych. Wśród nich najczęściej stosuje się stale o symbolach , (1.2316) oraz [94]. Konstrukcyjna stal węglowa (C 45W) to materiał, z którego, z uwagi na bardzo dobrą obrabialność i wysokie w stosunku do ceny parametry wytrzymałościowe, budowane są korpusy form [105, 106]. Znajduje zastosowanie w płytach gabarytowych i dystansowych, a także oprawach wypychaczy. Rzadziej używa się jej na płyty formujące ze względu na zbyt niską twardość. c) c) 0,5 0,5 t [s] t [s] 36

37 Oprawy wkładów formujących wykonywane są ze stali , która dostarczana jest w stanie ulepszonym cieplnie (30 HRC) [109]. Stosunkowo duża zawartość siarki wpływa korzystnie na skrawalność, co w przypadku frezowania głębokich i szerokich kieszeni oraz wiercenia długich otworów chłodzących ma duże znaczenie. Ponieważ stal ta nie nadaje się do obróbki elektroerozyjnej, nie stosuje się jej na wkłady formujące. Konstrukcja, materiał i technologia wykonania powierzchni roboczych formy mają decydujący wpływ na właściwości i jakość wytwarzanych elementów oraz ich dokładność wymiarową. Odpowiednie właściwości powierzchni roboczych formy pozwalają uniknąć wielu wad produkcyjnych. Materiał, z którego wykonano wkłady formujące, to ważny czynnik determinujący pożądany rozkład temperatury na powierzchniach formujących, w szczególności gdy proces produkcyjny prowadzony jest w cyklu dynamicznych zmian temperatury. Rodzaj materiału bezpośrednio wpływa na: jakość powierzchni wypraski, powstawanie gratów (wzajemne nieprzyleganie powierzchni zamykających), zdolność wypełnienia formy, wydajność produkcji, zużycie powierzchni formujących. Materiałom przeznaczonym na budowę gniazd formujących stawia się następujące wymagania: twardość w zakresie HRC, duża odporność na zużycie ścierne, dzięki której robocze powierzchnie formy długo zachowają żądaną jakość, gładkość oraz stabilność wymiarową. Odporność na zużycie ścierne ma szczególne znaczenie, gdy proces dotyczy wtrysku tworzyw wzmacnianych włóknami, duża przewodność cieplna: zapewnia równomierne, szybkie nagrzewanie formy oraz odprowadzanie ciepła w trakcie procesu chłodzenia, co ogranicza do minimum odkształcenia elementów; zbyt niska przewodność cieplna może powodować brak powtarzalności produkowanych wyprasek oraz wpłynąć na wydłużenie czasu cyklu produkcyjnego, duża stabilność wymiarowa (małe naprężenia wewnętrzne), duża odporność na korozję z uwagi na przechowywanie i eksploatację form w wilgotnym środowisku; kanały chłodzące wymagają czystej (pozbawionej kamienia i rdzy) powierzchni roboczej w celu utrzymania stałego poziomu sprawności, wytrzymałość na zmęczenie cieplne oraz odporność na działanie temperatury w zakresie C; ważnym parametrem jest również stabilność wymiarowa w zakresie temperatur okna przetwórczego tworzywa, dobra obrabialność umożliwiająca zastosowanie dużych prędkości skrawania, co pozwala na skrócenie czasu obróbki oraz redukcję zużycia narzędzi, dobra polerowalność, podatność na obróbkę elektroerozyjną, dobra spawalność, gdyż powierzchnie formujące często są napawane i ponownie kształtowane, podatność na obróbkę cieplno-chemiczną (utwardzanie powierzchniowe, hartowanie, nawęglanie), duża udarność oraz odporność na wgniecenia. 37

38 Wśród obecnie wykorzystywanych materiałów wkłady formujące w 90% form wtryskowych wykonywane są ze stali (WCL wg PN-86/H-85021). Jest to stal narzędziowa do pracy na gorąco przeznaczona na narzędzia pracujące w wysokiej temperaturze (do 600 C), charakteryzująca się dobrą obrabialnością, dużą ciągliwością oraz małą skłonnością do pęknięć hartowniczych, a także dużą odpornością na odpuszczanie i wytrzymałością przy wysokich temperaturach. Wykazuje małą skłonność do powstawania powierzchniowej siatki pęknięć, niewrażliwa na gwałtowne zmiany temperatury, uderzenia i wstrząsy. Dzięki zawartości krzemu i chromu charakteryzuje się odpornością na tworzenie się (w wyniku naprężeń cieplnych) pęknięć na granicach ziaren, co często jest przyczyną ich wykruszania i formowania koncentratorów naprężeń, skutkujących w dalszym etapie eksploatacji powstawaniem siatki pęknięć powierzchniowych. Ponadto dodatek chromu i krzemu zwiększa wytrzymałość zmęczeniową stali, odporność na utlenianie i wytrzymałość wysokotemperaturową. Pożądane właściwości uzyskuje również dzięki stosunkowo małej (jak na stale narzędziowe) zawartości węgla oraz dodatkom stopowym takim jak: Cr, V, Mo oraz Si. Wanad i molibden są pierwiastkami, które po rozpuszczeniu podczas austenityzowania powodują wydzielanie się węglików MC i M2C oraz zjawisko twardości wtórnej. Ma to szczególne znaczenie ze względu na fakt, że stal podczas odpuszczania jest nagrzewana do temperatury o ok. 100 C wyższej niż temperatura pracy. Krzem w ilości ok. 1 % przyczynia się również do zwiększenia odporności na utlenianie w temperaturze nawet do 800 C. Obecność wanadu zwiększa odporność stali WCL na zużycie erozyjne, a twardość po zahartowaniu i odpuszczaniu mieści się w zakresie HRC (w zależności od temperatury odpuszczania). W tabelach przedstawiono wybrane właściwości stali. Tabela 4.4. Skład chemiczny stali Pierwiastek Zawartość [%] C 0,32-0,42 Mn 0,20-0,50 Si 0,80-1,20 Cr 4,50-5,50 Ni 0,35 Mo 1,20-1,50 V 0,30-0,50 W 0,30 Co 0,30 Cu 0,30 P 0,030 S 0,030 Tabela 4.5 Właściwości mechaniczne i fizyczne stali Właściwość Jednostka Wartość Moduł Young a GPa Moduł sprężystości poprzecznej GPa 76-79,9 Współczynnik sprężystości objętościowej (moduł Helmholtza) GPa Współczynnik Poissona - 0,36-0,375 Współczynnik kształtu - 16 Granica plastyczności, Re MPa Wytrzymałość na rozciąganie, Rm MPa Wytrzymałość na ściskanie MPa Wytrzymałość na zginanie MPa Wydłużenie, A % 5-9 Twardość HV Wytrzymałość zmęczeniowa 10 7 cykli MPa Odporność na kruche pękanie MPa m 1/ Gęstość, ρ g/cm 3 7,8 38

39 Tabela 4.6 Właściwości cieplne stali Właściwość Jednostka Wartość Maksymalna temperatura pracy C Minimalna temperatura pracy C -73 (-53) Przewodność cieplna W/m K 28,9-31,3 Pojemność cieplna J/kg K Współczynnik rozszerzalności cieplnej K ,5 Utajone ciepło topnienia kj/kg Opór właściwy µω cm Tabela 4.7 Właściwości stali w podwyższonej temperaturze Właściwości Temperatura badania 20 C 100 C 200 C 300 C 400 C Twardość, HRC Wytrzymałość na rozciąganie, Rm, [MPa] Granica plastyczności, Re, [MPa] Wydłużenie, A, [%] Przewężenie, Z, [%] Współczynnik rozszerzalności cieplnej, [K ] 11 11,8 12,6 12,7 12,8 Tabela 4.8 Odporność stali na działanie czynników korozyjnych Czynnik korozyjny Woda Woda słona Słabe kwasy Mocne kwasy Słabe zasady Mocne zasady Rozpuszczalniki organiczne Promieniowanie UV Utlenianie w 500 C Możliwość zastosowania materiału Akceptowalna Ograniczony Ograniczony Nieakceptowalna Akceptowalna Ograniczony Doskonała Doskonała Akceptowalna Przydatność danej stali do pracy w podwyższonych temperaturach może być określona na podstawie wielu czynników, spośród których największe znaczenie mają: wytrzymałość, ciągliwość, odporność na ścieranie, odporność na zmęczenie cieplne, odporność na utlenianie i odporność na korozyjne działanie obrabianego materiału. Powierzchnie robocze formy nagrzewają się i są cyklicznie chłodzone. Może to doprowadzić do powstawania zmiennych naprężeń cieplnych, powodując z czasem powstawanie na powierzchni siatki pęknięć. Z upływem czasu w siatce tej mogą powstać wykruszenia eliminujące formę z eksploatacji. Taki rodzaj niszczenia powierzchni roboczych zwany jest zmęczeniem cieplnym, a wpływ na to zjawisko mają właściwości wytrzymałościowe i cieplne materiału formy oraz temperatura pracy. Dużą rolę odgrywają tutaj czynniki cieplne materiału formy: współczynnik przewodzenia ciepła, współczynnik rozszerzalności cieplnej oraz współczynnik wnikania ciepła. W warunkach eksploatacji zmęczeniu cieplnemu towarzyszy również działanie takich zjawisk jak: korozyjne oddziaływanie materiału wtryskiwanego oraz wody służącej do chłodzenia, naprężenia mechaniczne. Wartości naprężeń cieplnych zależą od rozkładu temperatury w danym elemencie. Bardzo ważny dla rozkładu naprężeń cieplnych jest współczynnik rozszerzalności cieplnej, którego zmniejszenie wpływa na obniżenie naprężeń cieplnych. Jednocześnie dodatki stopowe w stali takie jak: wanad, wolfram i chrom zmniejszają wartość tego współczynnika, wpływając również niekorzystnie na zmniejszenie 39

40 przewodności cieplnej, co prowadzi do powstania gradientu temperatury w warstwie powierzchniowej. Właściwości stali w podwyższonej temperaturze zależą przede wszystkim od składu chemicznego i warunków obróbki cieplnej stali. Podwyższenie zawartości węgla wpływa na wzrost twardości w temperaturze do 400 C. Również zwiększenie zawartości pierwiastków węglikotwórczych (wolframu, wanadu, molibdenu) powoduje wzrost twardości w temperaturze podwyższonej. W podobny sposób pierwiastki stopowe wpływają na wytrzymałość na rozciąganie w wysokich temperaturach. Stal charakteryzuje się dobrą przewodnością cieplną (czyli łatwością przewodzenia ciepła), zwiększającą się wraz ze wzrostem temperatury. Dobra przewodność cieplna zapewnia szybkie odbieranie i oddawanie ciepła, a co za tym idzie wysoką dynamikę grzania i chłodzenia. Bardzo ważny wpływ na właściwości eksploatacyjne materiału ma współczynnik rozszerzalności cieplnej, którego zmniejszenie powoduje obniżenie naprężeń cieplnych. Mała wartość współczynnika rozszerzalności zwiększa stabilność wymiarową podczas pracy. Przewodnictwo cieplne metali i ich stopów jest w przybliżeniu proporcjonalne do przewodnictwa elektrycznego, dlatego materiały wykazujące dużą wartość współczynnika przewodzenia ciepła charakteryzują się również dobrą przewodnością elektryczną. Stal należy do grupy stali narzędziowych stopowych przeznaczonych do pracy na gorąco. Stan dostawy takich stali to zwykle stan zmiękczony, zapewniający dobrą obrabialność i jednorodny rozkład węglików w osnowie ferrytu. Narzędzia wykonane z tej stali poddaje się obróbce cieplnej składającej się z hartowania i wysokiego odpuszczania. W celu zmniejszenia naprężeń cieplnych stosuje się wielostopniowe nagrzewanie do temperatury austenityzowania, zwłaszcza narzędzi o dużych wymiarach, wykonanych ze stali wysokostopowych. Aby zabezpieczyć narzędzia przed odwęglaniem i utlenianiem, nagrzewanie i wygrzewanie w temperaturze wyższej od 650 C odbywa się w piecach z atmosferami ochronnymi. Temperatura austenityzowania stali narzędziowych do pracy na gorąco jest zawarta w zakresie C i dobierana tak, aby nie dopuścić do nadmiernego rozrostu ziaren austenitu pierwotnego, gdyż powoduje to zmniejszenie ciągliwości stali. Prawidłowe warunki austenityzowania zapewniają rozpuszczenie większości węglików stopowych w austenicie, dzięki czemu uzyskuje się wymaganą hartowność stali, a po zahartowaniu strukturę martenzytu listwowego, nasyconego pierwiastkami stopowymi i węglem. Struktura taka umożliwia wydzielanie węglików stopowych typu M 4 C 3, M 2 C i M 7 C 3 podczas odpuszczania i związany z tym efekt twardości wtórnej. Temperatura odpuszczania powinna być o ok. 100 C wyższa od temperatury pracy narzędzia wykonanego z tej stali. W poniższej tabeli podano rodzaje i parametry obróbki cieplnej dla stali Tabela 4.9 Parametry obróbki cieplnej dla stali Rodzaj obróbki Temperatura procesu Chłodzenie Twardość Wyżarzanie zmiękczające C Powolne Max. 229 HB Wyżarzanie odprężające C Powolne - Hartowanie C C W oleju W powietrzu Min. 50 HRC Odpuszczanie C W powietrzu HRC Z powodu dużej zawartości chromu oraz dodatku molibdenu stal jest mniej skłonna do utleniania niż inne niskostopowe stale narzędziowe do pracy na gorąco. Celem zwiększenia odporności korozyjnej można ją poddać azotowaniu. 40

41 Azotowanie polega na nasycaniu warstwy powierzchniowej stali azotem podczas wygrzewania obrabianego przedmiotu przez określony czas w ośrodku zawierającym wolne atomy azotu. Operację tę wykonuje się w temperaturze z zakresu C. Obecnie coraz powszechniej na wkłady formujące wykorzystuje się stal TOOLOX 44. Jest to materiał z gatunku stali narzędziowych produkowanych przez szwedzką hutę SSAB, dostarczanych w stanie ulepszonym cieplnie. Stal ta charakteryzuje się dużą udarnością oraz bardzo małymi naprężeniami własnymi, co zapewnia dużą stabilność wymiarową narzędzia podczas pracy. Twardość w stanie dostawy to 45 HRC, poprzez azotowanie i wytwarzanie powłok metodami PVD (Physical Vapor Deposition) można zwiększyć twardość powierzchniową tej stali do 65 HRC. Dodatkowo należy wspomnieć, że stal ta łatwo poddaje się obróbce mechanicznej, wykazuje doskonałą polerowalność, nadaje się do spawania (CE = 0,94), trawienia i obróbki elektroerozyjnej. Dodatek chromu powoduje zwiększenie hartowności oraz odporności na utlenianie. Krzem w udziale ok. 1 % przyczynia się również do zwiększenia odporności na utlenianie w temperaturze nawet do 800 C. Obecność wanadu zwiększa odporność na zużycie erozyjne. Stal Toolox 44 posiada cechy stali po przetopie elektrożużlowym, charakteryzuje się dużą jednorodnością, dużą wytrzymałością (ok MPa) oraz dużą sprężystością i wysoką udarnością, a także dużą stabilnością wymiarową i dobrymi właściwościami w wysokich temperaturach (do 600 C). Wybrane właściwości stali TOOLOX 44 przedstawiono w tabelach Tabela 4.10 Skład chemiczny stali TOOLOX 44 Pierwiastek Zawartość [%] C 0,32 Mn 0,8 Si 0,60-1,10 Cr 1,35 Ni Max. 1 Mo 0,8 V 0,14 P 0,01 S 0,003 Tabela 4.11 Właściwości mechaniczne i fizyczne stali TOOLOX 44 Właściwość Jednostka Wartość Granica plastyczności, Re MPa 1300 Wytrzymałość na rozciąganie, Rm MPa 1450 Wydłużenie, A % 13 Twardość HRC 45 Wytrzymałość na ściskanie, MPa 1250 Udarność J 30 Tabela 4.12 Właściwości cieplne stali TOOLOX 44 Właściwość Jednostka Wartość Maksymalna temperatura pracy C 590 Przewodność cieplna W/m K 34 Współczynnik rozszerzalności cieplnej K ,5 Wpływ na zachowanie się stali podczas grzania i chłodzenia mają zarówno czynniki technologiczne jak również czynniki materiałowe. Istotnym problemem podczas grzania i chłodzenia są pojawiające się naprężenia cieplne powodujące zmęczenie. Rozkład temperatury w grzanym elemencie można określić dzięki znajomości właściwości materiału. Najważniejszy jest współczynnik rozszerzalności cieplnej, którego wartość wpływa na kształtowanie się naprężeń cieplnych, 41

42 odkształceń podczas grzania i chłodzenia oraz stabilności wymiarowej. Stal TOOLOX 44 charakteryzuje się stosunkowo dobrą przewodnością cieplną, co zapewnia odpowiednią szybkość nagrzewania i chłodzenia, a także pozwala na uniknięcie dużego gradientu temperatury na powierzchni roboczej formy. Ponadto stała wartość współczynnika rozszerzalności cieplnej w zakresie temperatury C zapewnia stabilność wymiarową. TOOLOX 44 wykazuje dużą wytrzymałość i udarność nawet do temperatury ok. 590 C, co powoduje większą żywotność formy podczas pracy w zmiennych warunkach temperaturowych. Tabela 4.13 Właściwości stali TOOLOX 44 w podwyższonej temperaturze Właściwości Temperatura badania 20 C 100 C 200 C 300 C 400 C Wytrzymałość na rozciąganie, Rm, [MPa] Granica plastyczności, Re, [MPa] Wydłużenie, A, [%] Wytrzymałość na ściskanie, [MPa] Współczynnik rozszerzalności cieplnej, [K ] 13,5 13,5 13,5-13,5 Przewodność cieplna, W/m K Tabela 4.14 Odporność stali TOOLOX 44 na działanie czynników korozyjnych Czynnik korozyjny Możliwość zastosowania materiału Woda Akceptowalna Woda słona Ograniczony Słabe kwasy Ograniczony Mocne kwasy Nieakceptowalna Słabe zasady Akceptowalna Mocne zasady Ograniczony Rozpuszczalniki organiczne Doskonała Promieniowanie UV Doskonała Utlenianie w 500 C Akceptowalna Stal TOOLOX 44 jest dostępna w stanie ulepszonym cieplnie (przy czym minimalna temperatura odpuszczania to 590 C) i nie wymaga dalszej obróbki cieplnej. W praktyce wykorzystuje się ją często z powłokami ochronnymi TiN oraz TiAlN. Obok wymienionych stali wkłady formujące wykonywane są również z innych, głównie specjalistycznych materiałów. Z kolei tworzywa agresywne chemicznie wymagają użycia stali odpornych na korozję, np W przypadku konieczności hartowania na wskroś stosuje się głównie stale oraz Jeżeli wymaga się nadania faktury o dużej wytrzymałości na zużycie, wówczas najlepszym materiałem na wkład formujący jest stal Zastosowanie technologii nagrzewania indukcyjnego również determinuje wybór odpowiedniego gatunku stali. Obok parametrów wytrzymałościowych oraz cieplnych ważne jest także zachowanie się powierzchni formującej w polu magnetycznym. Z tego powodu w pracy nie uwzględniono stopów aluminium (paramagnetyków) jako materiałów konstrukcyjnych na formy wtryskowe nagrzewane indukcyjnie. Fakt, iż dany materiał jest ferromagnetykiem nie świadczy jednak o jego pełnej przydatności. Na wykresach przedstawiono zależności magnetyczne wybranych stali. 42

43 μ r H [ ] Rys Wykres względnej przenikalności magnetycznej μ r w zależności od natężenia pola magnetycznego H dla wybranych stali [58, 60] B [T] , ,2 1 0,8 0,6 0,4 0, H [ ] Rys Wykres gęstości strumienia magnetycznego B w zależności od natężenia pola magnetycznego H dla wybranych stali [58, 60] Wartości te zostały wyznaczone doświadczalnie w instytucie IKFF Stuttgart [58, 60] zgodnie z normą DIN Wszystkie próbki badawcze poddano obróbce mechanicznej w celu uwiarygodnienia otrzymanych wyników z rzeczywistymi procesami [78]. Wykresy obrazują wpływ natężenia pola magnetycznego na względną przenikalność magnetyczną oraz gęstość strumienia magnetycznego stali najczęściej wykorzystywanych do budowy form wtryskowych. Dla porównania przedstawiono również zależność dla stali węglowej (St37). Autorzy zwrócili również uwagę na wpływ obróbki cieplnej na parametry magnetyczne stali , oraz (rys. 4.13, 4.14). Wykresy pokazują, że wpływ obróbki cieplnej ma niebagatelny wpływ na parametry magnetyczne stali. Z przebadanych stali jedynie wykazuje zbliżoną charakterystykę dla obu analizowanych stanów. Wykres magnetic bez hart 43

44 μ r hartowana hartowana hartowana H [ ] Rys Wykres względnej przenikalności magnetycznej μ r w zależności od natężenia pola magnetycznego H dla wybranych stali w stanie ulepszonym i zahartowanym [58, 63] Wykres przenikalnosc_hart B [T] hartowana 1, hartowana , hartowana 1 0,8 0,6 0,4 0, H [ ] Rys Wykres gęstości strumienia magnetycznego B w zależności od natężenia pola magnetycznego H dla wybranych stali w stanie ulepszonym i zahartowanym [58, 63] W związku z tym, iż jest najczęściej wykorzystywaną stalą na wkłady formujące oraz ma dobre właściwości magnetyczne, które umożliwiają implementację technologii nagrzewania indukcyjnego powierzchni formujących, dalsze badania prowadzono dla tego gatunku stali. Wykres magnetic Dobór liczby gniazd oraz typu układu wlewowego Gniazdo formujące to przestrzeń ograniczona elementami formującymi takimi jak: matryca, stempel, wypychacze, suwaki oraz różnego rodzaju wkładki formujące. Do gniazda doprowadzony jest kanał układu wlewowego (przewężka), przez który wtryskuje się roztopione tworzywo. W dalszej części pracy gniazdo oznaczać będzie zespół wkładów formujących matrycy i stempla. Liczba gniazd jest ściśle uzależniona od planu produkcyjnego. W przypadku, gdy wymaga się dużej wydajności formy, wówczas opracowuje się konstrukcję wielogniazdową. Wtedy w trakcie jednego cyklu produkcyjnego uzyskuje się kilka, kilkanaście lub kilkadziesiąt wyprasek. Liczba 44

45 wyrobów jest z reguły parzysta, co wynika z prowadzenia zrównoważonego procesu wtrysku. Liczba gniazd stanowi również wypadkową wielkości wyprasek. W przypadku, gdy wypraska waży mniej niż 1 g, wykonanie formy wtryskowej dla jednej sztuki/cykl nie jest opłacalne. W praktyce bardzo często stosuje się rozwiązania wielowariantowe. Polega to na wykonaniu kilku różnych gniazd formujących w jednej formie. Najczęściej wyroby mają zbliżone parametry geometryczne ze względu na korzystanie z jednego układu wlewowego z obracaną tulejką pełniącą funkcję kierownicy dla płynącego tworzywa. Duży wpływ na liczbę gniazd ma także typ układu wlewowego. Obecnie wykorzystywane są trzy typy układu wlewowego: zimno-kanałowy, gorąco-kanałowy oraz mieszany. Układ zimno-kanałowy to sieć wydrążonych w formie kanałów składająca się z: wlewu głównego, kanałów doprowadzających oraz przewężki. Wlew główny styka się bezpośrednio z dyszą wtryskarki i rozprowadza tworzywo do dalszych kanałów doprowadzających. Formy wtryskowe wyposażone w układ zimno-kanałowy mają następujące cechy: niższy koszt w stosunku do swoich odpowiedników wykorzystujących układ goracokanałowy; wynika to z braku dodatkowych elementów grzejnych, czujników oraz układów sterowania, praktycznie bezawaryjna praca, większe zużycie wtryskiwanego materiału; w trakcie procesu wtrysku tworzywo zgromadzone w układzie wlewowym zastyga razem z wypraską i stanowi odpad; istnieją przypadki, że wlewek ma kilkakrotnie większą masę niż produkowane wyroby; najczęściej wlewki są mielone oraz dodawane do oryginału tworzywa w postaci regranulatu; wiele firm nie uwzględnia jednak procesu degradacji tworzywa, co przekłada się na spadek jakości produkowanych wyrobów, większe zużycie energii z powodu uplastycznienia większej masy tworzywa. W praktyce formy zimno-kanałowe wykorzystuje się do małoseryjnej produkcji, gdzie straty związane z uplastycznieniem większej masy tworzywa nie będą tak odczuwalne. Znajdują one również zastosowanie przy produkcji bardzo małych wyprasek. Gdy producent nie dysponuje odpowiednio małą maszyną (ze ślimakiem o średnicy poniżej 15 mm oraz dokładną regulacją jego przesuwu osiowego), wówczas wykorzystuje się zimny wlewek jako bufor. Alternatywą dla układów zimno-kanałowych są powszechnie stosowane rozwiązania gorącokanałowe wykorzystywane wówczas, gdy pierwszorzędne znaczenie ma efektywność procesu wtrysku (duża wydajność przy niskim zużyciu materiału i energii). Wlew główny oraz kanały doprowadzające osłonięte są elementami grzejnymi, co sprawia, że tworzywo nie zastyga w kanałach w trakcie procesu. Dzięki temu nie ma konieczności: uplastyczniania tworzywa wypełniającego kanały wlewowe po każdym cyklu, wtryskiwania stopu do układu wlewowego, wydłużania czasu cyklu w celu wychłodzenia wlewka, otwierania formy z dużym rozwarciem, aby usunąć układ wlewowy, w niektórych przypadkach odłamywania układu wlewowego od wyprasek. Szacuje się, że zastosowanie układu gorąco-kanałowego skraca czas cyklu o 20 % oraz niweluje straty materiałowe o 20 % w porównaniu z formami zimno-kanałowymi. Ponadto formy wtryskowe wykorzystujące układy gorąco-kanałowe mają następujące cechy: nieporównywalnie lepszą kontrolę procesu wtrysku w stosunku do rozwiązań konwencjonalnych, 45

46 objętość roztopionego tworzywa jest w 100 % wykorzystywana do ukształtowania wypraski, wyższy koszt produkcji w stosunku do rozwiązań klasycznych, niższy koszt eksploatacji, duża wrażliwość na zanieczyszczenia oraz pracochłonna konserwacja, łatwa i szybka zmiana koloru wtryskiwanego tworzywa. W praktyce spotykane są również rozwiązania mieszane. Układ gorąco-kanałowy dostarcza tworzywo do zimnych kanałów doprowadzających. Na potrzeby pracy badawczej zakłada się budowę jednogniazdowej formy wykorzystującej układ zimno-kanałowy. Jest to uwarunkowane przede wszystkim ograniczonym budżetem projektu. Szacuje się, że liczba wyprodukowanych wyprasek badawczych nie przekroczy 1000 sztuk, co potwierdza wybór od strony ekonomicznej. W ramach pracy rozważano trzy koncepcje rozmieszczenia gniazd formujących. Pierwsza z nich zakładała umieszczenie trzech osobnych gniazd formujących dla opracowanych modeli badawczych wyprasek w jednym korpusie z obracaną tulejką wtryskową (rys. 4.15). Takie rozwiązanie byłoby jednak kłopotliwe w trakcie realizacji produkcji. Każdorazowa zmiana wariantu wymagałaby ponownej regulacji manipulatora cewki indukcyjnej. Ponadto manipulator musiałby pracować w trzech osiach sterowanych numerycznie. Także równoczesne umieszczenie trzech gniazd w jednym korpusie w sposób znaczący wpłynęłoby na zwiększenie gabarytów formy, co w konsekwencji wymagałoby powieszenia jej na większej wtryskarce. Druga koncepcja zakładała budowę trzech Model 3 Model 1 Model 2 Rys Koncepcja lokalizacji gniazd formujących w jednym korpusie z obracaną tulejką wtryskową niezależnych form wtryskowych przystosowanych do współpracy z manipulatorem (rys. 4.16). Główną zaletą rozwiązania była duża uniwersalność i szerokie możliwości modyfikacji poszczególnych form ze względu na wzajemną niezależność. Wysoki koszt materiałowy i technologiczny budowy trzech korpusów form spowodował, że wariant ten został odrzucony. Ostatecznie zdecydowano się na trzecią koncepcję zakładającą wykonanie trzech wymiennych gniazd formujących o takich samych wymiarach gabarytowych (rys. 4.17). Pozwoli to wykorzystać jeden korpus, co znacznie wpłynie na zredukowanie kosztów projektu Model 1 Model 2 Mod 46

47 Model 1 Model 2 Model 3 Rys Koncepcja lokalizacji gniazd formujących w trzech niezależnych korpusach przystosowanych do współpracy z tym samym manipulatorem cewki indukcyjnej Model 1 Model 2 Model 3 Rys Koncepcja wymiennych wkładów formujących współpracujących z jednym korpusem formy W celu wyeliminowania konieczności regulacji manipulatora przy każdej wymianie gniazd formujących konieczne jest ich odpowiednie spozycjonowanie, bazując na lokalizacji powierzchni przeznaczonych do nagrzewania indukcyjnego Definicja płaszczyzn podziału W literaturze oraz w przemyśle istnieją dwa podejścia dotyczące podziału formy. Niektóre pozycje określają matrycą tę część formy, która jest bardziej wklęsła. Inne źródła podają, że matrycę formy wtryskowej stanowi połówka nieruchomo zamocowana na stole, natomiast stempel zawierający system wypychania pracuje wraz z ruchomym stołem wtryskarki. Zdaniem autora druga metoda podziału formy jest precyzyjniejsza i w trakcie pracy opiera na niej terminologię. 47

48 Płaszczyznę podziału stanowi styk powierzchni matrycowej i stemplowej w momencie zamknięcia formy. Podział musi być tak dobrany, aby możliwe było wyformowanie wypraski, czyli nadanie jej odpowiedniego kształtu, odsunięcie stempla od matrycy i swobodne usunięcie wyrobu z gniazda. W przypadku, gdy wymaga tego kształt wypraski, istnieje konieczność zastosowania dodatkowych suwaków pracujących w kierunku prostopadłym do ruchu stempla. Wówczas w trakcie otwierania formy suwaki wysuwają się w kierunku poprzecznym, a dopiero później następuje wypchnięcie zastygłej wypraski. Najczęściej, w miarę możliwości, płaszczyznę podziału definiuje się jako równoległą do największej powierzchni wypraski. Jest to najkorzystniejszy wariant pod względem rozkładu naprężeń w formie w trakcie procesu wtrysku. Proces konstrukcji formy rozpoczyna się od definicji płaszczyzn podziału (płaszczyzn zamykania). Każda wypraska wymaga indywidualnego określenia tych powierzchni. Ich odpowiedni dobór determinuje dalszą eksploatację formy. Niewłaściwy podział może powodować nadmierne zużywanie się poszczególnych powierzchni poprzez wycieranie, ugniatanie oraz zmęczeniowe pękanie. Na rysunkach przedstawiono podział powierzchni formowania matrycowego i stemplowego dla trzech opracowanych modeli badawczych wyprasek. Stempel Matryca Rys Podział powierzchni formujących na matrycowe i stemplowe dla modelu 1 Stempel Matryca Rys Podział powierzchni formujących na matrycowe i stemplowe dla modelu 2 48

49 Stempel Matryca Rys Podział powierzchni formujących na matrycowe i stemplowe dla modelu Konstrukcja wkładów formujących Wkłady formujące stanowią najważniejszy element formy wtryskowej. Ich jakość wykonania oraz metoda współpracy decyduje o właściwościach eksploatacyjnych i estetycznych produkowanych wyprasek. Do głównych wymagań stawianych wkładom formującym zaliczyć można: Przeniesienie obciążeń oraz wysoka odporność na ścieranie wkłady formujące to elementy przenoszące największe obciążenia w formie wtryskowej. W celu odpowiedniego uszczelnienia gniazda wtryskowego obie połówki formy muszą do siebie przylegać na całej powierzchni zamykania wkładu matrycowego i stemplowego. Docisk wtryskarki, który uzależniony jest od wielkości formy, nie zawsze rozkłada się równomiernie, co powoduje lokalne skupiska naprężeń. Ponadto powierzchnie formujące muszą być odporne na ścieranie pochodzące od strug tworzywa płynących pod dużym ciśnieniem. Zjawisko tarcia nasila się w szczególności, gdy tworzywo wypełnione jest włóknami wzmacniającymi. W praktyce dąży się do uzyskania wysokiej twardości przy powierzchni formującej w celu uzyskania wysokiej odporności na ścieranie oraz relatywnie miękkiego rdzenia pozwalającego przenosić obciążenia dynamiczne. Autor proponuje wykonanie wkładów matrycowych o grubości 45 mm i stemplowych 25 mm z hartowanej stali , które osadzone będą w płytach o grubości odpowiednio 96 oraz 66 mm. Gwarancja całkowitego wypełnienia gniazda na proces płynięcia tworzywa wewnątrz gniazda formującego duży wpływ ma układ wlewowy. Jego końcowy fragment, a więc kanał doprowadzający i przewężka są kształtowane najczęściej we wkładzie stemplowym. Lokalizacja przewężki uzależniona jest od punktu wtrysku, który narzuca konstruktor wypraski (najczęściej z przyczyn estetycznych lub technologicznych) albo dobrany przez projektującego formę. W ramach pracy lokalizacja punktów wtrysku dla poszczególnych modeli badawczych została dobrana na podstawie istniejących wyprasek komercyjnych, których wady analizowano. Taki zabieg pozwoli na wiarygodne odniesienie wyników badań do rzeczywistych procesów produkcyjnych. Praca w wysokich temperaturach przeciętna forma wtryskowa w trakcie swojej żywotności musi wykonać 2 mln cykli nagrzewania i chłodzenia. Amplituda temperatur uzależniona jest od rodzaju tworzywa i technologii wtrysku. Nawet formy pracujące w 49

50 cyklu izotermicznym pod wpływem styku z rozgrzanym tworzywem narażone są na ciągłe zmiany temperaturowe. Zjawiska te mogą powodować zmęczenie cieplne materiału, co objawia się kruchym pękaniem. Efektywne chłodzenie wypraski proces chłodzenia jest bardzo ważnym etapem cyklu produkcyjnego wypraski. Szybkość chłodzenia w dużej mierze decyduje o długości całego cyklu, co ściśle wiąże się z kosztem produkcji. Zbyt wolne chłodzenie powoduje nie tylko wzrost kosztów produkcji, ale bezpośrednio wpływa na jakość wypraski. Długie czasy chłodzenia pozwalają łańcuchom polimerowym przemieszczać się w trakcie stygnięcia. Wypraska uwalnia się od naprężeń wewnętrznych, ale skutkuje to dużą deformacją pierwotną wyrobu. Z kolei zbyt dynamiczna redukcja temperatury wiąże się z pojawieniem się nadmiernych naprężeń wewnętrznych. Naprężenia mogą generować skurcz i wypaczenie wtórne, mikro-pęknięcia, rysy naprężeniowe oraz trwałe uszkodzenie wypraski poprzez pęknięcie. Badania symulacyjne przedstawione w punkcie 4.1. pokazały, że lokalne nagrzewanie indukcyjne nie powoduje przyrostu czasu chłodzenia dla opracowanych modeli badawczych wyprasek. Równomierny lub celowo zróżnicowany rozkład temperatury na powierzchni formującej obok efektywnego chłodzenia bardzo ważnym warunkiem poprawnego procesu wtryskiwania jest zachowanie zbliżonych parametrów wewnątrz całej objętości gniazda formującego [95]. Autor proponuje wprowadzenie zróżnicowanej temperatury na powierzchniach formujących, której gradient zdeterminowany będzie miejscem i rodzajem występowania wad. Efektywne odpowietrzenie gniazda formującego w momencie wtryśnięcia roztopionego tworzywa do wnęki formującej jest ona wypełniona powietrzem. Płynący stop ma za zadanie wypchnąć powietrze poza gniazdo tak, aby na powierzchni oraz wewnątrz wypraski nie gromadziły się pęcherze gazowe. Uwięziona w gnieździe formującym poduszka powietrzna może powodować lokalne przypalenia na powierzchni wyrobu. Jest to spowodowane wzrostem ciśnienia, któremu towarzyszy gwałtowny wzrost temperatury (efekt diesla). W praktyce system odpowietrzenia stanowią kanały wyfrezowane w odległości 0,5 mm lub większej od krawędzi zamykającej gniazdo formujące. Najczęściej kanały prowadzone są we wkładzie stemplowym, co wynika z technologii obróbki mechanicznej form. Dużą rolę w procesie odpowietrzenia formy pełnią wypychacze. Szczelina między rdzeniem wypychacza a otworem, w którym pracuje, waha się w zakresie 0,01 0,02 mm. Jest to zbyt wąska szczelina do przetryśnięcia przez tworzywo, ale wystarczająca, aby wydostało się przez nią powietrze. Należy zapewnić odpowiedni rozkład wypychaczy wewnątrz stempla tak, aby zgromadzone powietrze sukcesywnie było wypychane przez czoło płynącej strugi poza objętość gniazda formującego. Efektywny układ wypychania w momencie gdy wypraska zostanie wychłodzona do temperatury pozwalającej jej na opuszczenie gniazda, wówczas rozpoczyna się proces wypychania. Wypychacze poza odpowietrzeniem formy muszą zapewnić równomierne zsunięcie wypraski ze stempla. Proces ten nie jest łatwy, gdyż występuje wtedy zjawisko obkurczania się wyrobu w wyniku spadku temperatury. W zależności od jego kształtu siły potrzebne do uwolnienia mogą się znacząco różnić w poszczególnych obszarach formowania. 50

51 Konstrukcja korpusu Do głównych zadań korpusu należy połączenie wszystkich podzespołów wchodzących w skład formy wtryskowej, a także przeniesienie naprężeń pochodzących od ciśnienia płynącego tworzywa oraz sił zamykania stołu wtryskarki. Bardzo ważnym parametrem jest sztywność płyt formujących, w których osadzane są wkłady formujące. Ich nadmierna podatność może powodować uchylanie się powierzchni zamykających, co najczęściej objawia się gratem na krawędziach wypraski. Największe ugięcia występują po stronie stemplowej. Gdy płyta formująca podparta jest jedynie dwiema listwami dystansowymi, wówczas jej centralna część odkształca się pod działaniem ciśnienia wtrysku. Zjawisko to pogłębia się pod wpływem dużej liczby otworów, w których pracują wypychacze. Otwory chłodzące wykonane w płycie również prowadzą do spadku sztywności formy. Autor zakłada wykorzystanie dodatkowych słupów podporowych w centralnym obszarze płyty w celu przeniesienia naprężeń na płytę mocującą i stół wtryskarki. Od formy wtryskowej wymaga się również odpowiedniej wytrzymałości zmęczeniowej. Narzędzie to jest bowiem narażone na pracę w podwyższonej temperaturze ze zmiennym stanem naprężeń w liczbie cykli często przekraczającej wartość 2 mln. W ramach pracy podjęto się opracowania konstrukcji formy 3-wariantowej. Określenie to oznacza trzy wymienne zespoły formujące w jednym korpusie. Dodatkowo, ze względu na system zewnętrznego nagrzewania indukcyjnego, konieczne jest zapewnienie pełnej kompatybilności z manipulatorem cewki indukcyjnej, którego konstrukcja również powstała na potrzeby pracy Konstrukcja i badania zespołu nagrzewania indukcyjnego form Nagrzewanie indukcyjne to metoda nagrzewania materiałów przewodzących umieszczonych w zmiennym polu magnetycznym. W zależności od właściwości w zewnętrznym polu magnetycznym, surowce dzieli się na pięć różnych klas: diamagnetyki, paramagnetyki, ferromagnetyki, ferrimagnetyki, anty-ferromagnetyki. W przypadku paramagnetyzmu zjawisko namagnesowania się przedmiotu w zewnętrznym polu magnetycznym zachodzi w kierunku zgodnym z kierunkiem tego pola zewnętrznego. Występuje silna zależność stopnia namagnesowania od temperatury otoczenia (w przypadku silnych pól magnetycznych oraz niskich temperatur zjawisko namagnesowania traci liniowy charakter i pojawia się zjawisko nasycenia). W przeciwieństwie do diamagnetyków i paramagnetyków w przypadku ferromagnetyzmu nie chodzi o właściwości atomów, lecz o właściwości krystalizacyjne całych grup atomów. Swobodny fragment takiego materiału (np. żelaza) nie ma wypadkowego momentu magnetycznego. Dopiero po umieszczeniu w zewnętrznym polu magnetycznym następuje namagnesowanie (uporządkowanie domen). Domeny przekształcają się tak, aby możliwie maksymalna objętość ciała wykazywała momenty magnetyczne skierowane równolegle do kierunku zewnętrznego pola magnetycznego. Zatem, istotną właściwością tworzyw ferromagnetycznych jest występowanie spontanicznego momentu magnetycznego wywołanego przez równoległe, połączone ze strukturą krystaliczną ustawienie momentów dipolowych w obrębie ograniczonego zakresu (obszar Weissa). W przypadku obszarów Weissa, zwanych również domenami, chodzi o oddzielone objętości w tworzywie, które są 51

52 d d spontanicznie namagnesowane aż do nasycenia M s. Namagnesowanie M wylicza się z sumy wszystkich magnetycznych elementów dipolowych m odnoszących się do objętości V (4.1): W obrębie domen obowiązuje (4.2): n M = 1 m V i=1 i. (4.1) M = M s. (4.2) Jeżeli materiał składa się z jednej domeny, wówczas pole magnetyczne zamyka się poza jego obszarem (rys. 4.21). Aby osiągnąć korzystniejszy energetycznie stan i zredukować energię magnetyczną, należy wprowadzić kilka domen rozdzielonych ścianą domenową Blocha lub Neela (rys. 4.21c). S N S N N S a) b) c) Rys Rozkład pola magnetycznego w zależności od występowania obszarów Weissa: a) materiał jednorodny - rozkład energetycznie niekorzystny, b) podział na dwie domeny, c) ukierunkowanie przepływu pola magnetycznego przez ściany domenowe Ściany domenowe to obszar pośredni między poszczególnymi domenami, w których dipole magnetyczne są obracane krok po kroku z orientacji jednej domeny na drugą (rys. 4.22). domena 1 domena 2 ściana domenowa Rys Zasada działania ściany domenowej W trakcie procesu magnesowania dochodzi do zmiany szerokości domen poprzez przesuwanie się ścianek domenowych. Towarzyszy temu powstawanie lokalnych prądów wirowych, a co za tym idzie rozpraszanie energii. Gęstość strumienia magnetycznego B jest ściśle uzależniona od wartości natężenia pola magnetycznego H (4.3): 1 2 B = μ o μ r H. (4.3) ab D 4 3 W przypadku, gdy uwzględnimy magnetyzację M, wówczas (4.4): a) B = μ o (M + H). (4.4) b) Krzywą opisującą zależność między gęstością strumienia a natężeniem pola magnetycznego można przedstawić w następujący sposób (rys. 4.23): d 1 > d 2

53 1 2 3 B [T] 4 5 H H A m Rys Przykładowa krzywa namagnesowania B H W przypadku umieszczenia ferromagnetyka w obszarze zewnętrznego pola magnetycznego o natężeniu H powstaje nowa krzywa namagnesowania. W zależności od założonego zewnętrznego natężenia pola dzieli się ona na następujące obszary: 1. Stan bez zewnętrznego wpływu pola. 2. Odwracalne przesunięcia ściany Blocha. Obszary Weissa zmieniają swoją wielkość wraz ze swoim kierunkiem namagnesowania. 3. Nieodwracalne przesunięcia ściany Blocha. Obszary Weissa są ustawiane w kierunku pola zewnętrznego, jednak nadal poruszają się w pierwotnym kierunku krystalograficznym. 4. Odwracalne przesunięcia ściany Blocha. Obszary Weissa są ustawiane całkowicie równolegle do zewnętrznego pola niezależnie od preferowanego kierunku krystalograficznego. 5. Nasycenie ferromagnetyczne. Kształt krzywej namagnesowania jest uzależniony od wielu czynników, np. temperatury, naprężeń wewnętrznych [26]. W pewnej temperaturze ferromagnetyki zaczynają tracić swoje właściwości magnetyczne i stają się paramagnetykami. Dzieje się tak z powodu drgań cieplnych sieci krystalicznych, które niszczą ustawienia poszczególnych domen. Temperaturę tę nazywa się temperaturą Curie od nazwiska francuskiego fizyka Piotra Curie. Zmianom strumienia pola magnetycznego towarzyszy powstawanie zjawiska indukcji elektromagnetycznej. Zjawisko to zostało odkryte w roku 1831 przez brytyjskiego fizyka Michaela Faradaya i opisane prawem (4.5): ε = dφ B dt. (4.5) Mówi ono, że na skutek zmian strumienia magnetycznego w przewodniku powstaje siła elektromotoryczna proporcjonalna do szybkości zmian w czasie strumienia indukcji pola magnetycznego, obejmowanego przez obwód. Zmiana strumienia może odbywać się poprzez zmianę pola magnetycznego lub przemieszczenie przewodnika względem źródła tego pola. Jeżeli przez przewód płynie prąd elektryczny, wówczas wokół niego powstaje zmienne pole elektromagnetyczne. W przypadku gdy w zasięgu tego pola znajdzie się inny przewodnik, indukuje się w nim napięcie zmienne (4.6): U ind = w dφ dt = wμa dh dt (4.6) 53

54 oraz powstają prądy wirowe, które w wyniku oporu elektrycznego generują ciepło (4.7 prawo Joule a): P w = I 2 R. (4.7) Ponieważ straty mocy występują również w uzwojeniu pierwotnym, cewka indukcyjna nagrzewa się i w większości przypadków wymaga ciągłego chłodzenia. Z tego względu ich konstrukcja opiera się na rurach o przekroju okrągłym, kwadratowym lub prostokątnym, przez które przepuszcza się wodę. W obwodach prądu przemiennego występuje również zjawisko naskórkowości, które powoduje, że gęstość prądu elektrycznego wewnątrz przewodnika jest mniejsza niż przy jego powierzchni [73]. Wielkość je opisująca to głębokość wnikania prądu lub - jak w przypadku nagrzewania indukcyjnego - pola magnetycznego do wnętrza przewodnika. Na wielkość tą wpływa rezystywność i przenikalność magnetyczna przewodnika oraz częstotliwość prądu [22]: δ = σ πfμ. (4.8) Oznacza to, że głębokość wnikania magnetycznego nie jest wartością stałą i może być sterowana poprzez zmianę częstotliwości prądu wzbudnika [41]. Na zjawisko pośrednio ma również wpływ zmiana temperatury, a także zmiana gęstości strumienia magnetycznego (rys. 4.24), natomiast przewodność elektryczna zależy zarówno od temperatury jak i częstotliwości prądu elektrycznego. μ r ,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 B [T] Rys Wpływ gęstości strumienia magnetycznego na przenikalność względną wybranych materiałów [108] W s 1 s Nagrzewanie indukcyjne bazuje na dwóch zjawiskach. Oprócz wspomnianego wcześniej procesu opisanego prawem Joule a, w niektórych stopach występują również straty histerezowe. Pole magnetyczne o szybkozmiennym charakterze w obszarze swojego działania wielokrotnie magnesuje i demagnesuje poszczególne domeny [56]. W trakcie tego procesu w przypadku ferromagnetyków wytwarza się ciepło, przy czym zjawisko to jest możliwe jedynie w zakresie temperatur poniżej wartości Curie. Straty histerezowe można wyznaczyć z pracy pola magnetycznego wykonanej w ramach obiegu jej pętli (4.9): Wartość krytyczna dla Frianyl A63 RV0 Frisetta T [ C]

55 W h = HdB. (4.9) Wykonana praca jest funkcją zależną od właściwości materiału nagrzewanego oraz gęstości strumienia magnetycznego. Oznacza to, że pętla histerezy zmienia swój kształt w określonym zakresie w zależności od parametrów wyjściowych. Dla małych wartości pola magnetycznego pętla ma spłaszczony kształt określany mianem obszaru Rayleigha (4.10): P h = 8 3 α RH 3 fv. (4.10) Każdy ferromagnetyk składa się z obszarów niejednorodnych struktur krystalograficznych wynikających z dyslokacji, naprężeń szczątkowych i defektów składu fizyko-chemicznego, które utrudniają przemieszczanie się ścian domenowych. Dopiero po dostarczeniu domenom odpowiedniej ilości energii następuje gwałtowna zmiana lokalnego stanu namagnesowania. Zjawisko to określa się skokiem Barkhausena. Jest ono brane pod uwagę podczas wyznaczania strat histerezowych. Oznacza to, że jedyną drogą wyznaczenia Metody dynamicznego poprawnego nagrzewania modelu form obliczeniowego wtryskowych są wcześniejsze badania doświadczalne określające parametry materiałowe. Ponadto, model ten właściwy jest jedynie dla małych gęstości strumienia magnetycznego (B < 0,5 T) i niskich częstotliwości (f < 400 Hz). W uproszczeniu proces nagrzewania indukcyjnego można zapisać równaniem (4.11): Konwekcja Promieniowanie Przewodnictwo Indukcja P c = P w + P h. (4.11) Gorące Promieniowanie Oporowe grzałki Wewnętrzna Alternatywne powietrze modele zostały przedstawione IR przez Hornbogena ceramiczne i Warlimonta [28]. Straty mocy pochodzące od prądów wirowych opisano w następujący sposób (4.12): Rozgrzana woda Promiennik Elektryczne lub olej elektryczny P w = πd2 grzałki V, lub gazowy 6ρ zespolone Zewnętrzna (Klatkowa)(4.12) Para wodna natomiast do wyznaczenia strat histerezowych wzięto pod uwagę między innymi Przewodnictwo koercję H c : P h = 2H c B fv. (4.13) Modele wyznaczania strat mocy w materiałach magnetycznych Równanie Steinmetza Podział strat na histerezowe i od prądów wirowych Matematyczny model histerezy Ujęcie strat w modelu magnetyzacji Zmodyfikowane równanie Steinmetza (MSE) Uogólnione równanie Steinmetza (GSE) Anomalne współczynniki nadmiaru strat (Pry and Bean) Podział strat od prądów wirowych na klasyczne i nadmiarowe Model polowy Model magneto -dynamiczny Wektorowy model histerezy Rozszerzone równanie Steinmetza (MSE) Rys Modele określające straty histerezowe i straty pochodzące od prądów wirowych [38] 55

56 Nie wszystkie modele teoretyczne bazują na podziale strat pochodzących od zjawisk prądów wirowych i strat histerezowych [38]. Na rysunku 4.25 przedstawiono przegląd najczęściej wykorzystywanych metod służących do określania strat. Jeden z najczęściej wykorzystywanych modeli to równanie Steinmetza [2, 37], które występuje pod różnymi postaciami. Postać uogólniona opisuje straty w oparciu o hipotezę proporcjonalności chwilowych strat mocy, gdzie argumentem jest iloczyn indukcji oraz przyrostu indukcji (4.14) [6]: T 0 P h = 1 T C SE db dt α B(t) β α dt. (4.14) W zależności od zastosowania w praktyce wykorzystuje się różne postaci i uogólnienia równania Steinmetza Problematyka doboru kształtu i lokalizacji cewek indukcyjnych W ramach pracy skupiono się na eliminacji podstawowych wad występujących podczas wtryskiwania wyprasek cienkościennych i wyposażonych w elastyczne elementy złączne przy możliwie niewielkim wydłużeniu czasu cyklu. Dynamika procesu nagrzewania stanowi zatem kluczowy obszar pracy badawczej. Przebieg procesu nagrzewania indukcyjnego zależy od kilku czynników: parametrów prądowych generatora indukcyjnego, kształtu i lokalizacji cewki indukcyjnej, właściwości materiałowych elementu nagrzewanego. W ramach pracy do badań wykorzystano generator indukcyjny EFD Minac Single 6/10 (4.26). Jest to jeden z najmniejszych generatorów mobilnych dostępnych obecnie na rynku Rys Generator indukcyjny EFD Minac 6/10 Single wykorzystany do badań: 1 obudowa, 2 panel sterowania, 3 wyświetlacz, 4 klawiatura, 5 włącznik, 6 przewód roboczy, 7 - wzbudnik [104] Parametry robocze generatora przedstawiono w tabeli Tabela 4.15 Parametry robocze generatora indukcyjnego Parametr Wartość Ciągła moc wyjściowa 6 kw Maksymalna(chwilowa) moc wyjściowa 10 kw Współczynnik obciążenia / czas cyklu 50 % / 10 min Zakres sterowania mocą wyjściową % (krok 1 %) Zakres częstotliwości khz Prąd maksymalny 135 A Przełożenie transformatora 22 Długość przewodu roboczego 5 lub 10 m, do badań wykorzystano przewód o długości 10 m Przepływ wody chłodzącej cewkę 4 l/min Maksymalna temperatura wody chłodzącej 35 C Ciśnienie wody chłodzącej 4 6 bar 56

57 Dane w tabeli 4.15 są wartościami stałymi (celem uzyskania najwyższej dynamiki procesu nagrzewania do badań wykorzystano prądy maksymalne). Niezmienne są również parametry materiałowe, które z góry przypisane są do konstrukcji formy wtryskowej. Jedynym obszarem, w ramach którego wpłynąć można na charakterystykę procesu nagrzewania, jest dobór kształtu i pozycji cewki indukcyjnej względem powierzchni formującej. Jak przedstawiono w punkcie 2.2.2, obecnie znane są metody nagrzewania form wtryskowych z wykorzystaniem zjawiska indukcji elektromagnetycznej: z ruchomym induktorem zewnętrznym, ze zintegrowaną cewką wewnętrzną, z klatką indukcyjną. W przypadku nagrzewania zewnętrznego cewkę wprowadza się między matrycę i stempel podczas otwarcia formy przy pomocy manipulatora. Ciepło jest generowane bezpośrednio na powierzchni formującej, co pozwala na uzyskanie najwyższych gradientów temperatur w porównaniu z innymi metodami [43, 44]. Rozkład temperatury na powierzchni nagrzewanej odpowiada bezpośrednio rozkładowi pola magnetycznego. Kolejna zaleta to możliwość łatwego przystosowania formy wtryskowej do współpracy ze wzbudnikiem oraz układem pomiarowym i sterującym [39, 40]. Nie ma konieczności wprowadzania gruntownych zmian w korpusie i wkładach formujących. Induktor zewnętrzny daje również możliwość podgrzania części metalowych podczas prowadzenia produkcji w technologii nadlewania powłok (overmolding), co znacząco poprawia adhezję miedzy poszczególnymi komponentami. Główną wadą zewnętrznego układu nagrzewania jest wydłużenie czasu cyklu wynikające z konieczności wprowadzenia i wyprowadzenia wzbudnika z obszaru roboczego. Ponadto, induktor zewnętrzny nie nadaje się do nagrzewania powierzchni o rozbudowanej topologii ze względu na bariery technologiczne związane z jego budową. Utrudniona jest również symultaniczna współpraca z wieloma gniazdami formującymi. Wewnętrzny system nagrzewania nie wymaga dodatkowego czasu na ruchy manipulatora. Co ważniejsze, proces nagrzewania może odbywać się zarówno, wtedy gdy forma jest otwarta i zamknięta. Cewka umieszczona wewnątrz wkładu w możliwie najmniejszej odległości od powierzchni formującej generuje ciepło. Transfer ciepła przez wkład formujący niweluje częściowo wysokie gradienty temperatur wynikające z kształtu cewki. Zintegrowany system pozwala również na nagrzewanie powierzchni o skomplikowanym kształcie oraz koincydencyjną obsługę wielu gniazd. Do głównych wad rozwiązania można zaliczyć wysokie koszty implementacji oraz brak możliwości przezbrojenia już istniejącej formy wtryskowej. Rozmieszczenie przewodnika wewnątrz gniazda utrudnia konstrukcję efektywnego układu chłodzenia. W przypadku uszkodzenia powierzchni formującej mogą pojawić się trudności z implementacją wkładki naprawczej. Ponadto, dynamika nagrzewania i chłodzenia jest nieporównywalnie niższa niż w przypadku induktora zewnętrznego, ponieważ w tym przypadku proces ma charakter objętościowy. Nagrzewanie klatkowe wykorzystujące efekt bliskości znajduje zastosowanie w przypadku formowania wyrobów dużych i płaskich (tzw. wypraski 2D). Autor proponuje w swoim rozwiązaniu dynamiczną metodę selektywnego nagrzewania indukcyjnego wyłącznie tych powierzchni formujących, które odpowiedzialne są za kształtowanie obszarów wyprasek zawierających wady. Autor zakłada, że ograniczenie powierzchni pozwoli na poprawę dynamiki zmian temperatur poprzez koncentrację mocy w trakcie procesu nagrzewania oraz redukcję objętości materiału o podwyższonej temperaturze w czasie procesu chłodzenia. Autorskim rozwiązaniem jest również wykorzystanie wzbudnika z koncentratorem pola magnetycznego, co 57

58 Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) Δl (0,5 2,5 mm) według wiedzy pomysłodawcy nie było dotychczas stosowane na świecie, do nagrzewania form wtryskowych. Badania symulacyjne podzielono na trzy przypadki, gdyż w ramach pracy rozpatrywane są trzy modele wyprasek o różnej charakterystyce geometrycznej. Model 1 Dla pierwszego przypadku (rys. 4.1) przeanalizowano 24 konfiguracje geometryczne i położeniowe wzbudnika (rys. 4.27). W celu uzyskania stałej gęstości prądu płynącego przez wzbudnik jako wartość stałą przyjęto jego pole przekroju. Badania dotyczące sprawności poszczególnych układów przeprowadzono dla wkładki o płaskiej powierzchni nagrzewanej 18 x 18 mm oraz wysokości 45 mm. 1 2 a) b) c) d) Rys Badane kształty wzbudnika o jednakowej wartości pola powierzchni przekroju poprzecznego i zmiennej odległości od powierzchni nagrzewanej w zakresie 0,5 2,5 mm ze skokiem 0,5 mm: a) rura okrągła, b) profil kwadratowy, c) podwójny profil kwadratowy, d) profil prostokątny, 1 cewka indukcyjna, a) b) c) d) 2 powierzchnia nagrzewana a) b) c) d) e) a) b) c) d) e) Rys Badane grubości koncentratora pola magnetycznego: a) 1 mm, b) 2 mm, c) 4 mm, d) 6 mm, e) 8 mm, 1 koncentrator, 2- cewka indukcyjna, 3 powierzchnia nagrzewana 58

59 Po wykonaniu badań symulacyjnych dla wytypowanych konfiguracji wzbudnika przeprowadzono kolejne próby z wykorzystaniem koncentratora pola magnetycznego o różnej grubości ścianki (rys. 4.28). Model 2 Kolejny model wypraski (rys. 4.4) analizowany był po zakończeniu badań nad pierwszym przypadkiem. Otrzymane wyniki pozwoliły na ograniczenie rozważanych konfiguracji do dwóch analiz związanych z ustawieniem wzdłużnym lub poprzecznym wzbudnika wyposażonego w koncentrator o grubości ścianki równej 6 mm (rys. 4.29). Wybór ten uzasadniono w punkcie a) b) c) Rys Lokalizacja wzbudnika względem nagrzewanej wkładki: a) wzdłużnie, b) poprzecznie, c) wzdłużnie z cewką o przekroju kwadratowym Model 3 W przypadku trzeciego modelu (rys. 4.8) nagrzewano boczne powierzchnie formujące. Wkładka formująca stanowiła rdzeń, na który nałożono cewkę. Taki rozkład daje najwyższą efektywność procesu nagrzewania indukcyjnego, w związku z tym nie ma konieczności dodatkowej koncentracji pola magnetycznego Opracowanie modelu badawczego Na podstawie opracowanego modelu można z pewnym przybliżeniem wyznaczyć przebieg procesu nagrzewania indukcyjnego w zależności od zadanych parametrów wyjściowych. Obecnie wykorzystywane narzędzia CAD pozwalają precyzyjniej odzwierciedlić zachodzące zjawiska. Poniżej przedstawiono proces budowy modelu badawczego oraz przebiegu badań symulacyjnych na przykładzie modelu 1. Ze względu na swój charakter oraz fakt, że w trakcie procesu nagrzewania indukcyjnego straty histerezowe mają marginalny wpływ na jego efektywność, podczas badań symulacyjnych model 59 a) b) Rys Lokalizacja wzbudnika względem nagrzewanej wkładki dla modelu 3

60 oparto na równaniach Maxwella ( ). Zależności te definiują zjawiska elektromagnetyczne i opisują rozkład prądu oraz energii wewnątrz materiału znajdującego się w obrębie pola magnetycznego: E = B t, (4.15) H = J, (4.16) ε e E = ρ e, (4.17) B = 0. (4.18) Pierwsze równanie Maxwella (4.15) przedstawia prawo indukcji Faradaya zmienny w czasie strumień magnetyczny jest źródłem wirowego pola magnetycznego. Drugie równanie (4.16) mówi, że pole magnetyczne ma charakter wirowy, a jego źródłem są prądy przewodzenia oraz prądy przesunięcia. Równanie 4.17 wyraża prawo Coulomba, z którego wynika, że źródłem pola elektrycznego potencjalnego są ładunki elektryczne i linie pola elektrycznego zaczynają się i kończą na ładunkach elektrycznych. Z ostatniego równania Maxwella wynika, że linie pola magnetycznego są liniami zamkniętymi. Symulacje przeprowadzono w programie ANSYS w dwóch etapach (rys. 4.31, 4.32). Pierwszy etap zawierał budowę modelu geometrycznego 2D, nadanie parametrów materiałowych poszczególnym obszarom przekroju poprzecznego oraz wprowadzenie obciążeń w postaci przepływu prądu elektrycznego przez wzbudnik (tabela 4.16 i 4.17) Fluxtrol A Cu Woda Powietrze Rys Symulacyjny model badawczy 2D wykonany w programie ANSYS dla pierwszego modelu wypraski Przebieg badań symulacyjnych procesu nagrzewania indukcyjnego przedstawiono w formie schematu na rysunku

61 Nagrzewanie indukcyjne Warunki brzegowe Parametry geometryczne Właściwości materiałowe Analiza elektromagnetyczna Parametry procesowe Analiza wyników I B H T = T + ΔT Analiza termiczna Analiza wyników II Temperatura Wyniki końcowe i wnioski Rys Schemat postępowania w trakcie badań symulacyjnych w programie ANSYS Tabela 4.16 Dane wyjściowe do badań symulacyjnych Parametr Model 1 Model 2 Model 3 Natężenie prądu w cewce [A]: 1064* 1064/828* ** 828* ** Pole przekroju poprzecznego cewki [m 2 ]: 5,6e-5 3,6e-5 3,6e-5 Gęstość prądu elektrycznego wzbudnika [ : 2 1,9e7 2,3e7 2,3e7 Temperatura wyjściowa [ C]: Częstotliwość wzbudnika [khz]: Czas nagrzewania [s]: 2,5 2,5 2,5 * Wartości prądu dobrano zgodnie z zaleceniem producenta generatora indukcyjnego dla danego typu cewki ** Natężenie prądu dla drugiej cewki o polu przekroju poprzecznego 3,6e-5 m 2 Tabela 4.17 Dane materiałowe do badań symulacyjnych Fluxtrol A Cu Woda Powietrze Względna Zgodna z przenikalność magnetyczna przebiegiem (rys. 4.13) Rezystywność [Ωm] 5e-7 5e-7 1,7e ,3e16 Przewodność cieplna [ W ] K ,6 0,025 Gęstość [ g ] 7,8 6, ,001 c 3 Ciepło właściwe [ J kgk 61

62 Zmienna wartość względnej przenikalności magnetycznej dla stali została ujęta w procesie symulacji i wprowadzona do programu w formie zależności: B = μ 0 μ r H. (4.19) Dla zbudowanego modelu 2D wygenerowano siatkę MES o zmiennej gęstości. Ponieważ rozpatrywany jest model utworzony w oparciu o figury prostokątne, zdecydowano się na czworokątne obszary elementarne. Ich wielkość i gęstość uzależniono od odległości od wzbudnika i powierzchni nagrzewanej. Dyskretyzacji dokonano w oparciu o gradient długości odcinków elementarnych poszczególnych krawędzi opisujących dane obszary materiałowe (rys. 4.33). Rys Budowa siatki MES w programie ANSYS Rys Rozkład gęstości strumienia magnetycznego 62 Magnetic flux density

63 Po zbudowaniu siatki wprowadzono do rozpatrywanego modelu obciążenie. W przypadku analizy elektromagnetycznej obciążenie stanowił prąd elektryczny płynący przez przekrój poprzeczny wzbudnika o gęstości 1,9e7 2 i częstotliwości 25 khz. Dla wprowadzonych parametrów otrzymano rozkład gęstości strumienia magnetycznego (4.34), natężenie pola magnetycznego (4.35) oraz straty pochodzące od prądów wirowych (4.36). Rys Natężenie pola magnetycznego Magnetic field intensity dzul Rys Straty pochodzące od prądów wirowych (ciepło Joule a) Po otrzymaniu wyników analizy elektromagnetycznej rozpoczęto symulację procesu nagrzewania. W zbudowanym modelu przyrost temperatury uzależniono od strat prądów wirowych przepływających przez nagrzewaną wkładkę formującą (rys. 4.37). 63

64 Rys Gradient temperatury w takcie procesu nagrzewania indukcyjnego widoczny w systemie ANSYS Przedstawiony model badawczy zaimplementowano dla wszystkich analizowanych konfiguracji kształtu i lokalizacji wzbudnika Badania symulacyjne procesu nagrzewania Na wykresach (rys ) przedstawiono symulacyjny przebieg procesu nagrzewania wkładki formującej dla trzech rozpatrywanych wariantów. Wykresy sporządzono w oparciu o najwyższe temperatury zarejestrowane w przekroju wkładki Model 1 Dla pierwszego modelu, gdzie nagrzewano powierzchnię płaską o wymiarach 18 x 18 mm, wykonano 24 analizy wpływu kształtu oraz odległości cewki na efektywność procesu. T [ C] T [ C] ,13 131,01 110,89 90,77 T 1 Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm , , ,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Rys Przebieg procesu nagrzewania czołowej powierzchni wkładki formującej o wymiarach 18 x 18 mm przy użyciu cewki o przekroju okrągłym rura 64

65 Do rozważań przyjęto 4 kształty przekroju poprzecznego wzbudnika o jednakowym polu powierzchni, aby zachować unitarną wartość gęstości prądu. Kształty przekrojów wytypowano na podstawie istniejących rozwiązań oraz narzuconych barier technologicznych. Badania przeprowadzono dla sześciu pozycji wzbudnika. Przed rozpoczęciem analiz było wiadomo, że redukcja szczeliny między cewką a powierzchnią nagrzewania wpłynie na wzrost dynamiki procesu nagrzewania, jednakże ich celem było określenie stopnia tego wpływu. Ponadto, do każdego wykresu załączono rozkład temperatury w przekroju poprzecznym wkładki zarejestrowany po czasie nagrzewania równym 2,5 s dla szczeliny Δl = 1 mm. Na rysunku 4.38 przedstawiono charakterystykę nagrzewania dla cewki o kształcie rurowym. Otrzymane wyniki są bardzo zbliżone do wartości uzyskanych podczas zastosowania wzbudnika o przekroju kwadratowym (rys. 4.39) z nieznacznym wskazaniem na drugie rozwiązanie. T [ C] T [ C] 154,18 133,34 112,51 91,67 70,84 50,01 Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm ,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Rys Przebieg procesu nagrzewania czołowej powierzchni wkładki formującej o wymiarach 18 x 18 mm przy użyciu cewki o przekroju kwadratowym Kwadraj T [ C] T [ C] 154, , , , ,44 a) b) ,01 Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm ,5 1 1,5 2 2,5 Rys Przebieg procesu nagrzewania czołowej powierzchni wkładki formującej o wymiarach 18 x 18 mm przy użyciu cewki o przekroju prostokątnym t [s] Prostokunt 65

66 Δl (0,5 2,5 mm) Zwiększenie szerokości cewki (rys. 4.40) umożliwia uzyskanie bardziej równomiernego rozkładu temperatur przy zachowaniu dynamiki na stałym poziomie. Wynika to ze zmiany natężenia pola magnetycznego (rys. 4.42). W obu przypadkach wyraźny wpływ na przebieg procesu ma wartość szczeliny Δl. Dla wartości równej 0,5 mm uzyskano temperatury nieznacznie przekraczające 150 C, co daje przyrost 40 C/s. Zwiększenie szczeliny o 2,5 mm pozwala na uzyskanie temperatur bliskich 135 C (34 C/s). T [ C] T [ C] 173,14 148,51 123,88 99,25 74,62 50,01 Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm 110 T [ C] d 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Rys Przebieg procesu nagrzewania 90,77 czołowej powierzchni wkładki formującej 3 mm o wymiarach 18 x 18 mm przy użyciu cewki o przekroju podwójnym kwadratowym 150 Zastosowanie 130 dwóch przewodów 50,01 o jednakowym kierunku przepływu prądu znacząco poprawia efektywność nagrzewania Δl = 1 (rys. mm 4.41). Po czasie 2,5 s temperatura na powierzchni czołowej wkładki 110 formującej wyniosła 173 C (49 C/s). Taką samą wartość zanotowano na środku i w narożniku 90 wkładki z tą różnicą, że wewnętrzne obszary wykazują czterokrotnie większą głębokość wnikania. Podobnie 70 jak w poprzednich przypadkach kształtuje się wpływ lokalizacji wzbudnika na efektywność nagrzewania. 50 Dla szczeliny równej 3 mm przyrost temperatury średnio wyniósł 40,5 C/s. Ogromne 0 znaczenie 0,5na przebieg procesu 1 nagrzewania 1,5 ma zastosowanie 2 koncentratora 2,5 t [s] pola (rys. 4.42e, f). Umożliwia on kontrolowanie przebiegu pola magnetycznego poprzez wymuszenie przepływu strumienia magnetycznego w zamkniętej pętli w bliskim sąsiedztwie cewki indukcyjnej. Wykres magnetic rura T 1 T [ C] 151,13 131,01 110,89 70,65 Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm t [s] a) b) c) d) e) f) Rys Rozkład natężenia pola magnetycznego w zależności od przekroju cewki: a) okrągły, b) kwadratowy, c) prostokątny, d) podwójny kwadratowy, e) prostokątny z koncentratorem 2 mm, f) prostokątny z koncentratorem 8mm 66

67 110 Δl = 1 mm Na rysunku 4.43 a) przedstawiono przepływ strumienia magnetycznego w przekroju koncentratora o grubości 6 mm, z którego wynika, że strumień przepływa w bliskim sąsiedztwie cewki aż do momentu wyjścia z materiału. Materiał magnetycznie miękki, jakim jest fluxtrol, zapewnia skupienie linii pola magnetycznego na małym obszarze, tym samym zwiększa natężenie pola magnetycznego (rys b). 0 0,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Kwadraj a) b) Rys Symulacje magnetyczne: a) przepływ strumienia magnetycznego w przekroju koncentratora, b) rozkład natężenia pola magnetycznego T [ C] T [ C] 196,74 167,39 138,04 108,69 T 1 = 197 C T 2 = 184 C Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm , , ,5 1 1,5 2 2,5 Rys Przebieg procesu nagrzewania czołowej powierzchni wkładki formującej o wymiarach 18 x 18 mm przy użyciu cewki o przekroju prostokątnym z koncentratorem pola Dla szczeliny Δl = 1 mm uzyskano temperaturę równą 197 C, co daje średni przyrost blisko 59 C/s. Na powierzchni wkładki widoczny jest gradient temperatury wynoszący 6 % względem wartości maksymalnej (częściowo skutek uboczny koncentracji strumienia magnetycznego). Z pewnością poszerzenie cewki pozwoliłoby na fragmentaryczne zniwelowanie różnic wartości temperatur, jednakże, w celu zachowania stałej wartości gęstości prądu wymagałoby to redukcji jej wysokości. Efektem tego byłoby również ograniczenie przepływu wody przez wnętrze wzbudnika, czego stanowczo nie zaleca producent generatora indukcyjnego i wzbudników. W ramach pracy przebadano również wpływ zmiany grubości koncentratora pola magnetycznego w zakresie 1 8 mm na efektywność nagrzewania. Powyżej wartości 2 mm nie odnotowano różnicy w dynamice procesu. Wynika to z faktu, iż gęstość strumienia magnetycznego skupia się w pobliżu powierzchni styku z wzbudnikiem. Wykres magnetic t [s] 67

68 T [ C] T(g = 6 mm) [ C] 196,74 167,39 138,04 108,69 79,34 50,01 Δg: 8 mm 6 mm 4 mm 2 mm 1 mm ,5 1 1,5 2 2,5 Rys Wpływ zmiany grubości koncentratora pola magnetycznego na efektywność procesu nagrzewania Dalsze badania prowadzone były dla koncentratora o grubości 6 mm, wiązało się to z technologią jego wykonania oraz możliwością modyfikacji na potrzeby kolejnych analiz. Wykres magnetic Model 2 W trakcie realizacji badań symulacyjnych dla drugiego modelu wykorzystano wyniki otrzymane we wcześniejszych analizach, dlatego nie było konieczności badania charakteru zmian procesu nagrzewania w funkcji zmiany odległości cewki od powierzchni nagrzewanej. W tym przypadku skupiono się przede wszystkim na osiągnieciu wysokiej temperatury na powierzchniach formujących zawiasy błonowe o wymiarach 4 x 2 mm oddalonych od siebie o 14 mm (rys 4.4). W pierwszej kolejności sprawdzono efektywność procesu nagrzewania z wykorzystaniem wzbudnika wyposażonego w koncentrator opracowany dla modelu pierwszego (rys. 4.46). t [s] T [ C] 1 T [ C] ,26 132,61 111,96 91,31 70,66 50, ,5 1 1,5 2 2,5 Rys Nagrzewanie powierzchni formujących zawiasy błonowe przy pomocy wzbudnika i koncentratora ustawionego wzdłużnie, 1 powierzchnie formujące zawiasy błonowe Prostokunt 68 Δl = 1 mm Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm t [s]

69 130 a) b) W pierwszym przypadku wzbudnik ustawiono wzdłuż kierunku przepływu tworzywa przez nagrzewane powierzchnie formujące zawiasy. Nieregularny kształt przekroju poprzecznego wkładki sprawił, że zaburzony został przepływ strumienia magnetycznego (rys. 4.47a). Rozkład temperatury jednoznacznie wskazuje na brak zastosowania tego typu konfiguracji kształtu i pozycji wzbudnika. Po czasie 2,5 s powierzchnie formujące zawiasy nagrzały się do średniej temperatury 81 C. Najwyższe wartości zanotowano na powierzchniach zamykających (153 C), co jest zjawiskiem niekorzystnym, ponieważ przenoszą one najwyższe naprężenia w trakcie zamykania formy ,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Prostokunt Δl = 1 mm Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm a) b) Rys Symulacje magnetyczne: a) przepływ strumienia magnetycznego w przekroju koncentratora, b) rozkład natężenia pola magnetycznego W drugim przypadku sprawdzono efektywność cewki w ustawieniu poprzecznym do kierunku płynięcia tworzywa. W tym celu zamodelowano kolejny przekrój 2D wkładki oraz wzbudnika z koncentratorem. Uzyskane wyniki daleko odbiegają od założonych wartości temperatur (rys. 4.48). Kształt cewki oraz użycie koncentratora powoduje, że powierzchnia nagrzewana znajduje się poza obszarem działania pola magnetycznego. T [ C] T [ C] 71,05 66,84 62,63 58,42 54,21 50, ,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Rys Nagrzewanie powierzchni formujących zawiasy błonowe przy pomocy wzbudnika i koncentratora ustawionego poprzecznie, 1 powierzchnia formująca zawias Δl: błonowy Prostokunt Δl = 1 mm 0,5 mm 1 mm W kolejnym przypadku wykorzystano kształt wzbudnika przeznaczony 1,5 mm do nagrzewania 2 mm powierzchni bocznej jak dla trzeciego modelu wypraski (rys. 4.49). Zredukowane 2,5 mm wymiary przekroju poprzecznego cewki w sposób znaczący przyczyniły się do zmiany 3 mm rozkładu natężenia pola magnetycznego (rys. 4.50). 69

70 T [ C] T [ C] 181, ,19 T [ C] ,89 102,59 76,29 50,01 0 0,5 1 1,5 2 2,5 t [s] Rys Nagrzewanie powierzchni formujących zawiasy błonowe przy pomocy wzbudnika zlokalizowanego poprzecznie do kierunku płynięcia tworzywa T [ C] 181,49 155,19 128,89 102,59 76,29 50,01 Prostokunt Δl = 1 mm 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Po czasie 2,5 s wkładka na powierzchni formującej uzyskała temperaturę 181,5 C, co daje przyrost w wysokości 52,6 C/s. Uzyskana efektywność nie wymaga implementacji dodatkowego koncentratora pola, a rozproszone pole magnetyczne przyczynia się do nagrzania sąsiednich powierzchni do temperatury nieznacznie przekraczającej 100 C, co niewątpliwie również wpłynie pozytywnie na proces wtryskiwania. Prostokunt Δl = 1 mm 1 1 t [s] a) b) a) b) Rys Symulacje magnetyczne: a) przepływ strumienia magnetycznego w przekroju koncentratora, b) rozkład natężenia pola magnetycznego Model 3 Badania symulacyjne nagrzewania indukcyjnego dla trzeciego modelu wypraski różnią się od dwóch poprzednich specyfiką procesu. Cewkę indukcyjną w kształcie pętli zamkniętej pozycjonowano w taki sposób, aby wkładka formująca stanowiła nagrzewany rdzeń (rys. 4.51, 4.52). Jest to najefektywniejsza metoda nagrzewania indukcyjnego, ponieważ strumień pola magnetycznego przenika w kierunku prostopadłym lub zbliżonym do prostopadłego do powierzchni nagrzewanego wsadu. W celu zamodelowania zjawiska w programie ANSYS zmieniono tryb pracy z obciążenia płaskiego (plane strain) na osiowo-symetryczny (axisymmetric). Model 2D uproszczono do półprzekroju z oznaczeniem osi centralnej (rys. 4.52). 70

71 Rys Model 2D opracowany w programie ANSYS dla trzeciej wypraski badawczej Zgodnie z założeniami, dla tego przypadku uzyskano najwyższe przyrosty temperatury. Średnia szybkość nagrzewania w czasie 2,5 s wyniosła 210 C/s. Zmianie uległ również charakter krzywej nagrzewania. Otrzymany przebieg jest wyraźnie zbliżony do zależności liniowej. T [ C] T [ C] 575, ,42 365,32 260,22 155,12 50, ,5 1 1,5 2 2,5 Rys Nagrzewanie powierzchni formujących ściany boczne wypraski przebieg symulacji dla modelu 3 Prostokunt W trakcie procesu wtryskiwania należy unikać nagrzewania Δl = 1 mm ścian formujących do wartości wyższych niż temperatura stopu, gdyż prowadzi to do degradacji tworzywa. Wiąże się to również 1 ze spadkiem efektywności energetycznej procesu produkcyjnego oraz wydłużeniem czasu cyklu wynikającym z wydłużenia czasu chłodzenia kształtującej się wypraski. W trakcie realizacji badań symulacyjnych uzyskano różne wartości temperatur w zależności od kształtu i położenia cewki indukcyjnej. W tabeli 4.18 zestawiono wartości przyporządkowane poszczególnym modelom badawczym wyprasek. t [s] 71 a) b)

72 a) b) Tabela 4.18 Wartości temperatur uzyskane dla poszczególnych modeli wyprasek Model 1 Temperatura [ C] Czas nagrzewania [s] 197 2,5 Model ,5 Model , Badania doświadczalne zespołu nagrzewania form Na podstawie wyników symulacji opracowano konstrukcję i wykonano dwie cewki indukcyjne (rys. 4.53, 4.54, zał. 1). Szczegółowe parametry obu cewek przedstawiono w załączniku 1. Pierwsza z nich dedykowana jest do nagrzewania powierzchni płaskich o wymiarach w zakresie od 18 x 2 mm do 18 x 30 mm lub powierzchni większych w przypadku zastosowania przesuwu cewki w trakcie procesu nagrzewania. Zastosowany koncentrator pozwala na skupienie pola magnetycznego wokół przedmiotu o szerokości 18 mm. a) b) Rys Cewka indukcyjna wyposażona w koncentrator do nagrzewania powierzchni płaskich: a) model, b) zdjęcie cewki z transformatorem zamontowanej w uchwycie manipulatora Drugą cewkę wykonano zgodnie z założeniem wykorzystania jej do nagrzewania powierzchni formujących zawiasy błonowe w drugim modelu wypraski oraz powierzchnie boczne rdzenia formującego stopę montażową w modelu trzecim. 72

73 Pomiar temperatury Pomiar temperatury Pomiar temperatury a) b) a) b) Rys Cewka indukcyjna do nagrzewania powierzchni bocznych rdzeni formujących: a) model, b) zdjęcie W celu weryfikacji wyników uzyskanych drogą symulacyjną, przed opracowaniem konstrukcji i budową prototypów nowych form wtryskowych, wykonano badania eksperymentalne. Do badań wykorzystano specjalnie przygotowane stanowisko, w którego skład wchodził generator indukcyjny EFD Minac 6/10, dwie wymienne cewki indukcyjne, kamera termowizyjna FLIR T620, komputer, system regulacji temperatury PSG i oprawa z wymiennymi nagrzewanymi wkładami (rys. 4.55). Cewki podłączone do zasilania oraz układu chłodzenia generatora pozycjonowano względem powierzchni nagrzewanych zgodnie ze schematami przedstawionymi na rysunkach: 4.28d, 4.29c i Kamerę termowizyjną podłączoną do rejestratora wyników zainstalowanego na komputerze umieszczono na statywie w odległości 700 mm od nagrzewanych powierzchni. Korpus wykonany ze stali oraz wymienne wkładki z tego samego materiału pokryto specjalną kredą w celu uzyskania jednakowego współczynnika emisyjności na wszystkich powierzchniach pomiarowych. Układ chłodzenia korpusu, który stanowiły dwa rzędy wierconych kanałów o średnicy 6 mm, podłączono do systemu regulacji temperatury. Przed rozpoczęciem procesu nagrzewania indukcyjnego korpus oraz wkładkę nagrzano do temperatury o wartości 50 C odpowiadającej warunkom przetwórstwa poliamidu. Mobilny generator indukcyjny Minac 6/10 Kamera termowizyjna FLIR T620 Komputer PC Kamera termowizyjna FLIR T620 Kamera termowizyjna FLIR T620 Wymienna wkładka Korpus Wzbudnik Koncentrator System regulacji temperatury Powierzchnia nagrzewana Kanały chłodzące b) a) Rys Schemat stanowiska badawczego dla modelu wypraski: a) pierwszego, b) drugiego, c) trzeciego Parametry procesu przedstawiono w tabeli Wymienne wkładki nagrzewane indukcyjnie wykonano zgodnie z geometrią odpowiadającą trzem modelom badawczym wyprasek. Z powodu wdrożeniowego charakteru badań oraz ograniczonemu budżetowi na wykonanie wzbudników, próbom eksperymentalnym poddano tylko te warianty, które generowały obiecujące wyniki w trakcie symulacji. Ponadto, w ramach weryfikacji wpływu odległości cewki na dynamikę procesu 73 c)

74 nagrzewania, przeprowadzono testy nagrzewania dla różnych wartości szczelin pomiędzy cewką a płaską powierzchnią nagrzewaną. Tabela Parametry procesu w trakcie badań eksperymentalnych Parametr Model 1 Model 2 Model 3 Temperatura otoczenia [ C] 24,6 27,3 24,8 Natężenie prądu w cewce [A]: 1064* 828*, ** 828*, ** Pole przekroju poprzecznego cewki [m 2 ]: 5,6e-5 3,6e-5 3,6e-5 Gęstość prądu elektrycznego wzbudnika [ : 2 1,9e7 2,3e7 2,3e7 Częstotliwość wzbudnika [khz]: Przepływ wody przez cewkę [l/min]: Temperatura wody na wejściu do cewki [ C]: Temperatura początkowa korpusu i wkładki [ C]: Przepływ wody przez korpus [l/min]: Temperatura na wejściu do korpusu [ C]: Średnica kanałów chłodzących [mm]: Czas nagrzewania [s]: 2,5 2,5 2,5 Czas pomiaru [s]: 4,5 4,5 4,5 * Wartości prądu dobrano zgodnie z zaleceniem producenta generatora indukcyjnego dla danego typu cewki ** Natężenie prądu dla drugiej cewki o polu przekroju poprzecznego 3,6e-5 m 2 Proces nagrzewania, a także temperatura i wartość przepływu wody przez cewkę kontrolowane były z pulpitu sterującego generatora. Temperaturę oraz przepływ chłodziwa przez korpus ustalano z poziomu systemu chłodzenia PSG. Proces badawczy prowadzono w hali wtryskowni w warunkach odpowiadających rzeczywistej produkcji. W trakcie badań eksperymentalnych wydłużono czas pomiaru z 2,5 do 4,5 s w celu uwzględnienia strat ciepła zachodzących podczas wycofywania cewki indukcyjnej i zamykania formy przy założeniu, że czas ten wyniesie 2 s. Zdjęcia stanowiska pomiarowego przedstawiono na rysunku a) b) c) Rys Schemat stanowiska badawczego Zarejestrowane przez kamerę obrazy przesyłano do komputera PC, na którym zainstalowano oprogramowanie FLIR ResearchIR MAX (rys. 4.57). Program umożliwia wyświetlenie wyników w postaci termogramów obrazujących rozkład temperatur na powierzchniach pomiarowych oraz w formie wykresów temperatury w czasie (rys. 4.58). Podobnie jak w przypadku programu ANSYS istnieje możliwość wyboru punktów, dla których odczytywane mają być wartości przyrostu temperatury. Na rysunku 4.58 przedstawiono termogram oraz wykres procesu nagrzewania dla dwóch punktów referencyjnych: P 1 leżący bezpośrednio na ścianie nagrzewanej oraz P 2 w odległości 1 mm od powierzchni nagrzewanej w głąb materiału. 74

75 Rys Interfejs programu FLIR ReseachIR MAX P 1 P 2 P 1 P 2 a) b) a) b) Rys Przykładowe wyniki wyświetlane w programie FLIR ResearchIR MAX: a) termogram, b) wykres, P 1 punkt pomiarowy leżący na ścianie nagrzewanej, P 2 punkt pomiarowy leżący w odległości 1 mm od powierzchni nagrzewanej W przeciwieństwie do badań eksperymentalnych, badania symulacyjne pozwoliły wyznaczyć rozkład temperatury w przekroju poprzecznym nagrzewanej wkładki. Zatem otrzymane wykresy przedstawiają maksymalne wartości temperatur w objętości wkładki, natomiast w trakcie badań eksperymentalnych rejestrowano maksymalne temperatury na powierzchniach bocznych (model 1, 2) oraz czołowej (model 3). W związku z tym, porównawcze przebiegi badań symulacyjnych (rys ) wyznaczono dla punktów odpowiadających miejscom pomiaru temperatury w trakcie eksperymentów. Podczas badań symulacyjnych nie uwzględniono procesu chłodzenia wkładki po zakończeniu procesu nagrzewania. Zjawisko to jest bowiem trudne do zamodelowania z powodu ogromnego wpływu środowiska, w którym ono zachodzi oraz wielu innych czynników zewnętrznych. Model 1 - nagrzewanie powierzchni płaskiej o wymiarach 18 x 30 mm Na rysunku 4.59 przedstawiono przebieg procesu nagrzewania wkładki w czasie 2,5 s dla różnych odległości cewki od powierzchni nagrzewanej. 75

76 T [ C] Czas nagrzewania Rys Proces nagrzewania wkładki dla różnej odległości cewki od powierzchni nagrzewanej Zauważalne jest zjawisko przyrostu temperatury przez 0,2 s od momentu wyłączenia wzbudnika. Wiąże się to z przewodnością cieplną. Następuje bowiem przewodzenie ciepła z wewnętrznych (najbardziej nagrzanych) obszarów wkładki do jej powierzchni zewnętrznych. Wyniki badań eksperymentalnych odpowiadają wartościom wyznaczonym na drodze symulacji (rys. 4.60). T [ C] 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 Praktyka Δl: 0,5 mm 1 mm 1,5 mm 2 mm 2,5 mm 3 mm t [s] Czas nagrzewania Badania symulacyjne Badania eksperymentalne ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 Rys Przebiegi porównawcze procesu nagrzewania dla szczeliny równej 1 mm model 1 Powyższy wykres przedstawia porównanie przebiegów nagrzewania wyznaczonych w sposób symulacyjny i eksperymentalny dla cewki oddalonej o wartość 1 mm od powierzchni nagrzewanej. Odległość tą ustalono również do badań eksperymentalnych dla modeli 2 i 3. Charakterystyka obu przebiegów jest bardzo zbliżona. Temperatury zarejestrowane przy pomocy kamery termowizyjnej są niższe o 4 8 C w zależności od czasu. Prawdopodobnie wynika to ze zjawiska konwekcji mieszanej. W trakcie badań symulacyjnych nie modelowano ruchów powierza, które występują podczas badań eksperymentalnych. Niższe wartości mogą również wynikać z właściwości materiału wkładki nagrzewanej. Model teoretyczny nie uwzględniał bowiem parametrów zależnych od obróbki mechanicznej oraz obróbki cieplnej, a niewątpliwie aspekty te wpływają na proces nagrzewania [78]. Porównanie t [s] 76

77 Zaobserwować można również większy wpływ zmiany odległości cewki indukcyjnej od powierzchni nagrzewanej. Niewielkie różnice w dynamice nagrzewania utrzymują się w zakresie szczeliny 0,5 1,5 mm. Zwiększenie tej odległości do 3 mm pozwala na osiąganie temperatur stanowiących 82 % wartości rejestrowanych przy odległości 0,5 mm. Model 2 - nagrzewanie powierzchni formujących elastyczne zawiasy błonowe Do nagrzewania powierzchni formujących elastyczne zawiasy błonowe wykorzystano cewkę przedstawioną na rysunku Podobnie jak w przypadku modelu 1 oba przebiegi (symulacyjny i eksperymentalny) mają podobny charakter (rys. 4.61). Początkowo przebieg wyznaczony symulacyjnie wykazuje wyższą dynamikę przyrostu temperatur. Najprawdopodobniej wynika to z bezwładności układu cewka indukcyjna wkładka nagrzewana kamera termowizyjna. Maksymalna temperatura zarejestrowana przez kamerę termowizyjną wyniosła 183,2 C dla czasu równego 2,65 s. Po upływie kolejnych 1,85 s, na drodze konwekcji oraz przewodzenia do korpusu, osiągnęła wartość 150,8 C. T [ C] Czas nagrzewania Badania symulacyjne Badania eksperymentalne ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 Rys Przebiegi porównawcze procesu nagrzewania dla szczeliny równej 1 mm model 2 Prostokunt Model 3 - nagrzewanie powierzchni formujących ściany boczne stopy montażowej wypraski Trzeci przypadek dotyczy nagrzewania ścian, które są odpowiedzialne za formowanie stopy montażowej wypraski. Cewka została wykonana w taki sposób, aby tworzyć pętlę zamkniętą dookoła wkładki formującej. W takim przypadku osiąga się najwyższą efektywność procesu nagrzewania indukcyjnego, ponieważ wkładka umieszczona w pętli wzbudnika tworzy rolę rdzenia. W trakcie badań symulacyjnych po czasie 2,5 s osiągano temperaturę bliską 600 C. Aby uniknąć zniszczenia wkładki formującej, w trakcie pierwszego pomiaru czas nagrzewania ograniczono do 0,5 s. Stal odpuszcza się w zakresie temperatur 400 < 550 C, dlatego maksymalną temperaturę pracy w tym przypadku ustalono na wartość 300 C. Drugim kryterium było otrzymanie temperatury zbliżonej do 150 C po czasie 2 s od momentu zakończenia nagrzewania. Δl = 1 mm 1 t [s] a) b) 77

78 T [ C] 550 Czas nagrzewania - eksperyment Czas nagrzewania - symulacja Badania symulacyjne Badania eksperymentalne ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 t [s] Rys Przebiegi porównawcze procesu nagrzewania dla szczeliny równej 1 mm model 3 Prostokunt Δl = 1 mm Założenia zostały spełnione dla czasu nagrzewania równego 0,7 s, osiągając temperaturę maksymalną równą 278 C oraz 178,5 C po upłynięciu 2 s od momentu wyłączenia wzbudnika. Badania eksperymentalne odzwierciedlają zależności uzyskane drogą symulacyjną. Nieznaczne różnice temperaturowe wynikają najprawdopodobniej z nieuwzględnienia w modelu teoretycznym parametrów materiałowych powiązanych z przeprowadzoną wcześniej obróbką cieplną i mechaniczną. Niejednorodność struktur krystalograficznych wynikających z dyslokacji, naprężeń szczątkowych i defektów składu fizyko-chemicznego utrudniają przemieszczanie się ścian domenowych pod wpływem zmian pola magnetycznego. Zjawisk tych nie można wyznaczyć w sposób symulacyjny, a przeprowadzenie ich metodami doświadczalnymi wymaga zastosowania specjalistycznego sprzętu laboratoryjnego. 1 a) b) 78

79 5. OPRACOWANIE KONSTRUKCJI I BUDOWA PROTOTYPÓW FORM WTRYSKOWYCH Spełniając założenia początkowe projektu oraz wymagania określone w punkcie 4.2 opracowano konstrukcję formy wtryskowej nagrzewanej indukcyjnie. Modele 3D oraz rysunki wykonawcze sporządzono w programie PTC Creo Direct. W celu wykorzystania jednego korpusu, dla trzech modeli badawczych wykonano gniazda formujące o takich samych wymiarach gabarytowych: wkład matrycowy o model x 120 x 45 (46,8) mm, o model x 120 x 45 (47,6) mm, o model x 120 x 45 (57,29) mm, wkład stemplowy o model x 145 x 25 mm, o model x 145 x 25 mm, o model x 145 x 25 mm. Na rysunkach 5.1 i 5.2 przedstawiono modele wkładów matrycowego oraz stemplowego dla pierwszego modelu badawczego. W celu odseparowania powierzchni nagrzewanej indukcyjnie 9, w matrycowym wkładzie formującym 1 wykonano dodatkową wkładkę wysuwną 10, którą osadzono na kołku prowadzącym 7 oraz podparto sprężyną typu SI-L Po otwarciu się formy sprężyna spowoduje wysunięcie wkładki na odległość 20 mm ograniczoną zderzakiem kołnierzowym. Umożliwi to bezkolizyjne pozycjonowanie cewki indukcyjnej w pobliżu powierzchni nagrzewanej przy pomocy manipulatora. Ponadto pole magnetyczne generowane przez wzbudnik nie wpłynie na pozostałe powierzchnie formujące Rys Wkład matrycowy dla pierwszego modelu badawczego: 1 korpus wkładu, 2 kanał chłodzący, 3 naroże kodujące, 4 otwór montażowy, 5 otwór tulei wtryskowej, 6 otwór demontażowy, 7 kołek prowadzący, 8 sprężyna, 9 powierzchnia nagrzewana, 10 wkładka wysuwna Wkład wyposażono w dwupoziomowy układ chłodzenia 2 o średnicy kanałów wynoszącej 6 mm obejmujący wkładkę wysuwną 10 oraz tuleję wtryskową umieszczoną w otworze 5. Na podstawie symulacyjnej analizy płynięcia tworzywa rozmieszczono otwory pod wypychacze 16. Montaż wkładu matrycowego i stemplowego w płytach formujących odbywa się przez dokręcenie śrub przez otwory 4 i 20. Aby zabezpieczyć formy przed niewłaściwym montażem wkładów, jedno z ich naroży wykonano w innym kształcie 3 i 21. Demontaż umożliwiają otwory gwintowane 6 i 19. Dodatkowo we wkładzie stemplowym wykonano kanał wlewowy doprowadzający z przewężką 12 79

80 oraz otwór 13 pod tuleję trzymającą wlewek podczas otwarcia formy. W odległości 0,5 mm od gniazda formującego i kanału wlewowego znajduje się kanał odpowietrzający 15 o głębokości 0,5 i szerokości 4 mm. Powierzchnię zamykającą 17 odciążono na wartość 0,2 mm Rys Wkład stemplowy dla pierwszego modelu badawczego: 11 korpus wkładu, 12 kanał wlewowy doprowadzający, 13 otwór pod tuleję trzymającą wlewek, 14 kanał chłodzący, 15 kanał odpowietrzający, 16 otwór pod wypychacz, 17 powierzchnia zamykająca, 18 powierzchnia odciążająca, 19 otwór demontażowy, 20 otwór montażowy, 21 kodowanie wkładu Wkłady formujące dla pozostałych modeli badawczych wykonano w taki sposób aby były one kompatybilne ze sobą. W tym celu zachowano jednakowe pozycje montażu tulei wtryskowej oraz trzymającej wlewek, a także lokalizację wkładki wysuwnej we wkładach matrycowych. 22 Rys Wkład matrycowy dla drugiego modelu badawczego: 22 otwór bazujący Dodatkowo dla drugiego modelu we wkładce wysuwnej wykonano otwory bazujące 22 a we wkładzie stemplowym umieszczono kołki o stożkowym zakończeniu 24. Pozwoli to na odpowiednie spozycjonowanie wkładki podczas zamknięcia formy. Takie rozwiązanie jest konieczne, gdyż wkładki wysuwne zostaną wykonane w dziesiętnej tolerancji ujemnej, bowiem ich wymiary wzrosną w trakcie procesu nagrzewania

81 23 Rys Wkład stemplowy dla drugiego modelu badawczego: 23 kołek bazujący Rys Wkład matrycowy dla trzeciego modelu badawczego Rys Wkład stemplowy dla trzeciego modelu badawczego Korpus (rys. 5.7, 5.8) przystosowano do konwencjonalnego montażu na wtryskarce przy pomocy płyt mocujących 5, 22 oraz pierścieni centrujących 3, 26. Dodatkowo umożliwiono wykorzystanie systemu szybkiego mocowania typu staeubli 1, 25. W celu zachowania izolacji termicznej, formę wtryskową wyposażono w płyty izolacyjne 4, 23, co wprowadziło konieczność implementacji pierścieni dystansowych 2,

82 1 9c 9a b Rys Korpus stemplowy formy wtryskowej nagrzewanej indukcyjnie: 1 pierścień typu staeubli, 2 pierścień dystansowy, 3 pierścień centrujący, 4 płyta izolacyjna, 5 płyta mocująca, 6 płyta oporowa, 7 tuleja prowadząca, 8 słup prowadzący, 9 płyty wypychaczy, 10 tuleja ustalająca, 11 płyta dystansowa, 12 trzpień podporowy, 13 tuleja ustalająco prowadząca, 14 płyta formująca, 15 stopa, 16 zamek prowadzący Rys Korpus matrycowy formy wtryskowej nagrzewanej indukcyjnie: 17 zamek prowadzący, 18 stopa, 19 płyta formująca, 20 słup prowadzący, 21 tuleja wtryskowa, 22 płyta mocująca, 23 płyta izolacyjna, 24 pierścień dystansowy, 25 pierścień typu staeubli, 26 pierścień centrujący 82

83 W korpusie stemplowym płytę formującą 14 osadzono na dwóch listwach dystansowych 11 i wycentrowano tulejami prowadzącymi 13 oraz podparto czterema słupami 12 w obszarze centralnym, żeby zredukować ugięcie powierzchni formowania. Listwy dystansowe oraz płyty montażowe zabazowano na tulejach ustalających 10. W płycie mocującej osadzono cztery sworznie 8, na których pracuje układ wypychania składający się z płyty oporowej 6, płyty wypychaczy 9a-c oraz czterech tulei prowadzących 7. Każdemu modelowi badawczemu przyporządkowano osobną płytę wypychaczy. W korpusie matrycowym płytę formującą 19 oparto bezpośrednio na płycie mocującej i wycentrowano słupami prowadzącymi 20, które zapewniają poprawne zamknięcie formy we współpracy z tulejami prowadzącymi 13. Aby zwiększyć dokładność pozycjonowania płyt formujących, zastosowano zamki górne 16, 17. Ustawiają one i utrzymują płyty w jednej osi i niwelują przemieszczenia wzdłużne [105]. Wybrania pod zamki górne realizowane są w jednym zamocowaniu z obróbką gniazd formujących a) b) Rys Forma wtryskowa z cewką indukcyjną zamontowaną na ramieniu manipulatora: a) forma otwarta, b) forma zamknięta, 1 manipulator, 2 korpus stempla, 3 wkład formujący stemplowy, 4 korpus matrycy, 5 cewka indukcyjna, 6 wkład formujący matrycowy Wszystkie elementy korpusu formy wtryskowej wykonano w technologii frezowania. Wkłady formujące zostały częściowo obrobione frezem, natomiast powierzchnie formujące żebra wyprasek drążono wgłębnie (rys. 5.10b). Otwory pod kołki i wkładki formujące oraz wypychacze wycięto na drążarce drutowej (rys. 5.10a). Powierzchnie zamykania wkładu stemplowego poddano obróbce szlifowania. Powierzchnie odpowiedzialne za formowanie widocznych kształtów wypraski zostały wypiaskowane. Zabieg ten zastosowano w celu uniknięcia widocznych śladów na wyrobach po obróbce mechanicznej. Rysunek złożeniowy formy przedstawiono w załączniku 2. 83

84 a) b) Rys Produkcja wkładu formującego dla trzeciego modelu badawczego wypraski: a) elektrodrążenie drutowe otworów pod wypychacze, b) elektrodrążenie wgłębne powierzchni formujących żebra wypraski b) c) a) Rys Stanowisko do programowania i testowania pracy manipulatora: a) korpus matrycowy z manipulatorem, b) cewka poza obszarem roboczym, c) dojazd cewki w kierunku pionowym, d) dojazd cewki w kierunku poziomym 84 d)

85 Po wykonaniu oraz kontroli jakości części wchodzących w skład budowy formy trafiły one na stanowisko ślusarskie, gdzie rozpoczęto proces montażu. Równolegle prowadzono prace montażowe manipulatora cewki indukcyjnej. Złożone komponenty poddano zabiegom mającym zapewnić pełną kompatybilność z wtryskarką. Dlatego wykonano stanowisko, na którym programowano i sprawdzano ruchy manipulatora (rys. 5.11). Kolejnym krokiem było próbne uruchomienie formy na wtryskarce Demag D35 (rys. 5.11). Pierwsze cykle zamykania i otwierania formy realizowano z dużą ostrożnością. Forma wtryskowa jest bowiem bardzo precyzyjnym narzędziem i wszelkie nieprawidłowości podczas jej wykonania mogą doprowadzić do dużych uszkodzeń podczas zamykania stołu maszyny. Wtryskarka D35 ma możliwość wywierania siły docisku dochodzącej do 35 t. Zanim formę poddano naciskom rzędu kilkunastu ton została ona nagrzana na wskroś do temperatury 60 C. Rozszerzalność temperaturowa jest zjawiskiem, które w sposób znaczący wpływa na rozstaw słupów prowadzących oraz pozycję zamków ustalających umieszczonych na skraju płyt matrycowej i stemplowej. Zmianie ulega również układ powierzchni formujących i zamykających. Po wprowadzeniu nieznacznych korekt w obszarze formowania, wykonano pierwsze wypraski oraz sprawdzono działanie układu nagrzewania indukcyjnego. Manipulator oraz generator indukcyjny podłączono do układu sterowania wtryskarki, co pozwoliło na automatyzację procesu wtrysku w trakcie realizacji dalszych badań. Parametry prądowe wzbudnika ustawiano bezpośrednio na pulpicie sterowniczym generatora. a) b) Rys Próby rozruchowe: a) otwarta forma wtryskowa z wycofanym wzbudnikiem, b) forma wtryskowa podczas regulacji Próby rozruchowe oraz docieranie formy wykonano dla wszystkich trzech wariantów formujących. Po ich zakończeniu forma została rozłożona i kompleksowo sprawdzona pod względem potencjalnych uszkodzeń. Po złożeniu poddano ją próbom technologicznym. 85

86 6. BADANIA DOŚWIADCZALNE 6.1. Opracowanie metodyki i programu badań Przed rozpoczęciem badań eksperymentalnych zaplanowano ich przebieg i określono parametry robocze. Już na etapie konstrukcji formy ustalono, że próby przeprowadzone zostaną na wtryskarce Demag D35 o średnicy ślimaka wynoszącej 25 mm. Parametry maszyny przedstawiono w tabeli 6.1. Tabela 6.1 Konfiguracja maszyny wykorzystanej podczas prób technologicznych Parametr Jednostka Wartość Siła zamknięcia t 35 Otwarcie formy mm 350 Odległość między kolumnami mm 280 / 280 Wysokość formy min/max mm 180 / Wymiary płyt mm 450 x 460 Średnica ślimaka mm 25 Objętość wtrysku max. cm 3 54 Masa wtrysku max. g 48 Ciśnienie wtrysku max. bar 1596 Poniżej przedstawiono zestawienie badań realizowanych z wykorzystaniem nowej formy. Wykonanie prób technologicznych nowych form dla konwencjonalnej technologii wtryskiwania oraz z wykorzystaniem nagrzewania indukcyjnego powierzchni formujących: dobór parametrów technologicznych procesu, dobór czasów trwania poszczególnych faz cyklu wtryskiwania, określenie sumarycznego czasu cyklu, wstępna ocena jakości powierzchni (chropowatość powierzchni, ślady linii płynięcia, zapadnięcia i wciągi), określenie dokładności wymiarowych i skurczu technologicznego, porównanie uzyskanych rezultatów próbnych testów z wynikami symulacji komputerowych procesu, analiza wykonanych prób technologicznych i wytypowanie parametrów procesu wtryskiwania do dalszych badań procesów napełniania nowych form i badania możliwych do uzyskania wydajności z uwzględnieniem kryterium jakości wykonywanych wyprasek. Wypełnianie nowych form, badania wydajności i jakości procesu Po próbach technologicznych należy wykonać badania pod kątem maksymalnej wydajności procesu wtrysku przy równoczesnym zachowaniu jakości produktów na wymaganym poziomie. W ramach pracy przeprowadzona zostanie optymalizacja parametrów technologicznych procesu wtryskiwania oraz analiza wydajności procesu w funkcji ich zmiany. Wykonane wypraski poddane zostaną analizie jakościowej (linie płynięcia, zapadnięcia, wciągi, zamykanie powietrza, chropowatość powierzchni, dokładność wymiarowa). Optymalizacja parametrów technologicznych procesu wtryskiwania wytypowanych z pierwszych prób technologicznych: dobór szybkości wtrysku, 86

87 dobór ciśnień wtrysku i docisku, dobór profili wtryskiwania i docisku, dobór temperatur gniazd formujących. Analiza wydajności procesu w funkcji zmiennych parametrów wtryskiwania: zestawienie uzyskanych wydajności w ramach prób technologicznych w funkcji zmiennych parametrów wtryskiwania, wykonanie symulacji komputerowych dla kilku zmiennych nastaw parametrów stosowanych w trakcie prób technologicznych, porównanie uzyskanych rezultatów prób technologicznych z wynikami symulacji komputerowych procesów wtryskiwania przy zmiennych parametrach procesu. Analiza jakości procesu wtryskiwania jak i otrzymywanych wyprasek: ocena jakości powierzchni: linie płynięcia, zapadnięcia, wciągi, zamykanie powietrza, efekt diesla, określenie dokładności wymiarowych i skurczu technologicznego. Ocena poprawności konstrukcji nowej formy wtryskowej Proces budowy form wtryskowych najczęściej nie kończy się w momencie wykonania prób technologicznych. Jedynie w nielicznych przypadkach po próbach technologicznych forma dopuszczona jest do produkcji bez konieczności wprowadzenia zmian. W pierwszej kolejności ocenie podlegać będzie gniazdo formujące. Sprawdzone zostaną wszystkie tolerowane wymiary wypraski, a w przypadku wykrycia nieprawidłowości skorygowany kształt wkładu formującego. Następnie wypraski poddane będą ocenie pod kątem wykrytych wad (zamykanie powietrza, linie płynięcia, srebrzenie powierzchni, przypalenia, graty i inne) w aspekcie konstrukcji formy. Ostatecznie, po ustabilizowaniu procesu i wprowadzeniu optymalnego profilu wtrysku ocenie poddane zostaną czasy cyklu, które decydują o wydajności formy i są podstawowym parametrem podczas planowania produkcji, stanów magazynowych, czasów przeglądu, czyszczenia i remontów formy Wykonanie prób technologicznych procesu wtryskiwania z wykorzystaniem nowych form wtryskowych Próby technologiczne wykonywane są w celu oceny pracy poszczególnych podzespołów formy. Technolog procesu oraz konstruktor skupiają się na działaniu układu formowania, chłodzenia, wypychania oraz innych obszarach formy. Pobieżnej ocenie podlegają również wypraski. Wyroby sprawdza się pod kątem występowania widocznych wad wynikających z niewłaściwej konstrukcji lub budowy formy. W ramach pracy autor pod nadzorem technologa procesu wtryskiwania przeprowadził próby technologiczne metodą klasyczną oraz przy udziale systemu nagrzewania indukcyjnego dla trzech opracowanych wyprasek badawczych. W pierwszym etapie prób dobrano parametry technologiczne procesu wtrysku. Konieczne było ustalenie temperatury tworzywa w poszczególnych strefach ślimaka 87

88 oraz dyszy wtryskarki, a także dobranie temperatur stempla, matrycy oraz zasypu tworzywa (rys. 6.1, tabela ) T z T s T m T d T 4 T 3 T 2 T 1 3 Rys Temperatury występujące w klasycznym procesie wtrysku: T s stempla, T m matrycy, T d dyszy, T 1 strefy pierwszej ślimaka, T 2 strefy drugiej ślimaka, T 3 strefy trzeciej ślimaka, T 4 strefy czwartej ślimaka, T z zasypu, 1 stempel, 2 matryca, 3 dysza wtryskarki, 4 cylinder, 5 ślimak, 6 grzałka, 7 lej zasypowy Tworzywo w formie granulatu o odpowiedniej temperaturze oraz wilgotności dostarczane jest do leja zasypowego 7. Obracający się ślimak 5 wtryskarki wciąga granulat do cylindra 4 i pod wpływem wysokiej temperatury pochodzącej od grzałek 6 oraz ruchu obrotowego tworzy z niego zhomogenizowany stop tworzywa. Ruch obrotowy ślimaka powoduje przemieszczanie się tworzywa w kierunku przestrzeni między czołem ślimaka a dyszą 3. Po drodze stop jest podgrzewany w kolejnych strefach grzejnych. Zbyt wysoka temperatura oraz zbyt długi czas przebywania tworzywa w cylindrze może powodować jego degradację. Zjawiskiem niedogrzania stopu są natomiast widoczne wady na wypraskach oraz problemy z ich dotryśnięciem. Gdy odpowiednia dawka stopu znajdzie się przed czołem ślimaka, wykonuje on dynamiczny ruch wzdłużny w kierunku dyszy, wtryskując go do kanału wlewowego i gniazd formujących. Szybkość i drogę przesuwu ślimaka ustala technolog w postaci, tzw. profilu wtrysku. Dalsze zjawiska zachodzące w formie zostały opisane w punkcie 2.1 niniejszej pracy. Oprócz temperatur dla każdego modelu badawczego dobrano również ciśnienia wtrysku i docisku oraz czasy wtrysku, dozowania i chłodzenia. Należy podkreślić, że wszystkie parametry są ze sobą ściśle powiązane i nie mogą być dobierane indywidualnie. Model 1 (tabela 6.2) Siłę docisku formy wtryskowej ustalono na wartość maksymalną dla wykorzystywanej maszyny równą 350 kn. Zbyt niska siła docisku stempla do matrycy może spowodować pojawienie się gratów na obwodzie wypraski. Z kolei jej nadmierna wartość najczęściej sprawia problemy związane z niewystarczającym odpowietrzeniem gniazda. Gniazdo formujące dla pierwszego modelu zostało poprawnie odpowietrzone poprzez zastosowanie 20 wypychaczy oraz 6 kołków formujących. Każda szczelina między wypychaczem lub kołkiem a otworem pozwala na wydostanie się powietrza z formy, lecz jest zbyt wąska dla wycieku tworzywa. Dodatkowo, na obwodzie krawędzi zamykającej, poprowadzony został kanał odpowietrzający. Ciśnienie wtrysku i docisku tworzywa wynika bezpośrednio z zadanych temperatur w poszczególnych strefach ślimaka i dyszy. Wyższa temperatura stopu oznacza niższą lepkość, która z kolei wpływa na redukcję ciśnienia. Analizowana wypraska charakteryzuje się niską masą (niespełna 1 g), co powoduje, że przy średnicy ślimaka wynoszącej 22 mm tworzywo zbyt długo przebywa w cylindrze wtryskarki i narażone jest na degradację temperaturową. Był to główny powód ograniczenia temperatury tworzywa w trakcie realizacji procesu badawczego. Nagrzanie wkładki wysuwnej do temperatury 150 C pozwoliło na ograniczenie ciśnienia wtrysku z 940 do 780 MPa. 88

89 Tabela 6.2 Protokół danych procesu technologicznego dla pierwszego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 1 Nr. Formy: Politechnika P. Nr. części: L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 GN Maszyna / średnica ślimaka : DEMAG 35/7 22mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 0,98 g Waga wlewka : 2,35 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) 9 9 Punkt przełączenia (cm 3 ) 5 5 Poduszka resztkowa (cm 3 ) 4,8 4,8 Dekompresja (cm 3 ) 2,0 2,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 14,0 14,5 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,59 0,58 Czas docisku (s) 1,0 1,0 Czas dozowania (s) 1,0 1,0 Czas chłodzenia (s) 3,0 3,0 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) 9,6 15,6 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Nie dotyczy Strefa 1 Strefa 4 Rozdzielacz Strefa 2 Strefa 5 Rozdzielacz Strefa 3 Strefa 6 UWAGI: Trzymanie wlewka po stronie matrycowej należy poprawić kształt zabieraka wlewka Zakleszczenie wkładki nagrzewanej w matrycy po użyciu systemu indukcyjnego * WPK wartość parametru konwencjonalnie, * WPI wartość parametru indukcyjnie, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 89

90 Tabela 6.3 Protokół danych procesu technologicznego dla drugiego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 2 Nr. Formy: Politechnika P. Nr. części: - L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 BK + 30% PRZEMIAŁU Maszyna / średnica ślimaka : D-35/14 22 mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 2,4 g Waga wlewka : 2,35 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) 8 8 Punkt przełączenia (cm 3 ) 3,5 3,5 Poduszka resztkowa (cm 3 ) 3,1 3,1 Dekompresja (cm 3 ) 3,0 3,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 18,0 18,0 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,66 0,67 Czas docisku (s) 1,0 1,0 Czas dozowania (s) 2,2 2,2 Czas chłodzenia (s) 5,0 5,0 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) - 12,5 18,5 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Strefa 1 Strefa 4 Rozdzielacz Strefa 2 Strefa 5 Rozdzielacz Strefa 3 Strefa 6 UWAGI: Grat na zamknięciu powierzchni formowania zawiasów Zwiększona temperatura obu połówek formy do 80 C problem dolania komory za zawiasami * WPK wartość parametru konwencjonalnie, * WPI wartość parametru indukcyjnie, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 90

91 Tabela 6.4 Protokół danych procesu technologicznego dla trzeciego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 3 Nr. Formy: Politechnika Nr. części: L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 GN Maszyna / średnica ślimaka : DEMAG 35/14 22mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 15,85 g Waga wlewka : 2,1 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) 21,0 21,0 Punkt przełączenia (cm 3 ) 6,0 6,5 Poduszka resztkowa (cm 3 ) 2,6 3,0 Dekompresja (cm 3 ) 2,0 2,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 30,0 30,0 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,62 0,63 Czas docisku (s) 1,5 1,5 Czas dozowania (s) 5,8 5,8 Czas chłodzenia (s) 5,8 6,1 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) 15,1 20,6 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Strefa 3 Strefa 8 Rozdzielacz Strefa 4 Strefa 9 Rozdzielacz Strefa 5 Strefa 10 UWAGI: Redukcja siły docisku dla lepszego odpowietrzenia gniazda Zwiększenie temperatury w cylindrze ślimaka oraz ciśnienia wtrysku ze względu na linię łączenia na stopie montażowej Redukcja temperatury formy w celu eliminacji gratu * WP wartość parametru, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 91

92 Model 2 (tabela 6.3) Ze względu na konieczność wypełnienia trzech komór połączonych elastycznymi zawiasami błonowymi o grubości 0,25, długości 2 i szerokości 4 mm temperaturę formy ustawiono na wartość 80 C. Ciśnienie wtrysku ograniczono do wartości 1200 MPa, natomiast jego rzeczywista wartość oscylowała wokół 1190 MPa. Drobne problemy z odpowietrzeniem formy spowodowały potrzebę ograniczenia siły docisku formy do 300 kn. Zwiększenie temperatury powierzchni formujących zawiasy pozwoliło na nieznaczną redukcję ciśnienia wtrysku do wartości 1130 MPa. Ryzyko wystąpienia gratu na krawędziach zamknięcia formy wywołane przez ograniczenie siły docisku stempla spowodowało, że nie zdecydowano się na zwiększenie temperatury stopu. Model 3 (tabela 6.4) Trzeci model stanowi największa z badanych wyprasek. Minimalna grubość wyrobu to 1 mm. Jak wskazują wyniki symulacji oraz doświadczenie praktyczne, mimo bliskiego sąsiedztwa punktu wtrysku stopa montażowa wypełniana była w końcowym etapie procesu. Z tej przyczyny ciśnienie wtrysku ustawiono na wartość 1230 MPa. Zbyt niskie ciśnienie uniemożliwiłoby dolanie stopy. Warunkiem koniecznym było również podwyższenie temperatury stopu do 280 C. Zastosowanie nagrzewania indukcyjnego przyczyniło się do redukcji ciśnienia o 180 MPa. Temperaturę ściany formującej stopę nagrzano do 200 C, co umożliwiło zmianę punktu przełączenia oraz poduszki resztkowej (tabela 6.3). Próby technologiczne od momentu uruchomienia maszyny do wykonania ostatniej wypraski trwały po 2 godziny dla każdego wariantu formującego. W trakcie realizacji procesu klasycznego oraz z wykorzystaniem nagrzewania indukcyjnego przede wszystkim sprawdzano przebieg procesu. Zwracano uwagę na pracę formy, natomiast jakość wyprasek oceniana była pobieżnie. Dla wszystkich trzech przypadków wyraźnie zauważalne jest wydłużenie czasu cyklu spowodowane ruchem manipulatora (2 s) i czasem nagrzewania (2,5 / 1 s). Parametry wpisane w kartach technologicznych stanowiły wartości wyjściowe przy dalszych badaniach wypełniania formy Ocena wydajności pracy formy i jakości wytwarzanych przy ich użyciu wyrobów Po realizacji prób technologicznych przeprowadzono test 8-godzinny formy dla każdego z trzech wariantów badawczych. W ramach testu przeanalizowano przede wszystkim stabilność pracy formy oceniono parametry jakościowe i wymiarowe produkowanych wyprasek (rys. 6.2). a) b) Rys Badania wydajności pracy formy i jakości wytwarzanych przy ich użyciu wyrobów: a) proces nagrzewania z symultanicznym wypchnięciem wypraski, b) grupa wyprasek i wlewków pobrana do oceny jakościowej i wymiarowej w trakcie realizacji testu 8-godzinnego 92

93 W godzinnych odstępach pobierano grupę 25 wyprasek, które w dalszej kolejności mierzono na maszynie współrzędnościowej. W przypadku modelu drugiego i trzeciego, gdzie ważnym parametrem wyrobu jest odporność na odkształcenia plastyczne, wypraski poddano testom mechanicznym. Dla celów porównawczych produkcję zrealizowano w technologii klasycznej oraz z wykorzystaniem nagrzewania indukcyjnego. Model 1 Proces wtrysku wykonywany w technologii klasycznej (ze stałą temperaturą formy) nie pozwolił na wytworzenie poprawnej wypraski (rys. 6.3a). Grubość ścianki w centralnym obszarze wypraski wynosząca 0,4 mm, okazała się zbyt mała. Dla parametrów przedstawionych w tabeli 6.2 uzyskano duże niedolewy. Przed zakrzepnięciem czoła płynącego tworzywa na powierzchni wypraski widoczne są smugi, które powstają w wyniku termicznego uszkodzenia stopu tworzywa objawiającego się rozpadem łańcucha molekularnego, powodując lokalne srebrzyste przebarwienia. Wnioskować można, że w tym przypadku zjawisko to spowodowane jest dużym wskaźnikiem ścinania będącego efektem płynięcia tworzywa przez wąski przekrój wnęki formującej (grubość ścianki = 0,4 mm). Obok smug na wypraskach zaobserwowano również połysk. Przyczyną nierównomiernego połysku jest różne odwzorowanie ścian formy wtryskowej przez stop. W praktyce może być to wywołane przez różne warunki schładzania lub różnice skurczu. W opinii autora, połysk widoczny na badanych wypraskach to efekt rozciągnięcia schłodzonych obszarów materiału. Lokalizacja powstałych wad oraz zatrzymanie płynącej strugi tworzywa odpowiada wynikom przeprowadzonych symulacji. Zastosowanie nagrzewania indukcyjnego w centralnym obszarze formowania wypraski pozwoliło na wyeliminowanie wad. Przy zachowaniu parametrów określonych podczas prób technologicznych wyprodukowano grupę 200 wyrobów o stałych właściwościach wymiarowych i estetycznych. Wypraski charakteryzują się jednorodną matową strukturą oraz połyskiem na powierzchni nagrzewanej (rys. 6.3b). a) b) Rys Wypraski wykonane w ramach testu 8-godzinnego: a) proces konwencjonalny, b) proces wspomagany lokalnym nagrzewaniem indukcyjnym 93

94 Model 2 W przypadku realizacji produkcji dla drugiego modelu badawczego efekty zastosowania technologii nagrzewania indukcyjnego były równie widoczne jak dla przypadku pierwszego (rys. 6.4). a) b) Rys Wypraski wykonane w ramach testu 8-godzinnego: a) proces konwencjonalny, b) proces wspomagany lokalnym nagrzewaniem indukcyjnym Zgodnie z założeniami, podwyższenie temperatury powierzchni formujących zawiasy elastyczne wypraski pozwoliło na wyeliminowanie wad powstających podczas realizacji procesu izotermicznego. Przepływ tworzywa przez zredukowany przekrój poprzeczny spowodował degradację łańcuchów polimerowych, co objawiło się w formie połysku i smug na wyprasce w miejscu tuż za zawiasami. Stopień degradacji zintensyfikowany został poprzez zastosowanie tworzywa zawierającego 30 % regranulatu. W trakcie testu mechanicznego, który odpowiadał procesowi montażu, jedynie 27 % wyprasek wykonanych w technologii klasycznej nie uległo pęknięciu na zawiasach błonowych. Ten sam test przeprowadzony dla wyrobów wykonanych przy użyciu nagrzewania indukcyjnego pozytywnie przeszło 98 % wyprasek. Na wypraskach wykonanych w technologii nagrzewania indukcyjnego po kilku cyklach pojawiły się przebarwienia i plamy (rys. 6.4b). Wyższa temperatura wkładki wysuwnej spowodowała spadek lepkości i wyciek smaru umieszczonego na jej ścianach. W dalszym etapie problem ten wyeliminowano poprzez zastosowanie powłok przeciwzużyciowych typu Balinit A (TiN) na wkładce wysuwnej i wkładzie formującym. Model 3 Dla trzeciej grupy wyprasek uzyskano najwyższą efektywność procesu nagrzewania indukcyjnego, co pozwoliło na ograniczenie czasu nagrzewania do 1 s. Temperaturę ścian bocznych odpowiedzialnych za formowanie stopy montażowej wyrobu podniesiono do wartości 200 C (tabela 6.4). Podczas prób technologicznych oraz testu 8-godzinnego na wypraskach nie zauważono widocznych wad, mimo iż badania symulacyjne wskazywały na występowanie widocznych linii łączenia w obszarze formowania stopy. Wypraski wykonane w obu technologiach poddano testom montażowym polegającym na wpinaniu i wypinaniu wyrobu z szyny DIN. Proces ten powtórzono 3-krotnie dla każdego wyrobu. Wyniki przedstawiono w tabeli

95 a) b) Rys Wypraski wykonane w ramach testu 8-godzinnego w trakcie demontażu z szyny DIN: a) pękanie stopy, b) wyrób prawidłowy Tabela 6.5 Test montażu dla trzeciego modelu wypraski badawczej Technologia wtryskiwania Próba [szt.] Montaż 1 l. wad[szt.] Montaż 2 l. wad [szt.] Montaż 3 l. wad [szt.] Suma wadliwych wyprasek [szt.] Klasyczna Indukcyjna Nagrzewanie indukcyjne wpłynęło na poprawę właściwości wytrzymałościowych wyrobów mimo braku widocznych różnic estetycznych między dwiema grupami wyprasek. Wyniki testu montażu pokazały, że liczba braków zmalała ponad dwukrotnie w stosunku do procesu izotermicznego. Uzyskana wartość wskaźnika brakowości wyniosła 14 %, co w opinii autora jest parametrem zbyt wysokim i wymaga wprowadzenia dodatkowych korekt w procesie produkcyjnym lub konstrukcji formy wtryskowej Optymalizacja parametrów procesu wtryskiwania dla nowych form wtryskowych i badania weryfikacyjne Celem optymalizacji parametrów procesu wtryskiwania było ograniczenie czasu cyklu przy zachowaniu lub poprawie jakości produkowanych wyprasek. Dotychczas proces nagrzewania indukcyjnego powodował wydłużenie czasu cyklu o 5 s, co dla pierwszego modelu badawczego stanowiło przyrost o ponad 60 % w stosunku do technologii konwencjonalnej. Na sumaryczne wydłużenie czasu cyklu wpłynęło (rys. 6.6): wprowadzenie manipulatora: 2 s, nagrzewanie: 2,5 / 1 s, wycofanie manipulatora: 1,5 s. Wtryskiwanie konwencjonalne (izotermiczne): A 3 B 0,6 C 2 D 6 E 2 F 2 [s] Wtryskiwanie indukcyjne: X 2,5 Y 2,5/1 Z 1,5 A 3 B 0,6 Rys Czasy w procesie wtryskiwania: A zamknięcie formy, B wtrysk, C docisk, D chłodzenie, E otwarcie formy, F wypychanie, X wprowadzenie cewki, Y nagrzewanie, Z wycofanie cewki C 2 D 6 E 2 F 2 [s] 95 Wtryskiwanie konwencjonalne (izotermiczne): A 3 B 0,6 C 2 D 6 E 2 F 2 [s]

96 Wtryskiwanie konwencjonalne (izotermiczne): 3 0, [s] Wtryskiwanie indukcyjne: X 2,5 Y 2,5/1 Z 1,5 A 3 B 0,6 C 2 D 6 E 2 F 2 [s] Proces ten został usprawniony poprzez symultaniczne sterowanie manipulatorem i stołem wtryskarki (rys. 6.7), co pozwoliło na zredukowanie czasu potrzebnego do nagrzewania indukcyjnego z 6 do 3 s. Wtryskiwanie konwencjonalne (izotermiczne): A 3 B 0,6 C 2 D 6 E 2 F 2 [s] Wtryskiwanie indukcyjne: A 3 B 0,6 C 2 D 6 E 2 F 2 Rys Czasy w procesie wtryskiwania: A zamknięcie formy, B wtrysk, C docisk, D chłodzenie, E otwarcie formy, F wypychanie, X wprowadzenie cewki, Y nagrzewanie, Z wycofanie cewki Cewka wprowadzana jest do obszaru roboczego w trakcie wycofywania stempla, natomiast proces nagrzewania rozpoczyna się jeszcze w momencie, gdy wypraska znajduje się we wkładzie stemplowym. Stempel musi znaleźć się odpowiednio daleko, tak aby wypchnięta wypraska nie zetknęła się z cewką indukcyjną. Pozostałe parametry procesu przedstawiono w tabelach X 2,5 Y 2,5/1 Z 1,5 [s] 96

97 Tabela 6.6 Protokół danych procesu technologicznego dla pierwszego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 1 Nr. Formy: Politechnika P. Nr. części: L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 GN Maszyna / średnica ślimaka : DEMAG 35/7 22mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 0,98 g Waga wlewka : 2,35 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) Punkt przełączenia (cm 3 ) Poduszka resztkowa (cm 3 ) 4,8 4,8 4,8 Dekompresja (cm 3 ) 2,0 2,0 2,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 14,0 14,5 16 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,59 0,58 0,55 Czas docisku (s) 1,0 1,0 1,0 Czas dozowania (s) 1,0 1,0 1,0 Czas chłodzenia (s) 3,0 3,0 3,5 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) 9,6 15,6 13,1 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Nie dotyczy Strefa 1 Strefa 4 Rozdzielacz Strefa 2 Strefa 5 Rozdzielacz Strefa 3 Strefa 6 UWAGI: * WPK wartość parametru konwencjonalnie, * WPI wartość parametru indukcyjnie, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 97

98 Tabela 6.7 Protokół danych procesu technologicznego dla drugiego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 2 Nr. Formy: Politechnika P. Nr. części: - L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 BK + 30% PRZEMIAŁU Maszyna / średnica ślimaka : D-35/7 22 mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 2,4 g Waga wlewka : 2,35 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) Punkt przełączenia (cm 3 ) 3,5 3,5 3,4 Poduszka resztkowa (cm 3 ) 3,1 3,1 3,1 Dekompresja (cm 3 ) 3,0 3,0 3,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 18,0 18,0 20,0 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,66 0,67 0,65 Czas docisku (s) 1,0 1,0 1,0 Czas dozowania (s) 2,2 2,2 2,2 Czas chłodzenia (s) 5,0 5,0 5,0 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) - 12,5 18,5-15,5 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Strefa 1 Strefa 4 Rozdzielacz Strefa 2 Strefa 5 Rozdzielacz Strefa 3 Strefa 6 UWAGI: * WPK wartość parametru konwencjonalnie, * WPI wartość parametru indukcyjnie, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 98

99 Tabela 6.8 Protokół danych procesu technologicznego dla trzeciego modelu badawczego wypraski Protokół danych procesu FS E Rewizja Nazwa wyrobu : Model 3 Nr. Formy: Politechnika Nr. części: L. gniazd: 1 Techniczne oznacz. Tworzywa : PA 6.6 V-0 Wilgotność: Nazwa handlowa tworzywa: FRIANYL V-0 GN Maszyna / średnica ślimaka : DEMAG 35/7 22mm Waga sztuki ( 1 wtrysk): 15,85 g Waga wlewka : 2,1 g Parametry Wartość nastawcza Wartość po optymalizacji WPK* WPI* DGT* GGT* WPK* WPI* DGT* GGT* Temperatura zasypu ( C) Temperatura strefa 1 ( C) Temperatura strefa 2 ( C) Temperatura strefa 3 ( C) Temperatura strefa 4 ( C) Temperatura dyszy ( C) Temp. Formy Matryca 1 ( C) Temp. Formy Matryca 2 ( C) Temp. Formy - Stempel 1 ( C) Temp. Formy Stempel 2 ( C) Stop dozowania (cm 3 ) 21,0 21,0 21,0 Punkt przełączenia (cm 3 ) 6,0 6,5 5,5 Poduszka resztkowa (cm 3 ) 2,6 3,0 3,0 Dekompresja (cm 3 ) 2,0 2,0 2,0 Przeciwciśnienie (bar) Prędkość wtrysku (cm 3 /s) 30,0 30,0 32,0 Wagowy punkt przełączenia Ciśnienie wtrysku (bar) Ciśnienie docisku (bar) Siła zwarcia formy (kn) Czas wtrysku (s) 0,62 0,63 0,62 Czas docisku (s) 1,5 1,5 2,0 Czas dozowania (s) 5,8 5,8 6,0 Czas chłodzenia (s) 5,8 6,1 6,0 Temp wypraski przy wyjściu z formy ( C) Czas cyklu (s) 15,1 20,6 18,1 Temperatura układu gorąco-kanałowego: Tuleja wlotowa Strefa 3 Strefa 8 Rozdzielacz Strefa 4 Strefa 9 Rozdzielacz Strefa 5 Strefa 10 UWAGI: * WP wartość parametru, DGT dolna granica tolerancji, GGT górna granica tolerancji Mrozek 0954 Data/ Podpis Konstruktor Data/ Podpis Technolog 99