Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch … · einer vollständig in das Spritzgießwerkzeug integrierten induktiven Temperierung und die Erarbeitung von Auslegungshilfen für

Veröffentlichungen am IKFF

Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durchvollständig integrierte induktive Beheizung

W. Schinköthe, M. Zülch (IKFF)

Abschlußbericht des

DFG-Forschungsvorhaben

SCHI 457/9

August 2009

© 2009 Institut für Konstruktion und Fertigung in der Feinwerktechnik

Universität Stuttgart Pfaffenwaldring 9Institut für Konstruktion und Fertigung in der Feinwerktechnik 70550 Stuttgart

Zusammenfassung zum Forschungsvorhaben

„Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch vollständig in-tegrierte induktive Beheizung“

Üblicherweise wird beim Kunststoffspritzguss unter Temperierung eine Kühlung ver-standen, um die Wärmeenergie der Schmelze abzuführen. Neue Anwendungen er-fordern eine variotherme Temperaturführung. Das Werkzeug wird vor dem Einsprit-zen aufgeheizt und danach wieder abgekühlt. Diese variotherme Temperierung kann durch eine induktive Werkzeugtemperierung realisiert werden. Dabei wird die Wärme durch Wirbelströme direkt im Metall erzeugt. Gegenüber Konvektion und Wärmelei-tung ist die übertragbare Wärmestromdichte um ein Vielfaches höher.

Ziel dieses Forschungsvorhabens war deshalb die Untersuchung und Realisierung einer vollständig in das Spritzgießwerkzeug integrierten induktiven Temperierung und die Erarbeitung von Auslegungshilfen für den integrierten Aufbau des Temperiersys-tems. Dazu wurden verschiedene Varianten eines vollständig integrierten induktiven Werkzeugheizsystems simuliert, aufgebaut und untersucht. Das verwendete Ausle-gungsprinzip einer prognostizierenden FEM-Simulation erwies sich hierbei als ein geeignetes Mittel, das Verhalten des induktiven Systems im Prozess vorherzusagen und zu optimieren.

Die Realisierung eines prozesssicheren Systems erwies sich insbesondere durch die Integration vieler, sich gegenseitig beeinträchtigender Funktionsträger als aufwendig und problematisch. Insbesondere ergaben sich Herausforderungen bezüglich Ab-dichtung des Systems, Materialauswahl (widersprüchliche Forderungen nach Korro-sionsbeständigkeit und Konzentration des Magnetfeldes) und elektrischer Isolation.

Mit Hilfe eines innen gekühlten integrierten Induktors konnte letztlich ein System rea-lisiert werden, dass den Anforderungen der Massenfertigung gerecht wird. Es be-steht aus einem mäanderförmigen Induktor aus rechteckigen Rohrabschnitten. Die Kühlung des Induktors erfolgt durch im Rohrquerschnitt fließendes Kühlwasser und ist somit systematisch von der Formplatte getrennt. Der Induktor selbst wird in einem Kanal in definiertem Abstand von der Formplatte isoliert geführt.

Das Potential der vollständig integrierten induktiven Temperierung konnte damit nachgewiesen werden. Selbst Fließweglängen von über 900 mm bei einem Fließ-wegquerschnitt von 1 mm x 3 mm wurden prozesssicher realisiert. Die realisierten Heiz- und Prozesszeiten sind zwar systembedingt höher als bei vergleichbaren ex-ternen induktiven Systemen, können jedoch gegenüber den in der Industrie etablier-ten variothermen Systemen wie dem Ölvariotherm-Verfahren stark reduziert werden.

Im Rahmen dieses Projektes konnte somit sowohl die Realisierbarkeit als auch eine wirtschaftliche Nutzung einer vollständig integrierten induktiven Erwärmung nachge-wiesen werden. Die Ergebnisse werden in einer Dissertation zusammengefasst und veröffentlicht.

INSTITUT FÜR KONSTRUKTION UND FERTIGUNG IN DER FEINWERKTECHNIK

Universität Stuttgart Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Schinköthe

Forschungsvorhaben

Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch vollständig integrierte induktive Beheizung

Prof. Dr.-Ing. W. Schinköthe, IKFF, Stuttgart

Dipl.-Ing. Michael Zülch, IKFF, Stuttgart

SCHI 457/9

Abschlußbericht

August 09

1 Allgemeine Angaben 1

Inhaltsverzeichnis

1 Allgemeine Angaben ..........................................................................................3

1.1 DFG-Geschäftszeichen.................................................................................3

1.2 Antragsteller ..................................................................................................3

1.3 Institut............................................................................................................3

1.4 Thema des Projekts ......................................................................................3

1.5 Gesamte Förderungsdauer und Berichtszeitraum ........................................3

1.6 Liste der Publikationen aus dem Projekt .......................................................3

2 Arbeits- und Ergebnisbericht ............................................................................5

2.1 Ausgangsfragen und Zielsetzung des Projektes ...........................................5

2.2 Zusammenfassung des Standes der Technik...............................................5

2.2.1 Variotherm-Verfahren ............................................................................6

2.2.2 Induktive Temperierung im Kunststoffspritzguss ...................................8

2.2.3 Potential einer vollständig integrierten induktiven Zusatztemperierung .9

2.3 Arbeitsprogramm des Gesamtprojektes......................................................11

2.4 Konzeption eines vollständig integrierten Werkzeugheizsystems ...............12

2.4.1 Analyse und Optimierung des induktiven Werkzeugheizsystems ........12

2.4.1.1 Simulationssystem........................................................................13

2.4.1.2 Datenbasis ....................................................................................14

2.4.1.3 Modellierungstechniken ................................................................16

2.4.1.4 Simulation .....................................................................................17

2.4.1.5 Auslegungsalgorithmus.................................................................18

2.4.2 Untersuchte Varianten integrierter Induktoren .....................................19

2.4.3 Ergebnisse der Simulation ...................................................................22

2.5 Praktische Umsetzung der Werkzeugheizsysteme .....................................23

2.5.1 Spritzgussmaschine und Werkzeuggrundmaße ..................................23

2.5.2 Auswahl eines geeigneten Induktionsgenerator...................................24

2.5.3 Mess- und Steuerungssystem..............................................................27

2.6 Feinentwurf, Konstruktion und Fertigung der Varianten..............................27

2.6.1 Werkzeugvariante 1: Leiterförmiger Induktor .......................................28

2.6.2 Werkzeugvariante 2: Spulenförmiger Induktor.....................................29

2.6.3 Werkzeugvariante 3: Mäanderförmiger Induktor mit Aussenkühlung...31

2.6.4 Werkzeugvariante 4: Mäanderförmiger Induktor mit Innenkühlung .....33

2.7 Integration des Systems in die Prozessumgebung .....................................33

2.7.1 Elektrisch-mechanische Integration .....................................................33

2.7.1.1 Gekühlte elektrische Zuleitungen..................................................34

2.7.2 Realisierung einer schnellen Zusatzkühlung........................................35

2.7.2.1 Ausblasbares Temperiergerät.......................................................35

2.7.3 Steuerungstechnische Integration........................................................36

2.7.4 Sicherheitstechnische Aspekte ............................................................37

2.8 Zentrale Herausforderungen der Realisierung ............................................38

2.8.1 Werkzeugstahl .....................................................................................38

2 1 Allgemeine Angaben

2.8.2 Wärmeübergänge ................................................................................39

2.8.3 Elektrische Isolation .............................................................................39

2.8.4 Abdichtung ...........................................................................................40

2.9 Beurteilung der einzelnen Varianten ...........................................................41

2.9.1 Prozessuntersuchung Werkzeugvariante 4 .........................................41

2.10 Verifikation des Auslegungsprozesses........................................................41

2.11 Prozesstechnische Untersuchung des Systems .........................................42

3 Zusammenfassung...........................................................................................45

4 Literaturangaben (Auswahl) ............................................................................46

1 Allgemeine Angaben 3

1 Allgemeine Angaben

1.1 DFG-Geschäftszeichen

SCHI 457/9

1.2 Antragsteller

Wolfgang Schinköthe, Prof. Dr.-Ing.

Professor C4, Institutsleiter

1.3 Institut

Institut für Konstruktion und Fertigung in der Feinwerktechnik (IKFF)

der Universität Stuttgart

Pfaffenwaldring 9

70569 Stuttgart

1.4 Thema des Projekts

Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch vollständig integrierte induktive Beheizung

Kennwort: „Integrierte induktive Temperierung“

1.5 Gesamte Förderungsdauer und Berichtszeitraum

01.05.2006 - 31.05.2009

1.6 Liste der Publikationen aus dem Projekt

Zülch, M.; Burkard, E.; Schinköthe, W.: Optimierter Energieeinsatz durch induktive Erwärmung von Spritzgießwerkzeugen – FEM unterstützte Auslegung von indukti-ven Heizungssystemen. Vortrag, 20. Stuttgarter Kunststoffkolloquium, 14./15.3.2007, Tagungsband.

Schupp, T.: Untersuchung der elektro-magnetischen Eigenschaften von Kunststoff-formenstahl. Studienarbeit, Universität Stuttgart, IKFF, Juli 2007

Ulmer, M.: Konzeption und Konstruktion einer intern induktiv beheizten Werkzeug-platte. Studienarbeit, Universität Stuttgart, IKFF, September 2007.

Zülch, M.: Simulativ gestützte Auslegung von induktiven Werkzeugheizsystemen im Kunststoffspritzguss. Festschrift 40 Jahre IKFF mit Jahresbericht 2007, Universität Stuttgart, IKFF, Februar 2008.

4 1 Allgemeine Angaben

Chor, R.: Aufbau einer galvanischen Anlage zur Abscheidung von Silber auf einem Testmaterial. Studienarbeit, Universität Stuttgart, IKFF, Februar 2008.

Schinköthe, W.; Zimmermann, T.; Zülch, M.: Anwendungsgebiete der induktiven Erwärmung im Bereich der Kunststoffverarbeitung. Vortrag 21. Stuttgarter Kunst-stoffkolloquium, 18./19.3.2009, Tagungsband, ISBN 978-3-00-026368-2.

Raff, L.-M.: Entwicklung und Aufbau eines automatisierten Messstandes zur Erfas-sung elektromagnetischer Kennwerte von Werkzeugstahl mit Hilfe von LabVIEW. Studienarbeit, Universität Stuttgart, IKFF, März 2008.

Schinköthe, W.; Preißner, L.; Witt, G.; Zimmermann, T.; Zülch, M.: Nutzung der va-riothermen Prozessführung bei der Herstellung von Bipolarplatten. 2. Workshop AiF – Brennstoffzellenallianz. Zentrum für Brennstoffzellentechnik Duisburg, Duisburg, 17.2.2009.

Wengert, N.: Untersuchung der Energieeffizienz variothermer Prozessführung in der Spritzgusstechnik. Studienarbeit, Universität Stuttgart, IKFF, März 2009.

Maier, M.: Entwicklung und Aufbau eines Systems zur Messung der Oberflächen-temperatur von Spritzgusswerkzeugen mit Hilfe von LabVIEW. Studienarbeit, Uni-versität Stuttgart, IKFF, Mai 2009.

Zülch, M.: Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch vollständig integrierte induktive Beheizung. Universität Stuttgart, IKFF, Dissertation in Vorbereitung.

2 Arbeits- und Ergebnisbericht 5

2 Arbeits- und Ergebnisbericht

2.1 Ausgangsfragen und Zielsetzung des Projektes

Üblicherweise wird beim Kunststoffspritzguss unter Temperierung eine Kühlung ver-standen, um die Wärmeenergie der Schmelze abzuführen, die bei jedem Einspritzen ins Werkzeug eingebracht wird. Neue Anwendungen insbesondere in der Fein- und Mikrotechnik erfordern häufig eine variotherme Temperaturführung. Das Werkzeug wird vor dem Einspritzen aufgeheizt und danach wieder abgekühlt. Diese vario-therme Temperierung wird in der Regel über zwei Öl-Temperierkreisläufe mit unter-schiedlichem Temperaturniveau oder über eine Kombination einer elektrischen Wi-derstandsheizung mit einer öl- bzw. wasserbasierten Kühlung realisiert. Nachteilig bei diesen Verfahren sind jedoch die im Minutenbereich liegenden, sehr langen Zyk-luszeiten.

Eine Alternative bietet die induktive Werkzeugtemperierung. Dabei wird die Wärme durch Wirbelstromverluste direkt im Metall erzeugt. Gegenüber Konvektion und Wärmeleitung ist die auf diese Weise übertragbare Wärmestromdichte um ein Viel-faches höher. Ziel dieses Forschungsvorhabens ist deshalb die Untersuchung und Realisierung einer vollständig in das Spritzgießwerkzeug integrierten induktiven Temperierung, eine vollständige Prozessbeschreibung dafür und die Erarbeitung von Auslegungshilfen für den integrierten Aufbau des Temperiersystems für die Abfor-mung von feinwerk- und mikrotechnischen Präzisionsbauteilen.

2.2 Zusammenfassung des Standes der Technik

Beim Standardspritzguss trifft die heiße Schmelze beim Einspritzen auf die relativ kalte Werkzeugwand. Die Seele der Schmelzefront bleibt fließfähig und der Kunst-stoff wird durch den Spritzdruck in der Kavität vorangetrieben. Von der Werkzeug-wand her findet eine Randschichterstarrung statt (Abbildung 2.1).

6 2 Arbeits- und Ergebnisbericht

Abbildung 2.1: Randschichterstarrung beim Spritzgießen mit isothermer Temperie-rung [Tew97]

Bei langen Fließwegen und gleichzeitig dünnen Wandstärken kann dies zum Einfrie-ren des Querschnitts führen und somit das vollständige Füllen der Kavitäten verhin-dern.

2.2.1 Variotherm-Verfahren

Zur Abhilfe ist eine so genannte variotherme Werkzeugtemperierung erforderlich. Über eine geeignete Zusatzheizung wird der Kavitätsbereich zum Einspritzzeitpunkt bis auf Höhe der Schmelztemperatur des Kunststoffs erwärmt und nach erfolgter Formfüllung auf Temperaturen deutlich unterhalb der Erstarrungstemperatur des Kunststoffs wieder abgekühlt (Abbildung 2.2). Durch die mit diesem Verfahren erziel-bare höhere Schmelze- und Werkzeugtemperatur beim Einspritzen wird die Viskosi-tät der Polymerschmelze deutlich reduziert und die Abformung problematischer Teile verbessert oder erst ermöglicht. Aus Gründen der Produktivität sollten diese Tempe-raturwechsel aber möglichst schnell erfolgen.

Abbildung 2.2: Spritzgießen mit variothermer Prozessführung [Tew97]

Die Notwendigkeit für eine variotherme Prozessführung ergab sich insbesondere mit dem aufkommenden Mikrospritzguss [MRZ99, WE98, SEW+00]. Zu den Teilen, die bei konventioneller Temperierung nicht oder nur schlecht abgeformt werden können,


gehören Mikro- und mikrostrukturierte Teile, aber auch makroskopische Teile mit Bereichen sehr geringer Wandstärke bei gleichzeitig großem Aspektverhältnis. Bei diesen Teilen wird durch die variotherme Temperierung eine vorzeitige Schmelzeer-starrung verhindert und damit eine Abformung ermöglicht. Aber auch Formen, die sich konventionell füllen lassen, können von variothermer Temperaturführung profi-tieren [Koc02, RD04, Kot02], so kann eine höhere Werkzeugtemperatur die Oberflä-chenqualität von optischen Teilen steigern [HB04]. Neben dem Spritzgießen haben auch andere Verfahren ähnlich Probleme [Her04].

Zur konventionellen variothermen Temperierung bietet sich zunächst eine öl-vario-therme Prozessführung mittels zweier unterschiedlich temperierter Ölkreisläufe im Werkzeug an [SEW+00, Sch01]. Der Werkzeugrahmen wird durch einen primären Ölkreislauf mit einem „kalten“ Temperiermedium durchströmt und so auf Entfor-mungstemperatur gehalten. Im thermisch weitgehend isolierten Kavitätsbereich wird je nach Prozessphase zwischen einem heißen und einem kalten Temperiermedium umgeschaltet, was die Erwärmung bzw. die sich an das Einspritzen anschließende Abkühlung der Kavität bewirkt. Aufgrund der hohen Wärmekapazität des Formein-satzes und des schlechten Wärmeüberganges ergeben sich lange Zykluszeiten im Bereich von Minuten.

Nahe liegend ist auch die Zuhilfenahme von elektrischen Widerstands-Heizelemen-ten [MRZ99, Kot02]. Das Werkzeug wird zunächst mit einem flüssigen Temperierme-dium auf konstanter Temperatur gehalten. Vor dem Einspritzen erwärmen gezielt platzierte Heizelemente die komplette Kavität oder nur bestimmte Bereiche der Ka-vität auf die gewünschte Temperatur. Dazu gibt es in der Patentliteratur auch neuere Entwicklungen, z. B. OS 10136678 und 10337685.

Beide Methoden haben sich etabliert und werden unter Produktionsbedingungen eingesetzt. Verbesserungsbedarf gibt es jedoch bei den erreichbaren Zykluszeiten, die diejenigen des Standardspritzgießens bis zum Zehnfachen übersteigen und durch die lange Verweildauer des Kunststoffes in der Schnecke zu thermischen Schädigungen der Formmasse führen können. Dadurch sind der Anwendung des Verfahrens aus ökonomischen und umweltpolitischen Gründen deutliche Grenzen gesetzt. Andererseits stoßen die Verfahren auch an Grenzen hinsichtlich des Tem-peraturoffsets für Hochtemperaturkunststoffe.

Am IKFF wird deshalb der Einsatz einer dritten Erwärmungsmethode untersucht, die auf dem induktiven Erwärmungsprinzip beruht [u. a. ESW99, Tew97 und Wal02]. Bei diesem Verfahren wird die Wärme durch Wirbelstromverluste direkt im Metall er-zeugt. Gegenüber Konvektion und Wärmeleitung ist die auf diese Art und Weise ü-bertragbare Wärmestromdichte ein Vielfaches höher. Dieses Prinzip wird im fol-genden Abschnitt näher vorgestellt, da dies vorrangig Arbeiten des Institutes betrifft. Erst in jüngster Zeit wird die induktive Erwärmung auch von anderen Stellen aufge-griffen [KIL05].


2.2.2 Induktive Temperierung im Kunststoffspritzguss

Grundlage der induktiven Temperierung ist die Erwärmung eines elektrisch leitfähi-gen Materials durch die Ohm’sche Verlustleistung von induzierten Wirbelströmen, die in Randbereiche des Werkstücks verdrängt werden. Diese werden durch ein au-ßerhalb des Werkstücks erzeugtes hochfrequentes elektromagnetisches Wechsel-feld über einen Luftspalt hinweg generiert.

Für die Realisierung im Kunststoffspritzguss bieten sich zwei grundsätzlich verschie-dene Verfahren für die induktive Temperierung an.

Zum einen kann eine das Wechselfeld erzeugende Spule während der Öffnungszeit des Werkzeugs in der Trennebene positioniert werden und dort zielgerichtet die Ka-vitätsoberfläche erwärmen (Abbildung 2.3).

Abbildung 2.3: Extern realisierte induktive Zusatztemperierung [Wal02]

Nach Erreichen einer vorgegebenen Heizzeit oder einer Solltemperatur auf der Ober-fläche wird die Spule wieder entfernt und das Werkzeug zum Einspritzen ge-schlossen. Dieses Verfahren wird auch als Erwärmung mit einem externen Induktor bezeichnet. Im Rahmen vorhergehender Forschungsprojekte konnte diese Tempe-rierungsvariante prozesstechnisch weitgehend beschrieben und optimiert werden [Tew97, Wal02 et. al]. Mit Hilfe dieser Erwärmungsmethode ist es demnach möglich, Wärme direkt im für den Prozess relevanten Bereich zu erzeugen, ohne auf Wär-meleitungsprozesse zurückgreifen zu müssen wie bei alternativen Methoden. Diese Wärmeerzeugung ermöglicht sehr hohe Temperaturgradienten auf der Oberfläche des Werkzeugs, was zu einer starken Verkürzung der erforderlichen Zykluszeiten führt. Darüber hinaus ist es möglich, gezielt kleine Bereiche der Kavität zu temperie-ren und somit lokal stark begrenzt Abformungsprobleme zu bekämpfen.


Als weiterer Vorteil der extern realisierten induktiven Temperierung kann der geringe Bedarf an konstruktiven Änderungen angeführt werden, da alle zusätzlichen Kompo-nenten des Heizsystems außerhalb des Werkzeugs angebracht werden.

Im Laufe der Untersuchungen wurden aber auch die Grenzen der Einsetzbarkeit die-ser Art der Zusatztemperierung aufgezeigt. Neben prozesstechnischem Zusatzauf-wand durch ein zusätzliches Handlingsystem für den Induktor sind hier vor allem thermische Aspekte zu nennen.

Die hohen Energiedichten unter den einzelnen Induktorsträngen führen zu einer lo-kalen Überhöhung der Werkzeugoberflächentemperaturen, was der Grundforderung einer homogenen Temperaturverteilung im relevanten Bereich entgegensteht. Eben-so muss die Werkzeugoberfläche grundsätzlich auf ein weit höheres Tempe-raturniveau angehoben werden, als für den Prozess eigentlich erforderlich ist, da die Abkühlung der Kavität bereits mit dem Ausschalten des Induktors beginnt und durch das Schließen des auf ein Grundtemperaturniveau temperierte Werkzeugs noch ver-stärkt wird. Um dennoch die erforderliche Oberflächentemperatur beim Einspritzen zu gewährleisten, muss die Kavitätsoberfläche zum Teil auf Temperaturen erwärmt werden, die bereits zu Gefügeumwandlungen im Werkzeugstahl führen können und somit die Standzeit des Werkzeugs negativ beeinflussen.

Als eine weitere Grenze kann auch die Einschränkung des Systems auf topologisch einfache Kavitätsformen angesehen werden. Der Induktor muss zur Erzeugung ei-nes gleichmäßigen elektromagnetischen und thermischen Feldes in einem konstan-ten Abstand zur Kavitätsoberfläche geführt werden. Bei stark strukturierten Oberflä-chen wie zum Beispiel dreidimensionalen Körpern oder im Bereich von Ausbrüchen oder Erhebungen auf dem Formteil ist dies jedoch auf Grund des erforderlichen star-ren Aufbaus des Induktors aus Rohrmaterial nur in seltenen Fällen möglich.

Diese Einschränkungen des extern realisierten induktiven Heizsystems führten be-reits im Vorfeld zu dieser Untersuchung zum Vorschlag eines vollständig integrierten induktiven Heizsystems [Wal02].

2.2.3 Potential einer vollständig integrierten induktiven Zusatztemperierung

Mit Hilfe der vollständigen Integration eines induktiven Heizsystems in das Spritz-gusswerkzeug lassen sich viele der Einschränkungen eines externen Systems über-winden.


Abbildung 2.4: Integriert realisierte induktive Zusatztemperierung

Ein entscheidender Vorteil gegenüber dem externen System ist die weitgehend freie Wahl des Temperaturprofils, das über den gesamten Prozesszyklus eingestellt wer-den kann. So ist es möglich, das Werkzeug im geschlossenen Zustand zu erwär-men. Dies führt dazu, dass im Gegensatz zum externen System keine starke Über-heizung der Werkzeugoberfläche notwendig ist, was die Standzeit des Systems po-sitiv beeinflusst. Da darüber hinaus die Erwärmung der Kavitätsoberfläche durch Wärmeleitung über eine vergleichsweise kurze Strecke erfolgt, homogenisiert sich das eingebrachte Temperaturprofil, was der Forderung nach einer gleichmäßigen Erwärmung der Kavität nachkommt.

Ein weiterer wichtiger Vorteil des Systems besteht in der Trennung von Kavität und Erwärmungszone, die eine Erwärmung auch komplexer Kavitätsformen zulässt. Auch benötigt das integrierte System kein zusätzliches Handling, was die Integration in die Prozessumgebung vereinfacht.

Bereits im Vorfeld der Untersuchungen konnten allerdings auch mögliche Nachteile eines integrierten Systems gegenüber einem externen System identifiziert werden.

So ist zum Beispiel die nachträgliche Integration eines Induktors in ein bestehendes Werkzeug nur in Ausnahmefällen möglich, da die Vielzahl der Funktionsträger einer Formplatte wie Auswerfer, Grundtemperierungen und die Induktorkanäle auf einan-der abgestimmt sein müssen. Ein weiterer Nachteil ist die Erwärmung der Kavitäts-oberfläche durch Wärmeleitung. Durch sie sind die erreichbaren Temperaturgra-dienten auf der Oberfläche beschränkt, d.h. mit einem integrierten System lassen sich bei gleicher Induktionsleistung keine mit externen Systemen vergleichbaren Er-wärmungszeiten realisieren.

Außenkühlung

des Induktors

Induktor

Isolierung

Kavitätsplatte


2.3 Arbeitsprogramm des Gesamtprojektes

Für die umfassende Bearbeitung der wissenschaftlichen Fragestellungen wurde das Projekt in mehrere Phasen (Jahre) unterteilt. Das Gesamtprojekt (gesamte Laufzeit) kann durch die folgenden wesentlichen Teilziele und Teilschritte umrissen werden:

1. Jahr: Lösung von grundsätzlichen Problemen und Erarbeitung von generellen Konzepten zum Aufbau von Werkzeugen und zusätzlichen Maschinenkompo-nenten für eine vollständig integrierte Werkzeugtemperierung. Versuchsstände und Versuche zu Teilproblemen. Simulation des Temperierverhaltens und Ablei-tung von Gestaltungsrichtlinien für den Induktor.

(Untersuchungen zum Material und zur Kühlung der Induktionsspule, Untersu-chungen zur notwendige Spulen-/Kanalgeometrie und zum thermischen Verhalten der Formeinsätze sowie zur Integration in ein konventionelles Werkzeug, Materi-alauswahl der Funktionswerkstoffe im Werkzeugbau, Untersuchungen zur Küh-lung/Impulskühlung des gesamten Werkzeuges, Bewertung und Auswahl von In-duktionsgenerator und Zuleitungen, Bewertung der Maschinensicherheit).

Meilenstein: Auslegungshinweise für die Komponenten der vollständig integrier-ten Werkzeugtemperierung

2. Jahr: Konzeptionierung und Aufbau einer vollständig integrierten induktiven Tem-perierung in einem Gesamtsystem (Spritzgießmaschine, Spritzgießwerkzeug, In-duktionsspule, Generator, Kavität für Teststrukturen und Testteile) und Test der Komponenten sowie des Gesamtsystems.

(Auswahl von Demonstratoren, Entwicklung und Bau des Spritzgießwerkzeuges, Einbindung in die Maschinenablaufsteuerung, Sensorik, Regelung, Einbindung von Auswerfer und Handling).

Meilenstein: Realisierung eines Gesamtsystems für Versuche

3. Jahr: Spritzgießtechnische Grundsatzuntersuchungen zur Definition von Struktur- und Verfahrensparametern. Simulation des Temperierungsverhaltens und des Formfüllverhaltens am Demonstrator, Vergleich der Simulation mit Messungen der Temperaturverteilung (zeitlich und örtlich aufgelöst) und den Abformergebnissen. Untersuchung des Abbildungsverhaltens der Teststrukturen und Testteile unter Verwendung induktiv variothermer Prozessführung. Optimierung der induktiven Temperierung unter Verwendung eines Demonstrators und Nachweis der Leis-tungsfähigkeit.

Meilenstein: Verdichtung zu einer vollständigen Prozessbeschreibung, Prozess-spezifikation, zu Auslegungsalgorithmen und Auslegungshilfen für die integrierte Werkzeugtemperierung und den Aufbau entsprechender Systeme. Abschlussbe-richt.

Die Ergebnisse werden nachfolgende komprimiert vorgestellt.


2.4 Konzeption eines vollständig integrierten Werkzeugheizsystems

Die Komplexität des vollständig integrierten Werkzeugheizsystems erfordert eine simultane Auslegung des induktiven Systems und des Spritzgusswerkzeugs. Hierbei ist zu berücksichtigen, dass die Optimierung des Gesamtsystems bereits in einer frühen Projektphase erfolgen sollte. Späte Anpassungszyklen können sonst hohe Kosten und gegebenenfalls eine vollständige Neukonstruktion des Werkzeugs verur-sachen, was neben der Wirtschaftlichkeit auch der industriellen Forderung nach kur-zen time-to-market-Zeiten widerspricht.

Hierzu ist es erforderlich, Auslegungsrichtlinien und -algorithmen zu entwickeln, die eine gute Prognose des späteren Verhaltens im Serienprozess bieten. Das Mittel der Wahl stellt hier die modellhafte mathematische Beschreibung des Gesamtsystems dar. Anhand dieses Modells können Optimierungen sowohl des elektromagnetischen als auch des thermischen Verhaltens des Werkzeugs durchgeführt werden. Hierzu wurde der Gesamtprozess „Induktive Zusatztemperierung“ analysiert und in Teilas-pekte aufgeteilt, die dann weiter untersucht wurden.

2.4.1 Analyse und Optimierung des induktiven Werkzeugheizsystems

Wie bereits erwähnt, ist die Grundlage der induktiven Temperierung die Erwärmung eines elektrisch leitfähigen Materials durch die Ohm’sche Verlustleistung induzierten Wirbelströmen in den Randbereich des Werkstücks, hervorgerufen durch ein außer-halb des Werkstücks erzeugtes hochfrequentes elektromagnetisches Wechselfeld.

Der Gesamtprozess der induktiven Temperierung lässt sich somit unabhängig von dem zu untersuchenden Verfahren in fünf Teilaspekte aufteilen:

• Erzeugung eines hochfrequenten elektromagnetischen Wechselfeldes

• Erregung der Wirbelströme im Werkstück

• Die Verdrängung der Wirbelströme in die Randschicht des Werkstücks

• Erzeugung der Ohm’schen Verlustleistung

• Ausbildung des durch die Verlustleistung angeregten thermischen Feldes.

Eine Optimierung des induktiven Werkzeugheizsystems basiert auf der Einzelopti-mierung der Teilaspekte als auch auf ihrem optimalen Zusammenspiel in der Pro-zessumgebung. Grundlage für diese Optimierung ist die physikalisch-mathematische Erfassung der Teilaspekte.

Die ersten vier Teilaspekte lassen sich im Wesentlichen durch die Maxwell’schen Gleichungen sowie den elektromagnetischen Materialgleichungen herleiten.


Tabelle 2.1: Maxwellgleichungen

Ampèresches Gesetz j

t

DH +

∂

∂=×∇

(Formel 2.1)

Faradaysches Gesetz

t

BE

∂

∂−=×∇

(Formel 2.2)

Coulombsches Gesetz ρ=⋅∇ D (Formel 2.3)

Gaußsches Gesetz des Magnetismus

0=⋅∇ B (Formel 2.4)

Tabelle 2.2: Materialgleichungen

Ohmsches Gesetz Ej σ= (Formel 2.5)

Gaußsches Gesetz ED ε= (Formel 2.6)

Die Ausbildung des thermischen Feldes, die in erster Linie durch innerhalb des Werkstücks ablaufende Wärmeleitungsprozesse geschieht, lässt sich wiederum durch das Fourier’sche Gesetz

( ) ( )truat

tru,

, rr

∆=∂

∂ (Formel 2.8)

beschreiben.

Die Art dieser beschreibenden Gleichungen, die sich in der Regel als Differentialglei-chungen höherer Ordnung darstellen, bewirkt, dass insbesondere für komplexe Ge-ometrien wie zum Beispiel Spritzgusswerkzeuge eine analytische Lösung nicht dar-gestellt werden kann. Somit musste zur Analyse auf numerische Verfahren wie FEM-Simulationen ausgewichen werden.

2.4.1.1 Simulationssystem

Zur Simulation standen am Institut zwei unterschiedliche Simulationspakete zur Ver-fügung, die im Anfangsstadium der Untersuchung evaluiert wurden:

1. ANSYS Classic und ANSYS Workbench Version 11.0SP1

Das Programmpaket ANSYS ist ein mächtiges Simulationspaket mit der Mög-lichkeit, FEM-Simulationen in so gut wie allen physikalischen Bereichen (z.B. thermisch, elektromagnetisch oder mechanisch) und in mehreren Lösungs-domänen (steady state, transient, harmonisch oder modal) durchzuführen. Auch ist es möglich, Ergebnisse zwischen einzelnen Simulationen auszutau-schen und somit über die Bereichsgrenzen hinweg berechnete Felder als Last


in nachgeordnete Simulationen einzuprägen. Die hohe Flexibilität des Pro-grammpakets führt allerdings auch zu einem hohen Programmieraufwand und erfordert ein hohes Fachwissen über das Programmpaket, was gegebenen-falls dem zeitnahen Einsatz der FEM-Simulation zur Auslegung des Systems entgegenstehen kann.

2. Maxwell Version 12 und ePhysics Version 3

Dieses einfach zu bedienende, auf die Simulation elektromagnetischer sowie durch sie erzeugten thermischen Felder spezialisierte Programmpaket wurde bereits am Institut zur Simulation elektromechanischer Aktoren erfolgreich verwendet. Die Anwendung auf die induktive Erwärmung in dem komplexen Umfeld eines Spritzgussprozesses erwies sich jedoch als nicht ausreichend, da wichtige Eingriffe vor allem in die thermische Simulation nicht oder nur un-ter nicht zu vertretendem Mehraufwand möglich waren. Auch konnten die Er-gebnisse der elektromagnetischen Simulation nur unter Informationsverlust in das umfangreichere Programmpaket ANSYS zur thermischen Weiterbetrach-tung des gesamten Werkzeugs übertragen werden. Daher wurden weitere, über die Evaluierung hinausgehende Versuche nicht angestrengt.

Die Simulation selbst folgt unabhängig von dem verwendeten Simulationspaket ei-nem einheitlichen Weg (Abbildung 2.5).

Abbildung 2.5: Prinzipieller Ablauf der Simulation

Die Bereiche Validierung und Auswertung können hierbei auch zusammengefasst werden und bilden den Ausgangspunkt für eine simulativ gestützte Optimierung des Systems und somit für den Auslegungsalgorithmus. Die einzelnen Schritte des prin-zipiellen Ablaufs wurden in weiteren Voruntersuchungen eingehend analysiert.

2.4.1.2 Datenbasis

Die Datenbasis, die für die Simulationen herangezogen wurde, zerfällt im Wesentli-chen in drei Teilbereiche:

1. Geometrische Grunddaten

Auf Grund des prognostizierenden Charakters der Simulationen konnten die geometrischen Grunddaten als mit ausreichender Genauigkeit bekannt vor-ausgesetzt werden. Es war lediglich bei der späteren Verifikation der Simula-tionsergebnisse darauf zu achten, dass die geometrischen Vorgaben aus der Simulation in der Fertigung des Werkzeugs beachtet wurden.


2. Elektromagnetische Grunddaten

Die elektromagnetischen Grunddaten lassen sich in zwei relevante Bereiche unterteilen. Während die Prozessparameter (Frequenz der Erregung, maxi-maler Strom im Induktor) von außen vorgegeben und Parameter der Optimie-rung sind, konnten mehrere der erforderlichen Materialparameter (Leitfähig-keit, Permeabilität) nicht mit ausreichender Genauigkeit ermittelt werden. So-mit waren weitere Untersuchungen notwendig.

3. Thermische Grunddaten

Die thermischen Grunddaten lassen sich ebenfalls in die beiden Bereiche Pro-zessparameter und Materialparameter unterteilen. Die Prozessparameter stel-len hierbei wiederum Parameter der Optimierung dar, konnten also als für die Simulation bekannt vorausgesetzt werden. Die thermischen Materialdaten der beteiligten Werkstoffe, insbesondere des Werkzeugformenstahls, konnten auf Grund ausführlicher Datenblätter des Halbzeugherstellers mit hinreichender Genauigkeit ermittelt werden.

Datenbasis

GeometrischeGrunddaten

Elektro-magnetischeGrunddaten

ThermischeGrunddaten

Mat

eria

lpar

amet

er

Pro

zess

para

met

er

Mat

eria

lpar

amet

er

Pro

zess

para

met

er

Abbildung 2.6: Datenbasis der Simulation induktiver Zusatztemperierung

2.4.1.2.1 Bestimmung zusätzlicher Materialparameter am Beispiel der Permea-

bilität

Da die relative Permeabilität insbesondere des Werkzeugformenstahls einen großen Einfluss auf die Ausbildung des elektromagnetischen Feldes im Werkzeug hat, diese jedoch trotz intensiver Recherche nicht zu ermitteln war, wurde in Rahmen von zwei betreuten Studienarbeiten ein entsprechender Messstand aufgebaut.


Abbildung 2.7: Messstand zur Ermittlung des Permeabilitätsverlaufs µ(H)

Dieser ermöglicht Messungen gemäß den Forderungen der DIN EN 60404-6:2004-10 und erlaubte es, anhand von Probekörpern die vollstän-dige elektromagnetische Hysteresekurve, d.h. den Permeabilitätsverlauf µ(H) eines Werkstoffs zu ermitteln. Die Qualität der Messung wurde hierbei mit Hilfe einer kom-merziell durchgeführten Referenzmessung sichergestellt. Mit Hilfe dieses Mess-stands konnten darüber hinaus auch Messungen der Temperaturabhängigkeit der Kurve im spritzgusstechnisch relevanten Bereich durchgeführt werden.

2.4.1.3 Modellierungstechniken

Die FEM-Simulation war im Bezug auf die Modellierung stark auf die Simulation des elektromagnetischen Feldes ausgerichtet. Hierbei wurde in erster Linie den besonde-ren Herausforderungen der induktiven Erwärmung Rechnung getragen, die beispiel-haft anhand der Vernetzung erläutert werden soll.

Bei der induktiven Temperierung wird das in das Werkzeug eingekoppelte elektro-magnetische Feld durch verschiedene physikalische Mechanismen in die Rand-schicht verdrängt und zeigt einen exponentiellen Abfall der Feldstärke. Eine wichtige Kennzahl zur Beschreibung dieser Verdrängungseffekte ist die Skintiefe δS, die die Tiefe im Werkstück angibt, bei der das elektromagnetische Feld auf 1/e, d.h. 37% des Oberflächenwertes abgefallen ist.

fS

πκµδ

1= (Formel 2.9)

Der stark nichtlineare Verlauf der Feldstärke führt in der FEM-Simulation dazu, dass bei grober Vernetzung mit Elementen mit linearen Ansatzfunktionen im Induktionsbe-reich die Felder nur unzureichend beschrieben werden können. Eine zu feine Ver-netzung führt hingegen zu einer starken Zunahme der erforderlichen Rechenzeit, was eine simulativ gestützte Optimierung des Gesamtsystems mit mehreren Simula-tionsdurchläufen erschwert.


Ziel der Verbesserung der Modellierungstechnik war es daher, Grenzwerte für die Vernetzung zu definieren, die zum einen zu einer Beschreibung des Feldverlaufs mit ausreichender Genauigkeit führen, zum anderen jedoch mit einem Minimum an Ele-menten auskommt, um die Berechnungszeit so kurz wie möglich zu halten.

Mit Hilfe verschiedener theoretischer Betrachtungen konnte nachgewiesen werden, dass zur ausreichenden Abbildung des Feldes der relevante Bereich bis in eine Tiefe

von Sδ⋅5 mit einer maximalen Elementkantenlänge von Sδ⋅2

1 vernetzt werden muss.

Diese, für lineare Ansatzfunktionen hergeleitete Grenzwerte lassen sich auch auf Ansatzfunktionen höherer Ordnung übertragen. Die erforderliche Vernetzungstiefe bleibt hier in etwa gleich, jedoch lassen sich größere maximale Elementkantenlängen wählen, was einer Verringerung der erforderlichen Elementzahl entspricht und somit die Berechnungszeit verkürzt.

Für die Herleitung dieser Forderung sei auf [Zül09] verwiesen.

2.4.1.4 Simulation

Bei der induktiven Temperierung sind verschiedene physikalische Wirkprinzipien und auch verschiedene Lösungsräume der FEM-Simulation in Betracht zu ziehen. Des-halb wurde die Simulation als Kopplungsrechnung zwischen mehreren Bereichen ausgeführt. Die einzelnen Wirkprinzipien und Lösungsdomänen waren hierbei:

1. Steady State Simulation des zu Beginn des Prozesses vorliegenden Tempe-raturfeldes

Auf Grund der in einem Spritzgusswerkzeug vorliegenden Wärmequellen und –senken stellt sich ein ausgeprägtes Temperaturfeld ein, dessen Verteilung über die Temperaturabhängigkeit der Materialparameter die folgenden Simu-lationen beeinflusst. Dementsprechend wurden in einem ersten Schritt die sich einstellenden Temperaturfelder im eingeschwungenen Zustand ohne Zu-satztemperierung bestimmt.

2. Harmonische elektromagnetische Simulation der erzeugten Verlustleistung

Die Einbringung der elektrischen Energie über ein Wechselfeld bewirkt die Entwicklung eines quasistatischen elektromagnetischen Feldes. Dieses Feld konnte mit Hilfe einer harmonischen Simulation berechnet werden, deren Lö-sung im Frequenzraum angegeben wird. Die Lösung zu der Arbeitsfrequenz des Generators konnte auf eine Verteilung der sich einstellenden Verlustleis-tung im Werkzeug überführt werden, die als Last in die nachfolgende Simula-tion übertragen wurde.

3. Transiente thermische Simulation des sich ausbildenden Temperaturfeldes

Im letzten Schritt der Simulation wurde das sich ausbildende Temperaturfeld über der Zeit mit Hilfe einer transienten thermischen Simulation berechnet. Hierbei konnten alle möglichen Wärmequellen (Verlustleistung durch die in-


duktive Erwärmung, Wärmeinhalt des eingespritzten Polymers) und –senken (Grundtemperierung, Zusatzkühlung) zu- und abgeschaltet werden, was eine genaue Abbildung der real existierenden Randbedingungen im Gesamtpro-zess entsprach. Als Ausgangsgrößen konnten mit Hilfe dieser Simulation ort- und zeitgenaue Angaben über die sich einstellenden Temperaturen getroffen werden. Das sich am Ende des Prozesses einstellende Temperaturfeld konn-te wiederum in den zweiten Schritt als thermische Randbedingung eingelesen werden, um mehrere Prozessschritte zu berechnen und somit Aussagen über die Stabilität des Gesamtprozesses zu treffen.

Abbildung 2.8: Ablauf der gekoppelten Simulation

Die Simulationen wurden als zweidimensionale Simulationen mit Hilfe des Simulati-onspaketes ANSYS Classic durchgeführt. Dies war zum einen in der im Vergleich zu einem dreidimensionalen Modell geringeren erforderlichen Rechenzeit begründet, zum anderen jedoch stellte sich die zweidimensionale Lösung als stabiler heraus, was die Vorhersagegenauigkeit der Simulation verbesserte.

2.4.1.5 Auslegungsalgorithmus

Mit Hilfe der FEM-Simulation war es möglich, Kriterien für eine stabile, prozesssi-chere Auslegung des Gesamtsystems zu formulieren.

In der Regel steht der Auslegung die Forderung eines zu einem bestimmten Zeit-punkt zu erreichenden Temperaturprofils mit einer vorgegebenen Homogenität als zentrale Zielvorgabe zur Verfügung. Die Simulation ermöglicht es, den hierfür erfor-derlichen Induktorstrom und somit die erforderliche Generatorleistung zu bestimmen. Auch ist es möglich, durch Variation der Eingabeparameter die Homogenität des sich ausbildenden Temperaturfeldes zu optimieren.

Für die Prozesssicherheit ist es insbesondere relevant, dass kein am Prozess betei-ligter Werkstoff thermisch überbelastet wird. Die zulässigen Betriebsgrenzen erge-ben sich hierbei zum Beispiel aus den Gefügeumwandlungstemperaturen (Anlass-temperatur) des eingesetzten Werkzeugstahls oder den Phasenübergangstempera-turen (Schmelzpunkt). Die thermische Simulation erlaubt auch hier eine Abschätzung


der Prozesssicherheit und die Optimierung der Werkzeugparameter, wie z.B. erfor-derliche Induktorfläche oder minimal erlaubte Abstände zwischen Induktor und dem Werkzeug.

Zuletzt können durch die Simulation mehrerer Erwärmungszyklen die thermische Stabilität und die sich einstellenden Temperaturen im automatisierten Prozess bei unterschiedlichen Regelungsstrategien bestimmt werden. Hierbei ist die Konvergenz der transienten Lösung der FEM-Simulation zu beachten, die gegebenenfalls bei grenzwertig stabilen Lösungen keine ausreichend genauen Aussagen erlaubt.

2.4.2 Untersuchte Varianten integrierter Induktoren

Mit Hilfe des vorgeschlagenen Simulationssystems wurden mehrere Varianten einer integrierten induktiven Zusatztemperierung analysiert. Ausgangspunkt hierfür waren Voruntersuchungen zu prinzipiellen Induktorgeometrien (Abbildung 2.9).

0

20

40

60

80

100

120

140

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200

Position auf der Trennebene [mm]

Ein

ge

bra

ch

te L

eis

tun

g [

W/m

]

Mäanderförmiger Induktor

Flachspuleninduktor

Spulenförmiger Induktor

Mäanderförmiger Induktor Flachspuleninduktor Spulenförmiger Induktor

Abbildung 2.9: Voruntersuchungen zur eingebrachten Wärmeenergie bei unter-schiedlichen Induktorbauformen (externes Werkzeugheizsystem)


Entscheidend für die Energieeinkopplung in ein Werkstück ist demnach neben der Anordnung der Induktorstränge und deren Abstand zur Werkstückoberfläche auch die Bestromungsrichtung, die nebeneinander liegende Stränge erfahren. Somit wur-den drei Varianten untersucht.

1. Werkzeugplatte mit Leiterinduktor

Bei dieser Variante liegen unter der Kavität die Induktorstränge in der Form einzelner Leiter. Sie werden somit gleichsinnig bestromt, d.h. der Betrag und Richtung des Stromes ist zu jedem Zeitpunkt in allen Leitern identisch (Abbildung 2.10). Diese Induktorbauform entspricht näherungsweise einem spulenförmigen externen Induktor (Abbildung 2.9).

Abbildung 2.10: Modell einer Werkzeugplatte mit Leiterinduktor

2. Werkzeugplatte mit Spuleninduktor

In der Werkzeugplatte wurde eine Spule mit Eisenkern integriert (Abbildung 2.11). Die Erwärmung erfolgt hierbei indirekt über die Wärmelei-tung aus dem Eisenkern heraus in die Kavitätsoberfläche. Auch hier werden alle Stränge gleichsinnig bestromt. Im Gegensatz zu der Variante 1 ist jedoch auf Grund der Ausnutzung des Spuleninnenfeldes eine höhere Energieeffi-zienz zu erwarten.

Abbildung 2.11: Modell einer Werkzeugplatte mit Spuleninduktor


3. Werkzeugplatte mit mäanderförmigem Induktor

Der mäanderformige Induktor dieser Variante stellt bei der externen Realisie-rung die schlechteste Variante dar, da das Feld genau zwischen den gegen-sinnig bestromten Induktorsträngen konzentriert wird. Im Bereich des Werk-stücks tritt hingegen eine Feldauslöschung auf, die eine effiziente Erwärmung des Werkstücks verhindert. Bei der integrierten Realisierung kann jedoch auch das Feld zwischen den Strängen zur Erwärmung beitragen, wenn dieser Bereich mit Werkzeugstahl gefüllt ist (Abbildung 2.12).

Abbildung 2.12: Modell einer Werkzeugplatte mit mäanderförmigem Induktor

4. Werkzeugplatte mit mäanderförmigem Rohrinduktor

Im Rahmen der späteren Optimierung des Gesamtsystems wurde eine wei-tere Induktorbauform untersucht, bei der der Vollmaterial-Induktor der Werk-zeugplatte mit mäanderformigem Induktor durch einen Induktor aus Rohrma-terial ersetzt wurde (Abbildung 2.13). Dies war erforderlich, da die angestrebte Außenkühlung des Vollmaterial-Induktors nicht prozesssicher zu realisieren war.

Abbildung 2.13: Modell einer Werkzeugplatte mit mäanderförmigem Rohrinduktor


2.4.3 Ergebnisse der Simulation

Anhand der Simulation der vier vorgestellten Varianten konnten der Auslegungsalgo-rithmus und die Kriterien für eine stabile und prozesssichere Auslegung des Ge-samtsystems bestimmt und beschrieben werden.

Das Hauptaugenmerk lag bei der Auslegung des Systems weniger auf der Realisie-rung spezifischer Pflichtenheftforderungen sondern mehr auf einer hohen Flexibilität und Stabilität der Systeme und der zur Verfügung stehenden Infrastruktur. Beispiel-haft sei hier die Simulation der vierten Werkzeugvariante dargestellt.

Geometrisches Modell

Vernetztes Modell

Abbildung 2.14: FEM-Modell des Werkzeugs mit mäanderförmigem Rohrinduktor

Mit Hilfe der Simulation konnte überprüft werden, ob die Betriebsgrenzen der betei-ligten Werkstoffe bei der maximal möglichen Bestromung (Imax=1.000 A) und einer Regelungsvorgabe von 180°C 1 mm hinter der Kavität überschritten werden. Hierzu wurde der Temperaturverlauf an mehreren Stellen des Modells überprüft.


0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100

Zeit [s]

Te

mp

era

tur

[°C

]

Kavität

Istwertmessstelle

Maximale Induktortemperatur

Maximale Werkzeugtemperatur

Regelungstemperatur

Formmassentemperatur

Abbildung 2.15: simulierter Temperaturverlauf

Wie zu sehen ist, werden die Betriebsgrenzen zu keinem Zeitpunkt des Prozesses überschritten; man kann also in Bezug auf die thermische Belastung der beteiligten Werkstoffe von einem stabilen Prozess ausgehen.

2.5 Praktische Umsetzung der Werkzeugheizsysteme

Im Anschluss an die simulativ gestützte Auslegung des Heizsystems wurden die ein-zelnen Varianten konstruiert und gefertigt.

2.5.1 Spritzgussmaschine und Werkzeuggrundmaße

Für die Verifikation des Auslegungsprozesses stand eine Spritzgussmaschine All-rounder 270S der Firma Arburg (Loßburg) mit der Euromap-Klassifizierung 250-60 zur Verfügung (Abbildung 2.16). Diese Maschine wurde bereits bei den Untersuchun-gen des externen induktiven Werkzeugheizsystems verwendet und zeichnet sich unter anderem durch große Eingriffsmöglichkeiten in den Prozessablauf aus, die im Rahmen der Integration des induktiv temperierten Werkzeugheizsystems genutzt werden konnten. So lassen sich zu jedem Zeitpunkt des Prozessablaufs digitale Ausgangssignale generieren und auch Haltepunkte definieren, bei denen auf ein ex-ternes Signal gewartet werden soll.


Abbildung 2.16: Arburg Allrounder 270S

Die Spritzgussmaschine bestimmte auch die realisierten Werkzeuggrundmaße. So wurden bis auf das Werkzeug mit spulenförmigem Induktor alle Werkzeuge aus Normalienplatten der Firma Hasco (Lüdenscheid) mit den Grundmaßen 156 mmx156 mm aufgebaut. Das Werkzeug mit dem spulenförmigen Induktor wurde aus Gründen der Verifikation aus Rundnormalien mit dem Grundmaß 116 mm gefer-tigt.

2.5.2 Auswahl eines geeigneten Induktionsgenerator

Als weitere Prozesskomponente wurde bereits zu Beginn des Projektes ein indus-trieller Induktionsgenerator spezifiziert, der dem IKFF als Leihgabe der DFG zur Ver-fügung gestellt wurde. Die Auswahl des Generators ergab sich aus einer Analyse des bisher am Institut verwendeten Generators sowie den angestrebten Untersu-chungen, die mit seiner Hilfe durchgeführt werden sollten:

1. Leistungsbereich

Im Rahmen von Voruntersuchungen konnte festgestellt werden, dass die Leis-tungsfähigkeit des vorhandenen Generators (6 kW) nicht ausreichte, um einen serienprozessnahen Einsatz der integrierten induktiven Zusatztemperierung zu untersuchen. Jedoch konnte die erforderliche Leistung anhand einer gro-ben Vorauslegung zu 10-12 kW bestimmt werden.

2. Frequenzbereich

Industrielle Induktionsgeneratoren werden in der Regel auf fest vorgegebene Frequenzbereiche optimiert. Abhängig von der Frequenz des Wechselfeldes variiert die Eindringtiefe der erzeugten Wirbelströme und somit die im Werk-stück erzeugte Wärmeleistung (Abbildung 2.17).


Frequenz

Erz

eu

gte

Le

istu

ng

JouleP ~ f

Abbildung 2.17: Frequenzabhängigkeit der erzeugten Wärmeleistung

Mit steigender Arbeitsfrequenz steigen jedoch auch apparativer Aufwand und somit auch die Investitionskosten eines Induktionsgenerators.

Je nach Einsatzgebiet kommen hierbei folgende Frequenzbereiche zum Ein-satz:

• Netzfrequenz (50-60 Hz)

Diese fest eingestellte Frequenz wird in der Regel bei Hoch- bis Höchstleistungsanwendungen eingesetzt. Sie erfordert keine aufwen-dige Frequenzumformung und in der Regel keine speziell angepassten elektrischen Zuleitungen. Auf Grund der geringen Frequenz ist die Ein-dringtiefe (δ1.2312 > 2,5 mm) jedoch sehr hoch, so dass eine ausschließ-lich randschichtnahe Erwärmung mit hohen Leistungsdichten nicht oder kaum möglich ist. Daher wurden Netzfrequenzgeneratoren aus der Auswahl ausgeschlossen.

• Mittelfrequenz (10-50 kHz)

Mittelfrequenzgeneratoren können auf Grund der verhältnismäßig gro-ßen Eindringtiefe (δ1.2312 ≈ 0,1 mm) des elektromagnetischen Feldes zur Erwärmung auch stark strukturierter Konturen eingesetzt werden. Diese hohe Eindringtiefe beeinflusst jedoch auch die Leistungsdichte, die in der Werkstückoberfläche umgesetzt werden kann. Da bei der in-tegrierten induktiven Erwärmung jedoch die Erwärmung der Kavitäts-oberfläche durch Wärmeleitung erfolgt, spielt diese geringere Energie-dichte eine nur untergeordnete Rolle. Darüber hinaus lassen sich auf Grund der elektronischen Bauart dieser Generatoren leichter klirrfak-torarme Sinusströme generieren, die zu einer verbesserten Vergleich-barkeit mit den Simulationsergebnissen beitragen können.

• Hochfrequenz (100-300 kHz)


Mit Hilfe der Hochfrequenzgeneratoren lassen sich auf Grund der ge-ringen Eindringtiefe (δ1.2312 ≈ 0,04 mm) des elektromagnetischen Fel-des die höchsten Energiedichten aller drei betrachteten Generatorbau-formen in der Werkstückoberfläche erzielen. Dies hat jedoch zur Folge, dass die Energieeinkopplung in das Werkstück sehr stark von der ge-ometrischen Ausrichtung des Induktors zum Werkstück abhängen kann. Darüber hinaus ist die Hochfrequenzerregung als freischwingen-des System stark anfällig für Oberwellen, die die erwünschte sinusför-mige Erregung des Systems beeinträchtigen und somit eine Verifikation dieser Systeme erschwert.

Da im Vorfeld der Untersuchungen nicht zu ermitteln war, welcher Frequenz-bereich (Mittel- oder Hochfrequenz) sich als optimal für vollständig integrierte Werkzeugheizsysteme darstellt, sollte der Induktionsgenerator beide Fre-quenzbereiche abdecken können.

3. Anpassungsbereich

Jeder Mittel- und Hochfrequenzinduktionsgenerator ist baulich auf einen In-duktivitätsbereich der angeschlossenen Induktionsspule angepasst. Da zu Beginn der Untersuchung nicht abzusehen war, in welchem Bereich die In-duktivität der Induktoren liegen würde, sollte der Induktionsgenerator einen möglichst weiten Bereich unterstützen.

4. Einbindbarkeit in die Prozessumgebung

Schließlich sollte der Generator ohne Mehraufwand in die bestehende Pro-zessinfrastruktur eingebunden werden können. Dies bedeutete, dass alle Sig-nale und Istwertanzeigen, aber auch alle Befehle und Sollwertvorgaben über standardisierte Schnittstellen nach außen geführt sein sollten.

Gemäß diesen Forderungen konnte mit dem Induktionsgenerator SDF 30 der Firma Eldec (Dornstetten) ein Gerät beschafft werden, dass simultan sowohl im Mittel- als auch im Hochfrequenzbereich mit einer maximalen Leistung von jeweils 15 kW ar-beiten kann. Der Anpassbereich kann durch einen mechanisch umschaltbaren An-passungstransformator auf den Bereich von 0,05 µH bis 1,2 µH eingestellt werden.

Hiermit ergibt sich für mögliche Betriebspunkte des Induktionsgenerators ein Kennli-nienfeld gemäß Abbildung 2.18.


0,01

0,1

1

10

100

1000

1 10 100 1000 10000

Effektivstrom I(eff) [A]

Effe

ktiv

span

nung

U(e

ff) [V

]

100% Leistung

75% Leistung

50% Leistung

25% Leistung

10% Leistung

Spannungsbegrenzung 600 V

Strombegrenzung MF 820 A

Strombegrenzung HF 1000 A

Abbildung 2.18: Kennlinienfeld Eldec SDF 30

Mit Hilfe dieses Induktionsgenerators wurden alle Untersuchungen des Projektes durchgeführt.

2.5.3 Mess- und Steuerungssystem

Die für die Prozessintegration benötigte Steuerungstechnik sowie die für die Verifi-kation benötigte Messdatenerfassung wurden in einen handelsüblichen PC als zent-raler Mess- und Steuerungsrechner integriert. Die erforderlichen digitalen und analo-gen Ein- und Ausgänge wurden hierbei über eine Datenerfassungskarte NI-6221 der Firma National Instruments (München) realisiert. Die Signalkonditionierung erfolgte entweder durch speziell am Institut entworfene und gefertigte Wandlerkarten oder durch kommerzielle Lösungen wie die zur Konditionierung der Thermoelementsig-nale verwendeten 7B-Module der Firma Analog Devices Inc. (München). Zusätzlich stand zur Verifikation der Simulationsdaten die Thermokamera Varioscan 3022hr der Firma InfraTec (Dresden) zur Verfügung.

2.6 Feinentwurf, Konstruktion und Fertigung der Varianten

Der Feinentwurf und die letztendliche Konstruktion und Fertigung der vollständig in-tegriert temperierten Werkzeuge erfolgte ausschließlich am IKFF. Abhängig von der Induktorbauform mussten hierbei verschiedene Randbedingungen, aber auch die im Verlauf des Projektes gemachten Erfahrungen berücksichtigt werden.

Hauptfokus der Untersuchungen war die Realisierung der vorgeschlagenen Induk-torbauformen sowie die Verifikation der simulierten Werkzeugheizsysteme. Die


Formteilgeometrie war dementsprechend von untergeordneter Relevanz, richtete sich allerdings nach typischen Einsatzszenarien der induktiven Zusatztemperierung bei der Herstellung feinwerktechnischer Formteile.

2.6.1 Werkzeugvariante 1: Leiterförmiger Induktor

Variante 1 des vollständig integrierten induktiven Werkzeugheizsystems wurde im Rahmen einer Studienarbeit entworfen und realisiert.

Das Werkzeug wurde als Normalwerkzeug entworfen, bei dem die Grundtemperie-rung in jeweils separate Kühlplatten gelegt wurde. Das induktive Heizsystem wurde in der auswerferseitigen Formplatte realisiert (Abbildung 2.19).

Abbildung 2.19: Werkzeug mit leiterförmigem Induktor

Als Formteil wurde eine Teststruktur gewählt, bei der in drei von vier Testfeldern ge-ometrisch unterschiedlich geformte Ausbrüche Bindenähte provozieren (Abbildung 2.20). Die Bewertung der Formteilqualität sowie der Verbesserung der Bindenähte durch die Zusatztemperierung erfolgte visuell.


Simulierte Bindenahtausbildung Formteil

Abbildung 2.20: Formteil „Bindenahtuntersuchung“ des Werkzeugs mit leiterförmigem Induktor

Bereits beim Aufbau sowie bei der Inbetriebnahme dieser Variante zeigten sich ver-schiedene Problemfelder, die die weitere Untersuchung dieser Variante erschwerten. Zum einen konnte die Dichtigkeit des Werkzeugs zu keinem Zeitpunkt sichergestellt werden. Insbesondere die geringen Dichtflächen zwischen den Kühlungs- und In-duktorkanälen und den Auswerferbohrungen führten zu starken Leckagen, die auch durch zusätzliche Dichtmaßnahmen wie hochtemperaturbeständigem Silikon nicht verhindert werden konnten.

Auch im Betrieb ohne die Außenkühlung des Induktors zeigten sich weitere Schwä-chen des Systems. So konnten die simulativ ermittelten Temperaturgradienten bei weitem nicht erreicht werden. Eine Ursache hierfür kann in der ungleichmäßigen Bestromung der Leiter durch die verschiedenen Leitungslängen vermutet werden.

Auf Grund dieser auch durch weitere Arbeiten vorraussichtlich nicht zu behebenden Probleme wurde auf eine weitere Untersuchung dieser Variante verzichtet.

2.6.2 Werkzeugvariante 2: Spulenförmiger Induktor

Die zweite Variante mit einem spulenförmigen Induktor wurde ebenfalls als Normal-werkzeug konzipiert. Auf Grund der runden Grundgeometrie des Systems wurde ein Aufbau aus Rundnormalien entworfen (Abbildung 2.21).


Abbildung 2.21: Werkzeug mit spulenförmigem Induktor nach ca. 20 Prozesszyklen

Die Kavität wurde bei diesem Prototypenwerkzeug als Formeinsatz ausgeführt um den Einfluss des Wärmeübergangs zwischen Stammwerkzeug und Formeinsatz be-urteilen zu können. Die Einsätze selbst waren wiederum so gestaltet, dass zwei Fließfronten am Ende des Fließwegs stumpf aufeinander stießen und sich somit starke Bindenähte entwickeln.

Simulierte Bindenahtausbildung Formeinsatz

Abbildung 2.22: Formteil „Bindenahtuntersuchung“ des Werkzeugs mit spulenförmigem Induktor

Das induktive System wurde wiederum in die auswerferseitige Formplatte integriert. Die Induktorspule umschließt hierbei einen Eisenkern, der über Wärmeleitung die erzeugte Wärme auf die Kavitätsoberfläche und in die Einsätze leitet. Es war zu er-warten, dass mit dieser Variante sehr hohe Temperaturgradienten auf der Oberflä-che realisiert werden können. Darüber hinaus wurden die Zuleitungen für den Wech-


selstrom und die Induktorkühlung getrennt, da es bei der Variante 1 auch an dieser Stelle immer wieder zu Leckagen gekommen war.

Die simulierten hohen Temperaturgradienten konnten im Laufe der Untersuchungen jedoch nur bedingt bestätigt werden. Da der Kern fertigungstechnisch nicht stoff-schlüssig mit der Formplatte verbunden werden konnte, kam es an der Kontaktstelle zu einer Unterbrechung der Wärmeleitung, die zu einem übermäßigen Aufheizen des Kerns bei einer geringen Wärmeübertragung in die Formplatte führte. Dieses Phä-nomen führte ebenfalls dazu, dass das Dichtungsmaterial in der Fuge zwischen Kern und Formplatte thermisch geschädigt und somit undicht wurde.

Ein vergleichbares Phänomen war auch beim Wärmeübergang zwischen Stamm-werkzeug und Formeinsätzen zu beobachten. Die simulierten Temperaturen auf der Kavitätsoberfläche konnten somit nicht oder nur mit sehr hohem Überheizen des Stammwerkzeugs erreicht werden. Dieses Überheizen führte sehr schnell nach In-betriebnahme des Systems zu einer Schädigung der Induktorspule, die über ihren Schmelzpunkt hinaus erhitzt wurde und brach (Abbildung 2.23).

Abbildung 2.23: Gebrochener Induktor nach thermischer Überlastung

2.6.3 Werkzeugvariante 3: Mäanderförmiger Induktor mit Aussenkühlung

Als Synthese der bisher gemachten Erfahrungen wurde mit der Werkzeugvariante 3 ein Werkzeug mit außengekühltem mäanderförmigem Induktor konstruiert (Abbildung 2.24). Bei diesem Werkzeug wurden druckluftbetätigte Auswerfer ver-wendet, die durch eine zentrale Druckluftversorgung zeitgleich mit der Induktor-kühlung geschaltet werden konnte. Hierdurch sollten gegebenenfalls auftretende Leckagen zwischen der Kühlung und den Auswerfern so geführt werden, dass Un-dichtigkeiten des Wasserkühlkreislauf nicht zu einem Austreten des Kühlwassers aus dem Werkzeug führen.


Abbildung 2.24: Werkzeug mit mäanderförmigem außengekühlten Induktor mit zu-sätzlichen Dichtmaßnahmen

Diese Maßnahme konnte ein Lecken des Werkzeugs während der ersten Versuche verhindern. Im weiteren Verlauf kam es durch die hohe Temperaturwechsellast zu einem großflächigen Versagen der Dichtung, so dass für weitere Untersuchungen die Druckluftkanäle vollständig mit Dichtmasse gefüllt werden mussten und somit auf die Auswerferfunktion des Werkzeugs verzichtet wurde.

Um eine quantitative Aussage über die Prozessstabilität treffen zu können, wurde als Kavität eine Fließspirale mit dem Querschnitt 1 mm x 3 mm und einer Gesamtlänge von 908 mm eingebracht, die im herkömmlichen Prozess nicht gefüllt werden kann.

Simulierte Fließweglänge isotherm

Unvollständige Formteilfüllung

Formteil

Abbildung 2.25: Formteil „Fließweg“ des Werkzeugs mit mäanderförmigem Induktor


2.6.4 Werkzeugvariante 4: Mäanderförmiger Induktor mit Innenkühlung

Der provisorische Charakter der zusätzlichen Dichtungsmaßnahmen sowie immer wieder auftretende Leckagen an anderen Stellen des Werkzeugsystems führten mit der Werkzeugvariante 4 zu der Entwicklung eines weiteren Werkzeugs, das auf die bisher verwandte Außenkühlung des Induktors verzichtet. Der Induktor wurde als mäanderförmiger Induktor aus Rohrmaterial ausgeführt, wie er auch schon bei der Realisierung externer induktiver Werkzeugheizsysteme eingesetzt wurde.

Abbildung 2.26: Werkzeug mit mäanderförmigem innengekühlten Induktor am Ende der Versuchsreihen

Als Formteilgeometrie wurde die bereits in der Werkzeugvariante 3 verwendete Fließspirale eingesetzt.

Mit Hilfe dieser Werkzeugvariante konnte ein stabiler und sicherer Prozess auch ü-ber mehrere hundert Prozesszyklen bei unterschiedlichen Zieltemperaturen realisiert werden.

2.7 Integration des Systems in die Prozessumgebung

Die Integration der einzelnen Systemkomponenten erfolgte im Sinne eines massen-produktionsnahen Einsatzes. Hierbei wurde das Augenmerk in erste Linie auf eine vollautomatisierte Versuchsdurchführung gelegt. Dies bezog sich sowohl auf die me-chanische, als auch auf die steuerungstechnische Integration der Systemkompo-nenten.

2.7.1 Elektrisch-mechanische Integration

Da es sich bei allen realisierten Werkzeugen um vollständig integrierte Varianten handelte, mussten als zusätzliche elektrisch-mechanische Komponenten die elektri-


schen Zuleitungen vom Generator zum Trenntransformator, der Trenntransformator sowie die gekühlten elektrischen Zuleitungen vom Transformator zum Werkzeug so-wie die erforderlichen Verbinder betrachtet werden.

Um eine möglichst geringe mechanische Belastung der Zuleistungen zu gewährleis-ten, wurde der Trenntransformator mit Hilfe einer Vorrichtung unter der beweglichen Werkzeugplatte befestigt. Die Zuleitung zu dem Transformator erfolgte frei schwe-bend, um mögliche Reibungspunkte mit dem Maschinenbett und somit eine Schädi-gung der Zuleitung zu vermeiden.

Da der Trenntransformator nun auf Grund seiner Befestigung in einem konstanten Abstand zu den elektrischen Anschlüssen des Werkzeugs orientiert war, wäre eine feste Verbindung zwischen Trenntransformator und Werkzeug möglich gewesen. Da jedoch im Rahmen der Untersuchung unterschiedliche Werkzeugbauformen mit un-terschiedlichen Transformator/Anschluss-Abständen untersucht werden sollten, wur-den flexible, wassergekühlte Zuleitungen eingesetzt, um diese Verbindung herzu-stellen.

2.7.1.1 Gekühlte elektrische Zuleitungen

Bei dem Entwurf der gekühlten elektrischen Zuleitungen mussten mehrere Aspekte beachtet werden. Zum einen erfordert der Schutz gegen unabsichtliches Berühren und gegen Körperschluss eine elektrische Isolation des Strom führenden Leiters ü-ber den gesamten flexiblen Bereich. Dies lässt sich durch einen flexiblen PVC-Schlauch erreichen, der den gelitzten und geseilten Kupferleiter umschließt. Dieser Schlauch lässt sich auch zur Leitung des Kühlmediums Wasser einsetzten. Im fle-xiblen Bereich empfiehlt sich demnach eine Außenkühlung der Zuleistung.

Im Anschlussbereich hingegen muss auf Grund der vorgegebenen Verbinder eine Innenkühlung des Leiters vorgesehen werden. Dies erfordert eine Umleitung des Kühlmediums im Verbinder von Außen- zu Innenkühlung. Die mechanische und e-lektrische Verbindung wurde hierbei über ein Gewinde und eine konische Pressflä-che erreicht, die gemäß ISO/FDIS 8434-6 mit einem 60°-Dichtkegel ausgeführt wur-de. Die Dichtung des Schlauchs gegenüber dem Verbinder musste hierbei mit Hilfe von Kunststoffschlauchklemmen realisiert werden, da sich die üblichen Edelstahl-Schlauchklemmen durch induzierte Ströme stark erwärmten.


1: Geräteanschluss

2: Überwurfmutter

3: Verbinder

4: Presshülse

5: Gelitztes Kupferkabel

6: PVC-Schlauch

7: Dichtung

Konzeption Umsetzung

Abbildung 2.27: Flexible Zuleitungen

2.7.2 Realisierung einer schnellen Zusatzkühlung

Die Umsetzung der variothermen Prozessführung erfordert zusätzlich zu der schnel-len Erwärmung durch den Einsatz eines induktiven Heizsystems eine Zusatzkühlung, mit deren Hilfe die zusätzlich eingebrachte Wärmeenergie wieder aus dem Werk-zeug entfernt werden kann. Darüber hinaus entsteht durch die für die Induktion er-forderlichen hohen Stromdichten im Induktor eine erhebliche Wärmeleistung, die gegebenenfalls bis zu seinem Schmelzen führt. Mit den Varianten 1-3 wurde zur Lö-sung des Problems vorgeschlagen, sowohl die schnelle Zusatzkühlung („Blitzküh-lung“) als auch die Kühlung des Induktors durch Wassertemperierung der Kanäle, in denen der Induktor verläuft, zu realisieren.

Diese Kühlungsstrategie hatte jedoch zur Folge, dass der Kanal vor dem Erwär-mungsprozess entleert werden musste. Anderenfalls würde die durch Induktion er-zeugte Wärmeenergie sofort wieder in die Kühlung abfließen und nicht zur Erwär-mung der Kavität zur Verfügung stehen. Zum anderen sollten hierdurch Kurz-schlüsse zwischen Induktor und Werkzeug verhindert werden.

Im Rahmen einer Marktrecherche konnten keine Temperieraggregate gefunden wer-den, die ein schnelles Entleeren des Temperierkreises während des laufenden Pro-zesses ermöglichen.

2.7.2.1 Ausblasbares Temperiergerät

Im Rahmen einer Studienarbeit wurde daher am Institut ein herkömmliches Tempe-riergerät (HB-Therm HB-AW 140) mit einer Ausblasvorrichtung versehen, die den


Temperierkreis durch Druckluft in ein Ausgleichsgefäß („Kondensor“) entleeren kann (Abbildung 2.28).

Nachfüllung

Temperierung

Was

sert

ank

Wer

kzeu

g

Pumpe

Kondensor

Blitzkühlung

Ausblasen

Kühlwasser

Druckluft

Von rechts nach links:

- Prototyp - Originalgerät - Umgebaute Version aus einem Folgeprojekt

Fluidschema (Änderungen rot) Umsetzung

Abbildung 2.28: Ausblasbares Temperiergerät

Die Steuerung erfolgt hierbei über digitale Eingangssignale, die zwischen den mögli-chen Zuständen des Aggregates umschalten können:

• Wasserkühlung des Temperierkreislaufs

• Ausblasen des Temperierkreislaufs

• Temperierkreis trocken

Die Erfahrungen, die mit Hilfe dieses Prototyps gemacht wurden, konnten direkt im Rahmen eines serienfertigungsnahen Folgeprojektes bei Umbau eines anderen Temperiergerätetyps (Regloplas 150smart) umgesetzt werden. Dieses neue Tempe-riergerät wurde für einen großen Teil der Untersuchungen mit verwendet.

2.7.3 Steuerungstechnische Integration

Die Steuerung des Prozessablaufs erfolgte sowohl mit Hilfe der generischen Spritz-gussmaschinensteuerung als auch mit Hilfe eines externen Steuerungsrechners.

Hierbei wurde eine klare Aufgabentrennung der beiden Steuerungen vorgenommen. Die Spritzgussmaschinensteuerung kontrollierte und regelte dementsprechend alle


Parameter und Steuersignale, die für den normalen Spritzgussprozess verantwortlich sind. Der externe Steuerungsrechner wurde ausschließlich zur Steuerung der induk-tiven Zusatzheizung eingesetzt. Die Übergabe der Prozesskontrolle erfolgte mit Hilfe von Kommunikationssignalen zwischen Spritzgussmaschinensteuerung und Steue-rungsrechner.

Die Realisierung der Steuerung mit Hilfe des externen Rechners erfolgte in der Pro-grammierumgebung Labview Version 8.0 bzw. Version 8.5 der Firma National In-struments (München) unter Ausnutzung der State Diagram Toolbox derselben Firma. Das Steuerungsprogramm kann in wesentlichen Teilen anhand eines UML 2.0-Diagramms nachvollzogen werden (Abbildung 2.29).

sm Ablaufsteuerung

Ruhezustand

Zyklusfreigeben

Abbruch

Werkzeugöffnungfreigeben Auswerfen

Abbruch

Heizenref

Blitzkühlungref

Wartenauf Prozessstart

ref

Temperaturhalten

ref

Abbildung 2.29: UML 2.0 State Machine Diagram der Ablaufsteuerung

2.7.4 Sicherheitstechnische Aspekte

Im Vorfeld der Untersuchungen wurden Recherchen über die sicherheitstechnischen Vorraussetzungen zum Betrieb einer induktiven Erwärmungseinrichtung im indus-triellen Umfeld unternommen. Es wurde festgestellt, dass die Sicherheitsvorgaben der Berufsgenossenschaft für derartige Anlagen sich in erster Linie auf die thermi-sche Gefährdung des Bedienpersonals beim induktiven Härten beziehen. Der Be-trieb mit starken elektro-magnetischen Feldern im kHz-Bereich unterliegt streng ge-nommen keinen gesonderten Auflagen. Lediglich muss für einen ausreichenden Be-rührschutz und eine Mindestentfernung gesorgt werden, der im Fall der vollständig integrierten induktiven Erwärmung bereits durch das Werkzeug selbst und die allge-meinen Schutzvorrichtungen der Spritzgussmaschine gewährleistet ist.


Weitere Sicherungsmaßnahmen bestehen in der klaren Kennzeichnung gefährdeter Bereich mit Hinweisen auf die die einzelnen Gefährdungsquellen:

• Gefährdung durch Hochspannung

Die gerätetechnisch vorgegebene höchste Spannung, die mit dem ein-gesetzten Generator erzeugt werden kann, beträgt laut Aussage des Herstellers 600 Veff. Diese Spannung liegt oberhalb der nach der euro-päischen Niederspannungsrichtline (2006/95/EG) zulässigen Wechsel-spannung von 50 Veff. Die dementsprechenden Sicherheitsvorkehrun-gen wurden während der Untersuchung durch den beschriebenen Be-rührschutz sowie das Anbringen der entsprechenden Warnhinweise re-alisiert.

• Gefährdung durch mittel- bis hochfrequente elektromagnetische Felder

Die durch den Induktionsgenerator erzeugten Wechselfelder im Fre-quenzbereich von 10-250 kHz unterliegen keinen gesonderten Grenz-werten, die nur für Netzfrequenz (50 Hz: 5 kV/m und 100 µT; 16 2/3 Hz: 10 kV/m und 300 µT nach 26. BImSchV) bzw. für Hochfrequenzanwen-dungen im MHz-Bereich (z.B. 10-400 MHz: 27,5 V/m und 0,073 A/m nach BGV B11) definiert sind. Dennoch wurden zur Absicherung wei-tere Gefährdungshinweise gemäß den Vorschriften der BGV B11 an-gebracht.

• Gefährdung durch Störfelder

Die Gefährdung durch Störfelder wurde als der Gefährdung durch die erzeugten Wechselfelder gleichrangig betrachtet. Entsprechende Warnhinweise wurden ebenfalls angebracht.

• Thermische Gefährdung

Die thermische Gefährdung durch das erwärmte Werkzeug wurde als gleichrangig mit den üblichen, beim Kunststoffspritzguss auftretenden Gefährdungen angesehen. Auf weitere Warnhinweise wurde daher ver-zichtet.

2.8 Zentrale Herausforderungen der Realisierung

Neben der Integration der Systemkomponenten konnten mehrere zentrale Heraus-forderungen identifiziert werden, die einem sicheren und reproduzierbaren Prozess entgegenstanden.

2.8.1 Werkzeugstahl

Der für die Realisierung der Werkzeugplatten verwendete Werkzeugformenstahl 1.2312 bietet auf Grund seines verhältnismäßig geringen Legierungsgrades eine ausreichend hohe Permeabilität und kann somit das erzeugende elektromagnetische


Feld in hohem Maß bündeln. Die geringen Legierungszusätze bewirken allerdings auch, dass der Stahl sehr anfällig gegenüber Korrosion ist. Beim direkten Kontakt mit Kühlwasser und durch das Anliegen eines elektrischen Feldes, wie es durch die au-ßengekühlten Induktoren der Varianten 1-3 systematisch vorgegeben ist, wird die Korrosion in einem hohen Maß verstärkt. Die Standzeit des Werkzeugs nimmt dem-entsprechend rapide ab, was einem Einsatz im Rahmen einer industriellen Massen-fertigung entgegensteht. Höher legierte, nicht rostende Stähle hingegen weisen eine relative Permeabilität im Bereich von µr=1 auf, was wiederum der Forderung nach Konzentration des Feldes widerspricht. Es wurden daraufhin mehrere Lösungsmög-lichkeiten vorgeschlagen, von der Beschichtung des induktiv erwärmten und wasser-gekühlten Induktorkanals mit korrosionsunempfindlichen Materialien bis hin zu Op-feranoden, die die Korrosion des Werkzeugstahls verzögern sollen. Zur Überführung der Untersuchungsergebnisse in die industrielle Praxis empfehlen sich weitere ein-gehende Untersuchungen zu dem Thema.

2.8.2 Wärmeübergänge

Das prinzipielle Vorgehen bei der vollständig integrierten Temperierung, die Kavität durch einen in dem Werkzeug verlegten Induktor über eine kurze Strecke über Wärmeleitung zu temperieren, stellt gesteigerte Anforderungen an die Wärmeleitfä-higkeit des verwendeten Formenstahls. So konnte festgestellt werden, dass die Effi-zienz der Erwärmung stark abnahm, sobald zwischen dem induktiv erwärmten Be-reich und der Kavität Wärmeübergangsvorgänge zwischen zwei Werkzeugteilen stattfanden. Dies konnte besonders anschaulich anhand des Rundwerkzeugs mit Spuleninduktor dargestellt werden, bei dem die Kavität durch wechselbare Einsätze realisiert wurde. Auch der Einsatz spezieller Wärmeleitpaste konnte den starken Temperaturgradienten zwischen Stammwerkzeug und Einsatz nur geringfügig ver-ringern. Daher wurden die alternativen Varianten grundsätzlich als einsatzloses Normalwerkzeug realisiert.

2.8.3 Elektrische Isolation

Die elektrische Isolation des Induktors gegenüber dem Werkzeug stellt eine weitere wichtige Herausforderung an den Konstruktionsprozess dar. Im Rahmen der vorlie-genden Untersuchung wurden mehrere Isolationsstrategien verfolgt. Hierbei stellte sich heraus, dass die Isolation mit Hilfe von Duroplasten bzw. hochtemperaturbe-ständigen Thermoplasten oder auch hochtemperaturbeständigen Silikonen auf Grund der sich einstellenden hohen Temperaturen im Induktor nur unzureichend gewährt werden konnte.

Als Alternative stellten sich keramische Isolierungen heraus. Diese können in Form von Abstandsplättchen für die notwendige Isolierung zwischen Induktor und Werk-zeug sorgen oder auch als vollwertige Führungselemente in das Werkzeug integriert werden. Auf Grund der hohen Temperaturwechselbelastung wurde hierbei auf unge-sinterte bearbeitbare Aluminiumsilikatkeramik zurückgegriffen, die neben der Tempe-


raturbeständigkeit bis 700°C auch einen ausreichend hohen elektrischen Durch-gangswiderstand von 1010 Ω·cm aufweisen.

Die Fixierung der Abstandsplättchen erfolgte mit einem ebenfalls gering leitfähigen, hochtemperaturbeständigen und keramisch gefüllten Klebstoff.

Ein entscheidender Nachteil dieser keramischen Isolatoren ist ihre geringe Bestän-digkeit gegenüber Wasser, was ihren Einsatz bei den außengekühlten Induktoren der Varianten 1-3 stark einschränkte. Hier wurde im Wesentlichen auf mit Titan ge-fülltes Epoxidharz mit einer Temperaturbeständigkeit von bis zu 300°C zurückge-griffen. Auf Grund thermischer Zersetzung des Epoxidharzes konnte die notwendige Wasserdichtigkeit in den Varianten 1-3 nicht oder nur sehr kurzfristig gewährleistet werden.

2.8.4 Abdichtung

Auf Grund des in den ersten Varianten gewählten Erwärmungsprinzips mit außenge-kühltem Induktor sollte in den für die induktive Erwärmung vorgesehene Kanalstruk-turen eine Blitzkühlung realisiert werden, mit deren Hilfe die zugeführte thermische Energie aus dem Werkzeug entfernt werden sollte. In Zusammenspiel mit den ande-ren Funktionsträgern des Spritzgusswerkzeugs wie zum Beispiel Auswerfern und der Forderung nach einer Demontierbarkeit des Werkzeugs zur späteren Begutachtung von Induktor und Induktionskanal führte dies zu erheblichen Dichtigkeitsproblemen.

Im Laufe der Versuche wurden verschiedene Wegen untersucht, die Dichtigkeit des Werkzeugs sicherzustellen. Es konnte unter den gegebenen Rahmenbedingungen jedoch keine befriedigende Lösung für dieses Problem gefunden werden. Um den-noch Untersuchungen zur Prozesssicherheit durchführen zu können, wurden die Faktoren, die zu der Dichtungsproblematik führten, untersucht. Daraufhin wurde eine vierte Variante der integrierten induktiven Zusatztemperierung vorgeschlagen, bei der auf die leckageanfällige Außenkühlung des Induktors verzichtet wurde und das bereits bei externen Induktoren bewährte Prinzip der Innenkühlung angewandt wur-de. Die Zusatzkühlung wurde in einer zusätzlich eingeführten Temperierplatte ausge-führt, die wegen der erforderlichen guten Wärmeleitfähigkeit aus Aluminium gefertigt wurde.

Im Verlauf der Problemlösung wurde auch ein Verzicht auf die Demontierbarkeit des Werkzeugs und ein stoffschlüssiges Verschließen der Induktorkanäle durch Diffusi-onsschweißen oder Vakuumlöten vorgeschlagen. Diese, im industriellen Umfeld durchaus gangbaren Methoden wurden jedoch nicht weiter verfolgt, da die Begut-achtung des Induktors und der Induktorkanäle zu mehreren Zeitpunkten wichtige Aussagen über die Prozessicherheit des induktiven Heizsystems und den Ver-schleißzustand versprachen.


2.9 Beurteilung der einzelnen Varianten

Auf Grund der beschriebenen Probleme konnte mit den untersuchten Varianten 1-3 keine seriennahe Produktion und somit auch keine belastbare Aussage über Repro-duzierbarkeit und Prozesssicherheit getroffen werden. Die Analyse der zentralen Probleme führte in einem synthetischen Schritt zum Entwurf und zur Fertigung einer weiteren optimierten Variante (Variante 4). Erst mit deren Hilfe ließen sich die not-wendigen Untersuchungen durchführen.

2.9.1 Prozessuntersuchung Werkzeugvariante 4

Die vierte Variante wurde aus der Variante 3, dem mäanderförmigen Induktor mit Außenkühlung, und den bei der Inbetriebnahme der vorhergehenden Versuchswerk-zeuge gemachten Erfahrungen abgeleitet. Mit diesem Werkzeugheizsystem konnten verschiedene, im Vorfeld der Untersuchung vorhergesagte Eigenschaften des integ-rierten Systems analysiert und bewertet werden. Es war außerdem möglich, in einem produktionsnahen Umfeld die zur Verifikation notwendigen Untersuchungen zur Pro-zesssicherheit und –stabilität durchzuführen.

2.10 Verifikation des Auslegungsprozesses

In einem ersten Verifikationsschritt wurde die durch die Simulation bestimmte Tem-peraturverteilung mit Thermographieaufnahmen des realisierten Werkzeugs vergli-chen (Abbildung 2.30).

Abbildung 2.30: Thermographieaufnahme der Werkzeugvariante 4 nach 30 sec Heizzeit

Im einem beispielhaften Vergleich mit den Simulationsergebnissen konnte eine weit-gehende Übereinstimmung der gemittelten Kavitätstemperatur (ca. 145°C gemes-sen, 142°C simuliert) nach der eingestellten Heizzeit von 30 sec festgestellt werden.


0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100

Zeit [s]

Tem

pera

tur

[°C

]

Kavität

Istwertmessstelle

Maximale Induktortemperatur

Maximale Werkzeugtemperatur

Messwerte

Abbildung 2.31: Vergleich Simulation mit der Thermographieaufnahme

2.11 Prozesstechnische Untersuchung des Systems

Die Bewertung der Prozesssicherheit und -stabilität erfolgte anhand der mit der Werkzeugvariante 4 hergestellten Formteile. In einem seriennahen Prozess wurde die zu erzielende Temperatur 1 mm hinter der Kavität vorgegeben und Stichproben aus der laufenden Produktion gezogen, die gemessen und verglichen wurden.

Im Rahmen der Prozessuntersuchungen wurden verschiedene Parameter variiert und ihr Einfluss auf die Abformung sowie die Prozesskennwerte untersucht. Bei-spielhaft für die Vielzahl der durchgeführten Untersuchungen sind im Folgenden die Ergebnisse der Abformung mit Acrylnitril-Butadien-Styrol (ABS, Lustran M210F, Lan-xess) bei einer Werkzeuggrundtemperatur von 60°C und Aufheizen des Werkzeugs im geschlossenen Zustand dargestellt. Weitere Variationen und deren Ergebnisse werden in [Zül09] ausführlich dargestellt.


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

100 125 150 175 200 225 250

Zieltemperatur [°C]

Fli

eß

weg

län

ge [

mm

] Mittelwert

Maximum

Minimum

Maximale Kavitätslänge

Abbildung 2.32: Auswertung der Fließweglänge (ABS)

Es zeigte sich, dass die erzielte Fließweglänge im Rahmen der einzelnen Tempera-turstufen unabhängig von dem Zeitpunkt, an dem die Probe gezogen wurde, annä-hernd konstant war. Vergleichsmessungen mit einem untemperierten Werkzeug le-gen nahe, dass die Variationen in der Fließweglänge auf die verhältnismäßig unge-naue Prozessführung mit einer zeitgesteuerten v/p-Umschaltung zurückzuführen sind.

Abbildung 2.33: Vollständig gefülltes Formteil mit Überspritzungen

Wie in Abbildung 2.32 zu sehen ist, konnte die Kavität bei einer eingestellten Ziel-temperatur von 250°C vollständig gefüllt werden (Abbildung 2.33).


Die große projizierte Fläche und der anliegende Werkzeuginnendruck der vollständig gefüllten Kavität überschritten bei diesen Versuchen die maximal mögliche Schließ-kraft der Spritzgussmaschine und führten so zu massiven Überspritzungen.

Die gemessenen Heiz- und Zykluszeiten entsprachen weitestgehend den simulierten Zeiten. Lediglich im hohen Zieltemperaturbereich ab 200°C konnte eine Abweichung der prognostizierten Zeiten (tHeiz = 130 sec) gegenüber den gemessenen Zeiten (tHeiz = 152 sec) festgestellt werden. Diese Abweichungen gegenüber der Simulation sind in erster Linie auf Konvektions- und Wärmestrahlungsvorgänge zurückzuführen, die bei steigenden Temperaturdifferenzen zwischen Werkzeug und Umgebung eine größere Rolle spielen. Diese zusätzlichen Phänomene müssen dementsprechend bei hohen zu erzielenden Kavitätstemperaturen in der FEM-Simulation berücksichtigt werden.

Ausführlich werden die Ergebnisse der prozesstechnischen Untersuchungen sowie des gesamten Projektes in der aus dem DFG-Projektes resultierenden Dissertation vorgestellt und diskutiert (ZÜLCH, M.: Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch vollständig integrierte induktive Beheizung. Universität Stuttgart, IKFF, Disser-tation in Vorbereitung).

3 Zusammenfassung 45

3 Zusammenfassung

Üblicherweise wird beim Kunststoffspritzguss unter Temperierung eine Kühlung ver-standen, um die Wärmeenergie der Schmelze abzuführen. Neue Anwendungen er-fordern eine variotherme Temperaturführung. Das Werkzeug wird vor dem Einsprit-zen aufgeheizt und danach wieder abgekühlt. Diese variotherme Temperierung kann durch eine induktive Werkzeugtemperierung realisiert werden. Dabei wird die Wärme durch Wirbelströme direkt im Metall erzeugt. Gegenüber Konvektion und Wärmelei-tung ist die übertragbare Wärmestromdichte um ein Vielfaches höher.

Ziel dieses Forschungsvorhabens war deshalb die Untersuchung und Realisierung einer vollständig in das Spritzgießwerkzeug integrierten induktiven Temperierung und die Erarbeitung von Auslegungshilfen für den integrierten Aufbau des Temperiersys-tems. Dazu wurden verschiedene Varianten eines vollständig integrierten induktiven Werkzeugheizsystems simuliert, aufgebaut und untersucht. Das verwendete Ausle-gungsprinzip einer prognostizierenden FEM-Simulation erwies sich hierbei als ein geeignetes Mittel, das Verhalten des induktiven Systems im Prozess vorherzusagen und zu optimieren.

Die Realisierung eines prozesssicheren Systems erwies sich insbesondere durch die Integration vieler, sich gegenseitig beeinträchtigender Funktionsträger als aufwendig und problematisch. Insbesondere ergaben sich Herausforderungen bezüglich Ab-dichtung des Systems, Materialauswahl (widersprüchliche Forderungen nach Korro-sionsbeständigkeit und Konzentration des Magnetfeldes) und elektrischer Isolation.

Mit Hilfe eines innen gekühlten integrierten Induktors konnte letztlich ein System rea-lisiert werden, dass den Anforderungen der Massenfertigung gerecht wird. Es be-steht aus einem mäanderförmigen Induktor aus rechteckigen Rohrabschnitten. Die Kühlung des Induktors erfolgt durch im Rohrquerschnitt fließendes Kühlwasser und ist somit systematisch von der Formplatte getrennt. Der Induktor selbst wird in einem Kanal in definiertem Abstand von der Formplatte isoliert geführt.

Das Potential der vollständig integrierten induktiven Temperierung konnte damit nachgewiesen werden. Selbst Fließweglängen von über 900 mm bei einem Fließ-wegquerschnitt von 1 mm x 3 mm wurden prozesssicher realisiert. Die realisierten Heiz- und Prozesszeiten sind zwar systembedingt höher als bei vergleichbaren ex-ternen induktiven Systemen, können jedoch gegenüber den in der Industrie etablier-ten variothermen Systemen wie dem Ölvariotherm-Verfahren stark reduziert werden.

Im Rahmen dieses Projektes konnte somit sowohl die Realisierbarkeit als auch eine wirtschaftliche Nutzung einer vollständig integrierten induktiven Erwärmung nachge-wiesen werden. Die Ergebnisse werden in einer Dissertation zusammengefasst und veröffentlicht.

46 4 Literaturangaben (Auswahl)

4 Literaturangaben (Auswahl)

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48 4 Literaturangaben (Auswahl)

Documents

Temperierung von Spritzgusswerkzeugen durch … · einer vollständig in das Spritzgießwerkzeug integrierten induktiven Temperierung und die Erarbeitung von Auslegungshilfen für