Thomas Heegaard Langer

Transkript

1 Titel : Tema : Klemmetvinge Procesdesign Projektperiode : Uge 5 - uge 21/2005 Projektstart : 1. Februar 2005 Afleveringsdato : 26. Maj 2005 Sideantal : 115 sider Appendiks : 70 sider Bilags antal : 2 ark, 1 bilagsmappe, 1 CD Oplagstal : 9 Projekt : P4 projekt - 4. semester Vejleder : Anders Lyckegaard Gruppe : P13 - Industri Uddannelsesinstitution : Aalborg Universitet Udarbejdet af : Bo Tinggaard Cecilie Sollberger Juhl Henrik Christoffersen Nicolai Holm Jensen Niels E. L. Nielsen Peder Lund Rasmussen Thomas Heegaard Langer Synopsis I rapporten beskrives klemmetvingen Quick-Grip r fra producenten Irwin Tools r. I produktbeskrivelsen analyseres klemmetvingen i form af opbygning, hvilke materialer der er anvendt og mulige procestrin ved fremstilling. Ligeledes er der behandlet aspekter omkring økonomi og miljø for klemmetvingen. Efter produktanalysen udvælges den faste kæbe, med henblik på udformning af en proceslinie for denne. PA6-GF30 bestemmes som et egnet materiale til fremstillingen, med sprøjtestøbning som fremstillingsmetoden. Design af sprøjtestøbeværktøj bestemmes herefter til at indeholde fire kaviteter. Trykfald gennem form og kølesystem dokumenteres og en numerisk analyse af køleprocessen opstilles. Der udformes en automatiseret procesrækkefølge, hvori der indgår en sprøjtestøbemaskine samt en fødemekanisme. Ved en procesrealisering af en forenklet, temperatureguleret sprøjtestøbeproces, er der opnået erfaring med formtemperaturens betydning for et plastsprøjtestøbt emne.

2 Forord Denne rapport er udarbejdet under det overordnede tema for M-sektorens 4. semester på Aalborg Universitet, Procesdesign, og dokumenterer gruppe P13 s projekt procesdesign af klemmetvinge. Rapporten tager udgangspunkt i problematikken vedrørende produktion af klemmetvingen Quick-Grip r Rapporten består af hovedrapport, appendiks og en bilagsmappe. Hovedrapporten kan læses uafhængigt af de andre, men understøttes af beregninger og forsøg, beskrevet i appendiks. Bilag består af materiale brugt til at dokumentere rapporten. Rapporten er inddelt i fire sektioner, en produktanalyse, en procesdesign, en procesrealisering samt en appendiksdel. I produktanalysen analyseres et eksisterende produkt ud fra et initierende problem. Udfra denne analyse opstilles en problemformulering, som behandles i procesdesigndelen. Procesrealiseringen omhandler regulering af en faktisk sprøjtestøbeproces. Denne del af rapporten kan stå selvstændigt, dog undersøttes den i den resterende hovedrapport. Appendikser forefindes bagest i rapporten. Kilder i rapporten er skrevet i firkantet parenteser med årstallet i almindelig parentes, i henhold til Harvard metoden, eksempel [Jensen(1999)]. Tabeller, skemaer og figurer er nummereret fortløbende, med kapitel nummer og herefter figurens nummer under det pågældende kapitel - eksempel Figur 3.1. Denne figur vil være i kapitel 3 og som den første figur i kapitlet. Henvisninger i appendiks er nummereret bogstavmæssigt fra A til R, og følger derudover nummereringsmetoden fra figurer og tabeller. Nomenklatur for hovedrapportens kapitler forefindes i appendiks som et foldet A3 ark, det er muligt at udfolde denne og have fremme samtidig med kapitlet læses. Ligeledes findes der i det første appendiks navngivning af klemmetvingen, som foldet A3 ark, så det er muligt at følge med i placering af delelementer samtidig med læsning af rapport. Alle tabeller, skemaer og figurer har figurtekst, som kort beskriver, hvad det indeholder. Referencer til disse er skrevet efter samme princip som deres nummering, eksempel Se figur 3.1 side 31 her skal der ses i kapitel 3 figur nummer 1 side 31. Såfremt figurer ikke rummer kildehenvisning, er disse udarbejdet af gruppens medlemmer. Bagerst i rapporten findes appendiks, hvilke der bliver refereret løbende til i rapporten. Desuden er der vedlagt en CD-ROM indeholdende, rapport i PDF format, arbejdstegninger, SolidWorks 3D-CAD modeller, MATLAB M-filer, LabVIEW samt relevant litteratur og produktdatablad. Bilag, skitser og detailtegninger findes ligeledes i den medfølgende bilagsmappe.

3 II INDHOLD Indhold 1 Indledning 1 I Produktanalyse 2 2 Produktbeskrivelse Beskrivelse af klemmetvingen Kraftanalyse Delkomponenter Procesrækkefølge Produktion af den faste kæbe Produktion af låseplade og skinne Alternativt produktdesign Form Materiale Marked & Miljø Markedsvurdering Miljøvurdering Problemformulering Problemramme Problemafgrænsning II Procesdesign 35 7 Præsentation Proceslinie Sprøjtestøbemaskine Beskrivelse af værktøj Indsprøjtningssystem Maskinvalg Plastformstål Udformning af fødesystem Trykfald Kølesystem Energiligevægt Udformning af kølekanaler Numerisk modellering af kritisk del Udstøder Udstøder kraft Bulning af udstøder Flydning Sekvensstyring Designet Test Realisering

4 INDHOLD III 11.4 Valg af styring til processen III Procesrealisering Varmeregulering Systembeskrivelse Design af regulering Dataopsamling Støbeforsøg Resultat af procesrealisering Konklusion Perspektivering IV Appendiks 117 A Navngivning af klemmetvinge 118 B Nomenklatur kapitel C Nomenklatur kapitel D Nomenklatur kapitel E Nomenklatur kapitel F Forsøgsrapport for stål 128 F.1 Formål F.2 Forsøgsopstilling F.3 Præparation af emnet F.4 Forsøg F.5 Resultater F.6 Fejlkilder G Forsøgsrapport for undersøgelse af plast 141 G.1 Formål G.2 Metoder G.3 Forsøgsopstilling G.4 Fremgangsmåde G.5 Resultater H Trækprøve forsøg af plast 146 H.1 Formål H.2 Fremgangsmåde H.3 Resultater I Forsøgsrapport for maksimum belastning 149 J Materialevalg 151 K Ladderdiagram for PLC-styring 156 L Fremstillingsprocesser for plast 161 M Trykfaldsberegninger af den faste kæbe 162 N Beregning for udskydning 168 N.1 Bulning N.2 Flydning O A/D konvertering 172 P Bestemmelse af overføringsfunktion 176 Q Forsøgsrapport for undersøgelse af overfladekvalitet 179 R Plastmateriale 181

5 Indledning Kapitel 1 Incitamentet for dette projekt er det initierende problem En klemmetvinge skal produceres Der tages udgangspunkt i et eksisterende produkt, Quick-Grip r, der produceres af det amerikanske firma Irwin Tools r. Det ønskes at opstille en proceslinie med henblik på at producere Quick-Grip r i en given seriestørrelse, hvilke afhænger af afsætningspotentialet. For at kunne designe en proceslinie til det givne produkt, udarbejdes en produktanalyse med henblik på at bestemme anvendelsesmuligheder, funktionsflader, belastningsform, materialesammensætning, samt give et bud på de eksisterende procestrin. Således, at der fastlægges hvilke mulige processer, klemmetvingen har været igennem for at frembringe det færdige produkt. Analysen er begrænset til at omfatte skinne, fast kæbe og låseplade. Med udgangspunkt i ovenstående, vil formen på produktet blive revurderet med henblik på at forbedre det til en given fremstillingsproces. Efterfølgende er det målet at vurdere eksisterende materialekomposition for at finde et tilsvarende eller bedre materiale, som dels opfylder kravet om tilstrækkelig styrke og stivhed, men som også er egnet til den valgte proces.

6 2 Del I Produktanalyse

7 Produktbeskrivelse Kapitel 2 I dette kapitel beskrives klemmetvingen Quick-Grip r. Der gennemgås hvilke dele og materialer, produktet er sammensat af, og hvorledes disse dele er monteret til et færdigt produkt. Dernæst beskrives klemmetvingens funktioner og anvendelsesmuligheder, og kræfterne i produktet analyseres. 2.1 Beskrivelse af klemmetvingen I dette afsnit vil der være en beskrivelse af klemmetvingens opbygning, hvilke funktioner, der er indbygget i værktøjet og til hvilke formål klemmetvingen er anvendelig. På figur 2.1 på den følgende side er vist et billede af klemmetvingen set fra siden, med betegnelserne for de enkelte delemner. Detailtegninger af klemmetvingen er udført i CAD-modellering, der forefindes i den medfølgende bilagsmappe. I alt består klemmetvingen af 11 forskellige dele. Quick-Grip r er et to farvet produkt i sort og gul, der består af tre primære dele, en skinne og to kæber, en fast og en, der kan variere sin position trinløst på skinnen. Af disse dele er det den faste og den variable kæbe, der er udført i gul plast, mens grebet er udført i sort plast, og de resterende metaldele og de to gummimanchetter er sorte. Som det fremgår af figur 2.1 på næste side, er det skinnen, som er den forbindende del imellem de to kæber. Skinnens udformning er symmetrisk omkring både den vandrette og den horisontale center-akse, og der er således et udstanset hul i begge ender af skinnen. I skinnens frie ende er hullet stoppet med rørsplitten, mens det i den modsatte ende er omsluttet af den faste kæbe. Hullets funktion er her at virke låsende på plasten, ved støbning omkring skinnen. Samlingen ses på figur 2.2 på side 5. Denne montering er en engangs samling, da det ikke er muligt at adskille samlingen uden at klemmetvingen ødelægges. Udover kæbedelen, består den faste kæbe af en flytbar gummimanchet, der er fastgjort i en slids på spændfladen på den faste kæbe. En tilsvarende gummimanchet er ligeledes monteret i en slids på den variable kæbe. Den effektive arbejdslængde imellem de to gummimanchetter går fra 0mm til 323mm. Den nøjagtige arbejdslængde bestemmes af den variable kæbes placering på skinnen, der i den ene ende begrænses af den faste kæbe, hvor de to gummimanchetter mødes, og i den anden ende af en rørsplit. Den variable kæbes bevægelser på skinnen kontrolleres af to fjedre, en spændplade, en låseplade og et greb, der alle er monteret på den variable kæbe. Funktionsbeskrivelsen af disse dele findes i underafsnit på side 5. Delelementerne er monteret på den variable kæbe ved en geometrisk tilpasning af emnerne, med skinnen som det samlende monteringselement. Da rørsplitten er den låsende del i den ene ende af klemmetvingen, kan den variable kæbe afmonteres skinnen, når rørsplitten er fjernet Materialer Klemmetvingen består af to typer af materialer, stål og polymermaterialer. Der udføres forsøg på begge materialetyper, se appendiks F og G. For stålets vedkommende er det benyttet til skinnen, låsepladen, spændepladen og de to fjedre, mens polymer er benyttet til den faste kæbe, variable kæbe, grebet og

8 4 Produktbeskrivelse Figur 2.1: Klemmetvingen.

9 2.1 Beskrivelse af klemmetvingen 5 Figur 2.2: Fast kæbe skåret gennem på tværs, det ses hvorledes der er blevet støbt omkring skinnen. gummimanchetterne. Sammensætning af stålet bliver behandlet i underafsnit på side 13 og sammensætningen for plasten i underafsnit på side Funktioner Klemmetvingen opfylder samme funktion som en skruetvinge, der hovedsageligt anvendes til at holde forskellige emner fikseret. Forskellen er, at bevægelsen langs skinnen foregår ved, at der klemmes i stedet for at skrue sammen om et emne, se figur 2.3(b). Herved griber spændepladen i skinnen og fører den variable kæbe fremad. Efter et klem sørger låsepladen ved hjælp af friktion for, at den variable kæbe ikke glider tilbage igen, se figur 2.3(b). Denne procedure udføres, indtil den variable kæbe og den faste kæbe klemmer tilstrækkeligt om det indespændte emne. De to fjedre sørger for, at låsepladen og spændepladen returnerer til deres udgangsposition. For atter at løsne de indespændte emner, trykkes der på låsepladen, hvorved friktionen mellem skinnen og låsepladen ophører se figur 2.3(c). (a) Udgangs position. (b) Der klemmes om grebet. (c) Friktionen fjernes ved tryk på låseplade. Figur 2.3: Funktioner for klemmetvingen. Gummimanchetternes funktion er at skåne de emner, der klemmes på. Samtidig øger de friktionen mellem kæberne og emnerne, så disse ikke forrykkes i forhold til hinanden. Klemmetvingen har i forhold til skruetvingen den fordel, at den kan betjenes udelukkende med en hånd.

10 6 Produktbeskrivelse Produktanvendelse Klemmetvingen er velegnet ved fiksering af emner, således at det sikres, at emnerne ikke flytter sig i forhold til hinanden. Enhånds-betjeningen gør, at den ligeledes er nem at anvende på steder, hvor der er småt med plads, eller hvis arbejdssituationen bevirker, at en hånd er optaget andetsteds. Klemmetvingen, der produceres af Irwin Tools r, er ifølge deres produktbeskrivelse [Irwin(2005)] ideel til: Klemning ved limning Fastholdelse ved savning/boring En generel fiksering af emner 2.2 Kraftanalyse Ifølge producenten kan klemmetvingen præstere et maksimalt tryk på 150pund, hvilket svarer til 668N. Dette afsnit vil give et kvantitativt bud på de kræfter, der virker på tvingen, samt vurdere indre kræfter og spændinger i konstruktionen. Betragt tvingen i en tilstand hvor den er forspændt. Kræfterne for denne tilstand kan illustreres på fritlegemediagrammerne vist på figurene 2.4, 2.5 og 2.6. Overordnet kan kræfterne, som emnet påtrykker klemmetvingen med, betragtes som to punktbelastninger på henholdsvis den faste og den variable kæbe - punkt A og C. Fritlegeme 1:(Figur 2.4(a) på næste side) Kraften F 1 på den faste kæbe giver anledning til et lineært stigende moment ned gennem kæben. Den faste kæbe kan med god tilnærmelse betragtes som en bjælke, der er formet som en I-bjælke. Der er et bestemt krav til styrken, forudsat at klemmetvingen skal kunne præstere de 668N. Men stivheden er heller ikke uvæsentlig, idet for stor udbøjning vil begrænse klemmetvingens brugbarhed. Den faste kæbe har den største spændingsbelastning ved kæbens indstøbte sammenføjning med skinnen. Derfor må de største spændinger i den faste kæbe formodes at opstå, hvor denne skal overføre kræfterne til skinnen, som i øvrigt betragtes som en fast forbindelse. Et bud på en brudflade af den faste kæbe under belastning, vil være i snit A A, hvor der er en relativ stor geometriændring fra et I-profil til et fast rektangel med risiko for kærvvirkning i form af en stor geometriændring. Fritlegeme 2:(Figur 2.4(b) på modstående side) Ved statisk belastning kan forbindelsen mellem låsepladen og de legemer, den berører, betragtes som faste. I punktet B optages hele trækkraften F 3 fra skinnen og overføres som kraften F 4. I låsepladen optages også en stor del af bøjningsmomentet fra skinnen M 1. Der er dog stadig et restmoment, som vil blive overført til den variable kæbe. Momentet M 2, der optages i låsepladen, svarer til udtrykket i 2.1: Låsepladen udgøres af et rektangulært profil. M 2 = F 4 s 5, hvor F 4 = F 1 (2.1) Fritlegeme 3:(Figur 2.5 på modstående side) Kraftmomentet i afstanden s 1 gør sig gældende gennem hele skinnen, hvor bjælken er belastet af den samme trækkraft, som virker i punktet A. Momentet M 1 samt kraften F 1 gør sig ligeledes gældende i punktet B, hvor låsepladen er placeret. Punktet B kan betragtes som en fast forbindelse mellem låseplade og skinne grundet friktionen mellem de to legemer. Da

11 2.2 Kraftanalyse 7 (a) Fritlegemediagram 1. (b) Fritlegemediagram 2. Figur 2.4: Kraftpåvirkningerne på fast kæbe og låseplade. låsepladen er fjederpåvirket, vil dennes kanter i det aflange hul presse mod skinnens over- og underside. I punktet B vil hele trækkraften F 2 blive optaget, samt en stor del af momentet M 2. Der vil stadig være et restmoment M 3. Dette moment vil blive optaget i punktet E. Det essentielle for skinnen er at kunne overføre trækkraften, samt at være resistent overfor bøjningsmomentet. Herunder er stivheden mod udbøjning væsentlig. Figur 2.5: Fritlegemediagram 3. Fritlegeme 4:(Figur 2.6) Den variable kæbe skal under statisk belastning primært overføre kræfter fra punkt D til punkt C. Det er altså i denne del af legemet, hvor de primære kræfter forekommer under statisk belastning. Desuden er det omtalte restmoment M 3, som kan udledes ved betragtning 2.1 om momentligevægt omkring punkt E: M = 0 0 = F 1 s 6 + F 4 s 5 + M 3, hvor F 4 = F 1 M 3 = F 1 (s 6 s 5 )

12 8 Produktbeskrivelse Dette restmoment skal forplante sig i den variable kæbe. Momentet er medurs, og kan erstattes med et kraftpar F 5 i afstanden s 4. Geometrien i det variable modul består dels af I-profiler, dels af T -profiler (for selve den variable kæbe). Figur 2.6: Fritlegemediagram 4. Grebet udgøres af et U-profil, som er tilpasset med tolerancer, således det kan glide over T -profilet på den variable kæbe for at at skabe selve grebsgeometrien. I-profilet er den bedste geometri for bjælkebøjning med henblik på minimeret materialeforbrug, mens U- og T -profilerne har en lidt svagere, men tilfredsstillende geometri mod bjælkebøjning Brud Der er på klemmetvingen udført et en-akset trækprøveforsøg for at afgøre, hvor konstruktionen vil svigte. En manuel håndtering af klemmetvingen, kan fremarte spidsbelastninger på op til 1.000N. Klemmetvingen modstår et tryk på cirka 1.700N ved belastning. Se mere i appendiks I. 2.3 Delkomponenter Udvalgte delkomponenter undersøges med henblik på at fastslå funktionsflader, materiale og fremstillingsprocesser. Der ses bort fra standardkomponenter såsom fjedre og splitter. Der er udvalgt tre delkomponenter, som består at tre forskellige materialer. De tre valgte delkomponenter er: Fast kæbe Skinne

13 2.3 Delkomponenter 9 Låseplade Fast kæbe Her beskrives funktion, funktionsflader og materiale for den faste kæbe. Den faste kæbes opgave kan defineres til at overføre kræfterne i form af styrke og stivhed til skinnen, samt sikre en skridsikker overflade ved det opspændte emne. Funktionsflader Den faste kæbes formål er at holde et emne på en plan flade. Imellem emnet og den faste kæbe er der monteret en aftagelig gummimanchet, som sikrer, at opspændingen ikke skrider, samt fordeler fladetrykket fra kæben, således at ujævnheder i det opspændte emne ikke resulterer i for store trykspændinger. Figur 2.7: Funktionsflader og -længder på fast kæbe. Flade A 1, se figur 2.7, er selve trykfladen for den faste kæbe. Denne flade trykker på en plan side af det opspændte emne. Da der skal sidde en gummimanchet, er det af betydning, at friktionskoefficienten mellem gummimanchetten og flade A 1 er forholdsvis stor. Ligeledes er længderne s 1 og s 2 af betydning. Sammen med A 1 skal de udgøre den indvendige del af en slids, hvor gummimanchetten skal udgøre den yderste del, således at denne kan glide ned over den faste kæbe og sidde fast. Altså skal friktionskoefficienten være høj mellem de to materialer, samt at dimensionerne s 1 og s 2 skal have en passende tolerance, så der opnås en prespasning, når gummimanchetterne skal monteres. Den høje friktion er en nødvendighed, da gummimanchetterne kan glide ud af slidsen, såfremt trykfladen på emnet ikke er parallelt med A 1. Derfor er det også vigtigt, at den vinkelrette tolerance mellem A 1 og A 2 er god, da fladen A 2 fikserer den faste kæbe på skinnen. Det er altså et krav, at vinklen mellem x- og y-aksen ikke overstiger 90 o. Af hensyn til udbøjning af skinnen kan det være en fordel, hvis tolerancen er en smule under 90 o, så der ved arbejdsbelastning opnås en vinkel på præcis 90 o. Under alle omstændigheder stiller dette krav til stivheden af skinnen og kæben. Af hensyn til anvendeligheden af værktøjet, er det relevant, at s 4 er tilpas stor. Denne problemstilling beskrives i afsnit 4.1 på side 24. Da den faste kæbe skal overføre et kraftmoment til skinnen, er afstanden s 3 af betydning for de spændinger, der opstår som følge af fladetrykket i top og bund af A 2. Jo større s 3 er, jo mindre fladetryk bliver materialet udsat for, hvilket sætter krav til brudstyrken af materialet.

14 10 Produktbeskrivelse Materiale For at analysere et plast emne, er det relevant at se på følgende ved plasten: Bestemmelse af fremstillingsproces. Bestemmelse af plastmaterialet. Bestemmelse af fibermængden samt fibrenes størrelse. Dette afsnit vil beskæftige sig med de 2 nederste punkter mens bestemmelsen af fremstillingsprocesserne vil blive beskrevet i afsnit 3.1 på side 20. Udfra forsøgene foretaget på plasten, der er beskrevet i appendiks G, er der fremkommet et kvalificeret bud på plasttypen. Resultaterne for forsøget gav en sandsynlighed på henholdsvis 97,3% og 97.7% for at den gule og sorte plast, er en polyamid 6-baseret plast (PA6). Alle andre mulige plasttyper var ligeledes en polyamid-baseret plast. Udfra slib foretaget på den gule plast er det blevet konstateret, at fiberlængden i plasten strækker sig fra 33µm til 333µm, og gennemsnitslængden er 144µm. Ligeledes er det konstateret, at fibertykkelsen ikke varierer mere en et par µm fra hinanden og derfor kan sættes til 20µm, se figur G.2 på side 143 i appendiks G. Dette kan virke som nogle tykke fibre sammenlignet med længden, men som det ses af figuren i appendiks G varierer længderne meget. Fiberandelen i plasten er udfra afbrænding af plasten blevet bestemt til at udgøre 30% af plastens vægt, se appendiks G. Der er ikke foretaget afbrænding for undesøgelse af fibre i den sorte plast, men det antages, at den har samme indhold af fibre som den gule plast, og den eneste forskel på de to plasttyper er farven. Gummimanchetterne blev ikke undersøgt yderligere end til at bestemme, hvilken type plast de bestod af, hvilket er en ethylen baseret gummi (EPDM). Polyamider har nogen forskellige karakteristikker, og der er her beskrevet nogle af de vigtigste polyamid egenskaber. For yderlig beskrivelse se [Kalpakjian and Schmid(2001)] og [Karbæk and Lilholt(1993)]. Polyamid 6 er en delkrystallinsk termoplast, hvilket vil sige, at plasten har en delvist ordnet molekylær opbygning. At det er en termoplast indikerer, at molekylekæderne bliver holdt sammen af relativt svage Van Der Waalske bindinger, og at plasten kan sprøjtes udelukkende ved opvarmning. Hærdeplast derimod er en 2 faset plast, hvor en kemisk reaktion mellem to produkter skaber stærke bindinger, den kemiske proces sker normalt i sprøjtestøbemaskinen. Alle polyamider er karakteriseret ved at indeholde en større eller mindre antal amidgrupper, deraf navnet polyamid. Polyamider besidder en stor evne til at modstå udmattelse og et stort antal slagpåvirkninger, hvilket igen giver en næsten uendelig levetid. Polyamider har ligeledes ringe tendenser til at krybe. PA6 s krystallinske smeltepunkt er 225 o C, og den amorfe glasovergangs temperatur er ca. 150 o C. PA6 og PA6.6 tilhører de hårdeste og stiveste polyamider. Alle PA er har desuden stor slidstyrke. Polyamider bliver sprøde, og misfarvning indtræder ved større udsættelse for UV-lys. Størstedelen af polyamider er selvsmørende og resistante overfor de fleste kemikalier. Alle polyamider er vandsugende, hvilket er med til at fjerne uønskede mekaniske egenskaber. Typiske anvendelses områder for polyamider er gear, lejer, bøsninger, ruller, beslag, lynlåse, elektriske komponenter, kamme, rør, slid resistante overflader og medicinsk udstyr. De er velegnede til sprøjtestøbning, ekstrudering og blæsestøbning. Derudover er fremstillingsprocessen reversibel, og plasten kan derfor ved endt levetid genbruges.

15 2.3 Delkomponenter 11 Styrke Glasfiberforstærket PA6 har i henhold til [cam(2005)], et E-module på 6, 2GP a og en trækstyrke på 115MP a. Fremstilling På den faste kæbe er der en række ting, der afslører, at den er produceret ved sprøjtestøbning, og hvordan processen er foregået. Ud fra den faste kæbes form og geometri kan det konkluderes, at der er benyttet et værktøj med to halvparter uden bevægelige kerner. Det begrundes med at geometrien er enkel, og derfor ikke kræver bevægelige kerner. I overfladen er det derudover muligt at se tre typer spor. Det ses på figur 2.8(a), at der findes en grat hele vejen rundt om emnet. Dette afslører, hvor de to værktøjs halvdele har været samlet. Graten er opstået ved, at polymeren er blevet presset ud i mellem værktøjsdelene. Det kræver utrolig fine tolerancer på værktøjsdelene for at undgå dette, men det kan også skyldes for højt tryk. (a) (b) Figur 2.8: Her ses et overflade billede (a) og et tværsnit (b) af den fastekæbe. På figur (a) indikerer (1) en grat, (2) indikerer indsprøjtningshullet og (3) indikerer mærkerne efter udstødermekanismen. På tværsnitsfiguren (b) er fiberorienteringen skitseret, størrelses forholdet er dog ikke overvejet. (1) på figur (b) angiver indsprøjtningshullet og (2) angiver lufthuller i den faste kæbe. Det andet overfladespor befinder sig også på graten, som vist på figur 2.8(a). Denne korte forøgelse af grat bredden angiver sandsynligvis et indsprøjtningshul. Da der ikke findes andre spor af denne type, må det antages, at dette også er det eneste indsprøjtningshul. Det tredje spor, der også ses på figur 2.8(b), er to runde cirkel spor. De to runde cirkler findes kun på den ene side af den faste kæbe og angiver, hvor udstøder mekanismen har været placeret. Det er muligt at uddrage flere informationer af denne viden. For det første så angiver det hvilken halvdel af værktøjet, der har været bevægelig, og hvilken der har været fast. Den halvdel hvor udstødermekanismen er placeret, er den bevægelige/variable del. For det andet kan det konkluderes, at udstødermekanismen enten er begyndt at udstøde emnet, før det har været helt faststørknet, og derfor har produktionstiden været vigtigere end overflade kvalitet. Eller også er cirkelmærkerne opstået, fordi der ikke har været brugt tid på at indstille udstødermekanismen i forhold til værktøjet, hvilket vil sige, at en hurtig opstartstid har været prioriteret frem for en god overfladefinish. Udover de visuelle spor, der findes på overfladen, er der også visuelle spor under overfladen. For det første er det muligt at se, at den faste kæbe er støbt omkring skinnen, hvilket altså betyder, at skinnen skal ligges

16 12 Produktbeskrivelse ind i værktøjet, inden det lukkes. Dette skal enten gøres af en operatør eller automatisk ved hjælp af en robot eller en automat. Det andet spor, der findes under overfladen, er fiberorienteringen og -størrelsen. På figur 2.8(b) på forrige side er der vist et slib af den fastekæbe, hvor fiberorienteringen er skitseret. Orienteringen understøtter argumentet om, at indsprøjtningshullet ligger som tidligere vist, da fiberne orienterer sig i flowretning. Fiberorienteringen er sandsynligvis grunden til, at indsprøjtningshullet er placeret som vist på figur 2.8(a) på foregående side, idet fibrene får en orientering, der giver styrke og stivhed imod bøjning, da fibrene bliver udsat for træk og tryk i deres længderetning. Størrelsen af fibrene holder sig under 400µm, hvilket er den typiske maksimumsgrænse for sprøjtestøbte emner [Crawford(1998)]. Altså indikerer dette, at emnet er sprøjtestøbt. På figur 2.8(b) på forrige side er der markeret punkter, som indikerer huller. Hullerne er muligvis opstået på grund af et for svagt eftertryk, hvilket igen kan betyde, at der er blevet brugt for lidt tid på at indkøre sprøjtestøbemaskinen. Ud fra de spor, der her er beskrevet, er det altså muligt at konkludere, at tid har været utrolig vigtigt, og er blevet prioriteret frem for den perfekte overflade kvalitet. Produktet har dog stadig en acceptabel kvalitet i forhold til brugbarheden Skinne Her beskrives skinnen, hvis opgave er at holde kæberne i en given afstand, samt overføre kræfter med tilstrækkelig stivhed i form af træk-, samt bøjningsbelastninger. Funktionsflader Figur 2.9: Funktionsflader og længder for skinne. Den faste skinne er i den ene ende fast monteret med den faste kæbe, som er støbt omkring skinnen. I skinnen er der, ved punktet som ligger geometrisk midt for den faste kæbe, et hul i skinnen A 3, figur 2.9. Dette hul udgør sammen med det indstøbte plast en split-funktion, som - sammen med friktionen mellem kæbens plast og skinnen - skal optage trækkræfterne under belastning. Med placering af hullet A 3 i den halve afstand af s 3, undgås det at plasten, som udfylder hullet skal optage moment, som følge af afstanden t, figur 2.4 på side 7. Derved skal denne plast alene optage trækkræfterne mellem skinne og fast kæbe. Hullets diameter s 7 er af betydning for de tværspændinger, der vil opstå. Diameteren s 7 skal altså være tilstrækkelig stor til at optage kræfterne fra træk. Det må dog påregnes, at friktionen mellem plast og skinnen også bidrager til reaktion mod trækkræfter. Af hensyn til fladetrykket i funktionsflade A 2, er der et minimumskrav til bredden s 8 af skinnen. Bredden skal tilfredsstille et tilsvarende lavt fladetryk på henholdsvis skinnen og den faste kæbe. Bredden s 8 gør sig gældende for funktionsflade A 2, figur 2.7 på side 9, samt det tilsvarende hul i den variable kæbe, idet den variable kæbe skal kunne glide omkring skinnen. Ligeledes er der affinitet mellem tværsnitsgeometrien A 5 af skinnen og hullet i den variable kæbe. Herunder er krumningen A 4 af betydning for låseplade og

17 2.3 Delkomponenter 13 spændeplade, hvorimellem der skal skabes friktion med skinnen. Friktionens størrelse er uafhængig af arealet, men fladetrykket på skinnen mindskes ved øget bredde s 8, såfremt krumningsradiusen på krumning A 4 er ens for skinne, låseplade, samt spændeplade. I den anden ende af skinnen, er der et tilsvarende hul til montering af rørsplit, der virker som stop for den variable kæbe. Tværsnitsprofilen A 5 skal være den samme i hele skinnens længde. Geometrien A 5 må af hensyn til montering af variable kæbe ikke øges. Materiale Skinnen indeholder primært grundstoffet jern. Betragtes jerns afkølings og opvarmningskurve [Conrad Vogel(2001)], ses det, at kurven har 4 knæk, hvilket betyder, at jern ændrer fase 4 gange. Tre af faserne er afhængige af krystalgitterets struktur, mens den sidste fase bestemmer jernets magnetiske egenskaber. I den første fase, der ved opvarmning går til 768 C, kaldes jernet for α-jern, der har en kubisk rumcentreret gitterstruktur og er ferromagnetisk. Mellem 768 C og op til 911 C er gitterstrukturen stadig kubisk rumcentreret, men jernet er paramagnetisk, og kaldes i denne fase for umagnetisk α-jern. Ved temperaturer herover er jernet altid umagnetisk. Fra 911 C og op til 1392 C skifter gitterstrukturen til kubisk fladecentreret, og jernet kaldes nu γ-jern eller austenit. Den sidste fase kaldes δ-jern og optræder mellem C, hvor jernet atter er kubisk rumcentreret. Over denne temperatur er jern flydende. Gitterstrukturen er af betydning for jernets evne til at deformere plastisk, da deformationerne sker langs slipplanerne. For α-jern, også kaldet ferrit, er der tre typer slipplaner, hvor ingen af dem er tætpakkede, derfor skal der ved stuetemperatur relativt store aktiveringsspændinger til, før jern deformerer plastisk [Conrad Vogel(2001)]. Da skinnen viser sig at være magnetisk, bestemmes det, at en del af mikrostrukturen består af α-jern. Tilsættes jern kulstof, kaldes det stål, hvis egenskaber ændrer sig efter mængden af kulstof, der er jerns vigtigste legeringselement. Ved at betragte skinnen i et mikroskop er det muligt at se emnets mikrostruktur, hvilket kan ses på figur 2.10(a), viser skinnen i det smalle tværsnitsprofil, efter at emnet er blevet normaliseret, og figur 2.10(b) viser strukturen set fra et tværsnit taget på langs af skinnen. (a) (b) Figur 2.10: a) Skinnen normaliseret, snit taget i midten, 500. b) Skinnen set fra siden i en opløsning 500.

18 14 Produktbeskrivelse På figur 2.10(b) vurderes strukturen til at være anløbent martensit, men der er ligeledes områder med ren ferrit. Martensit dannes ved, at stålet under opvarmning omdannes til austenit, hvor omdannelsestemperaturen afhænger af kulstof-mængden i stålet. Herefter bratkøles emnet, og martensitten opstår, som følge af at strukturen ændres til en tetragonal gitterstruktur, der kan betragtes som en kulstof-overmættet ferrit-struktur. Da skinnestålet som nævnt indeholder områder bestående af ren ferrit, kan det betyde, at emnet under hærdeprocessen ikke er blevet varmet helt op til den påkrævede temperatur for en fuldstændig austenit-omdannelse. Da opvarmningen er afsluttet, har stålet således befundet sig i et to-faset område, bestående af α og γ-faser. Austenitdannelsen har således ikke været homogen, og derfor er martensitten heller ikke blevet homogen, men indeholder isolerede ferrit-områder. Mængden af kulstof i stålet kan bestemmes ved at betragte emnet på normaliseret form, hvilket er vist på figur 2.10(a) på foregående side. Ved en normalisering er emnet igen varmet op til fuld austenitisering og herefter afkølet i en hastighed, således at der dannes perlit, som består af ferrit (α-jern) og cementit (F e 3 C). Cementit dannes langs austenittens korngrænser og indeholder 6, 69%C, hvilket medfører et lavere kulstofindhold i lokalområdet omkring cementitdannelsen, dette muliggør ferritdannelse. Da ferrit ikke kan indeholde særlig store mængder kulstof, medfører dannelsen af ferrit et overskud af kulstof og derved dannes en ny cementit-lamel, indtil hele austenitkornet er omdannet til perlit. På figur 2.10(a) på forrige side kan det ses, at det normaliserede emne indeholder både perlit og ferrit. Perlit har en eutektoid sammensætning, hvilket vil sige, at det indeholder 0, 8%C. Derfor kan mængden af kulstof bestemmes udfra mængden af perlit set i forhold til den samlede mængde. Udfra figur 2.10(a) på foregående side vurderes det, at den samlede mængde af perlit udgør halvdelen af den samlede struktur, hvilket giver et kulstof-indhold på 0, 4%. Mængden af kulstof i stålet har betydning for emnets hårdhed. Inden emnet hærdes, betyder et kulstof indhold på 0, 4%, at martensitten har en hårdhed på omkring 700HV. Ved et kulstof-indhold på 0, 4%, er det muligt at sejhærdet emnet ved C. Ved at sejhærde materialet falder skinnens hårdhed, men sejheden stiger [Conrad Vogel(2001)]. Ved at gøre brug af dybdeafhængige hårdhedsprøver kan det konstanteres, at hårdheden i midten af skinnestålet er faldet fra over 600HV til omkring 276HV i en afstand af 1, 5 til 2mm inde på pladen. Materialet er altså efterfølgende blevet overfladehærdet. På figur 2.10(b) på forrige side kan det ses, at der er dannelse af slagge langs korngrænserne, hvilket vidner om, at der er andre legeringselementer i stålet end kulstof. Disse legeringselementer forefindes dog i så små mængder, at metallet stadig betragtes som ulegeret, hvilket en grundstof-analyse foretaget med et scanning-elektron mikroskop (SEM) fastlægger. I henhold til denne analyse er der tale om α-jern, hvilket bekræfter de ovenstående analyser af emnet. Følgestofferne kortlægges til at være silicium og mangan. På figur 2.11 på næste sideses resultatet af analysen med SEM. Den proces som mikrostrukturen har været udsat for, kan på baggrund af ovenstående overvejelser være foregået på følgende måde: Virksomheden har købt et 0, 4%C stål, der er normaliseret, og har en hårdhed på HV. Ved denne hårdhed er det muligt at bearbejde materialet. Materialet har efterfølgende været udsat for en sejhærdningsproces, hvor austenitiseringsprocessen ikke har været fuldstændig. Færdigbehandlingen af emnet er sket med en overfladehærdning, der kunne være en induktionshærdning, da emnet kan påvirkes magnetisk, og desuden har en geometri, der gør det muligt at vikle en spole omkring. Fremstilling Skinnen har to huller, en i hver ende, som er udstanset. Den er ligeledes stanset ved enderne. Stansningen er foregået i samme retning ved både udformning af hulgeometri og afkortning af skinnen, hvilket kan ses på brudfladen, se på side 17 for uddybning af stanseprocessen. Overfladen er glat og har en sort farve, som er er opnået ved sortoxidering se afsnit I overfladen er der streger på langs ad skinnen,

19 2.3 Delkomponenter 15 Figur 2.11: Grafisk afbildning af analysen i SEM, hvor toppene viser grundstofindholdet i skinnen. Jern er det dominerende grundstof, og desuden er der mangan, silicium og kulstof i emnet. som indikerer, at den har været udsat for en proces, samt i hvilken retning processen er forgået i. Den mest sandsynlig proces vil være en rulning da dette stemmer godt overens med skinnens glatte overflade, og denne proces bruges ofte til at afslutte formgivningen af stangmaterialer Låseplade Låsepladens funktion er at holde den variable kæbe fikseret på skinnen. Den er fjederpåvirket, således at den altid låser på skinnen. Figur 2.12: Funktionsflader og -længder for låseplade. Funktionsflader Hulprofilet A 6, figur 2.12, skal passe til skinnens geometri, hvorved der opnås en låsefunktion ved friktion.

20 16 Produktbeskrivelse Afstanden s 9 skal have en længde, således at låsepladen træder i det tilpassede leje på den variable kæbe. Endvidere er bredden s 1 0 og godstykkelsen s 1 1 af betydning for styrken af låsepladen. Låsepladen bliver udsat for bøjningsmoment både ved statisk belastning, samt ved udløsning af låsepladen. Materiale For låsepladen gælder der ligesom for skinnen, at den hovedsagligt består af jern og er ferromagnetisk og altså ligeledes har α-jern som sammenhængende byggesten. For en nærmere beskrivelse heraf se afsnit på side 13. Et mere entydigt billede af den indre struktur opnås ved at betragte låsepladen i et mikroskop, hvilket er gjort på figur 2.13(a), hvor låsepladens mikrostruktur ses ved en forstørrelse 500. På figuren ses den karakterstikke struktur for anløbet martensit, der er ulegeret. Omkring martensit se afsnit på side 13. (a) (b) Figur 2.13: a) Låsepladens mikrostruktur, anløbent martensit, forstørrelse 500 b) Låsepladen normaliseret, snit taget fra midten med af emnet, med forstørrelse 500. Mængden af kulstof i låsepladen bestemmes på samme vis som for skinnen. Ud fra mikroskopbilledet, figur 2.13(b) vurderes det, at mængden af perlit, der indeholder 0, 8%C, er 0, 8% af den samlede mængde, og således fås et kulstof indhold på cirka 0, 6%C. Dette kulstof-indhold gør at emnet, inden det anløbes, har en hårdhed på omkring 850HV, når det er fuldstændig omdannet til martensit. I denne tilstand er emnet sprødt, og det er derfor nødvendigt at anløbe martensitten, for at gøre emnet mere sejt. Det normale kulstof-indhold for stål, der hærdes ved C (sejhærdning), er på omkring 0, 2 0, 5%C, men også emner med et højere kulstof-indhold sejhærdes. Det anses i låsepladens tilfælde at være den benyttede metode. Som tidligere nævnt medfører sejhærdning, at hårdheden falder, hvilket også er tilfældet for låsepladen. Det blev ved Vickers hårdhedsprøvning målt, at låsepladens hårdhed var mellem 438HV 490HV, dog lidt lavere ved de korte kanter. Af hårdhedsmålingerne fremgår det ligeledes, at emnet ikke har en varierende hårdhedsprofil, og derfor er det sandsynligvis ikke overfladehærdet. En sandsynlig proces, som låsepladen kan have været igennem på mikroniveau, er at virksomheden har købt stålet som ulegeret 0, 6%C stål i normaliseret form, hvor det har en hårdhed på omkring 200HV, hvilket gør det muligt at bearbejde. Efter formgivningen er stålet udsat for en sejhærdningsproces, der medfører en hårdhed på HV, der er lidt højere end normalt opnået ved sejhærdning, men for lavt til at det har været overfladehærdet.

21 2.3 Delkomponenter 17 Fremstilling Låsepladen er stanset ud af en 3mm plade i en række af processer. Pladen er bukket ca. 15 grader i spidsen for er at følge grebet. Ved udstansning fremkommer der bearbejdningsmærker på siden af det udstanset emne. Snitfladens overflade er opdelt i en blankzone og en brudzone. Blankzonen fremkommer, idet stanseværktøjet trykker sig ned i pladematerialet. Når tværspændingerne bliver store nok, opstår der revnedannelse, og pladen bryder som vist på figur Heraf opstår der en brudzone og en grat. Brudzonen har en ru overfladestruktur, som kan variere. Den øverste del af det udstansede emne har Figur 2.14: Illustration af stanseprocessen og de kendetegn der opstår herved. samme diameter som stemplet, mens den nedre del har samme diameter som hullet i snitpladen. Herved vil der opstår en vinklet kant på pladematerialet i forhold til overfladen. Denne brudvinkel afhænger af afstanden mellem stemplet og matricen i vandret retning, som vist på figur Denne afstand kaldes en clearence, og er normalt 2 10% af pladetykkelsen. Clearence er afgørende for formen og ruheden af emnets overflade på kanten. Ved at forøge afstanden opnåes en mindre blankzone, og brudzonen bliver mere ru. Forholdet mellem blankzonen og brudzonen afhænger af sejheden og tykkelsen af materialet samt clearence. Et sprødt materiale har en lille blankzone. Bredden på deformationszonen, der er vist på figur 2.15(a) på den følgende side, afhænger af hastigheden på stemplet. Ved forøgelse af stempelhastigheden formindskes grathøjden, og overfladen bliver mere glat [Kalpakjian and Schmid(2001)]. Stansning vil altid medføre grater, som ofte kan være skarpe. Da brugeren af klemmtvingen er i direkte kontakt med låsepladen, er dette uhensigtsmæssigt. Grathøjden afhænger af clearence og sejheden af materialet. Grathøjden forøges ved en forøgelse af clearence eller sejheden. Grater skal slibes væk i en efterfølgende bearbejdningsproces. På figur 2.15(b) på næste side ses et tværsnit af låsepladen. Det ses, at kanten slår ind imod midten af pladen. Dette tyder på, at der er benyttet en lille clearence, som illustreret til venstre på figur 2.15(a) på den følgende side. Blankzonen på låsepladens sider er lille i forhold til brudzonen, hvilke stemmer godt overens med låsepladen. Som det ses på figur 2.14, er blankzonen lille. Herved er grathøjden reduceret, hvilket minimerer behovet for slibning. Herved kan der spares tid i slibeprocessen. Graten er dog ikke helt fjernet, men slebet i en sådan grad, at den ikke udgør en risiko for brugeren samt

22 18 Produktbeskrivelse (a) På figuren ses hvorledes brudfladen er afhængig af clearence [Kalpakjian and Schmid(2001)]. (b) Snit af låsepladen. Det er kanten i siderne der analyseres på med hensyn til stanseprocessen. Mærkerne der ses til højre er fra hårdhedprøven. Figur 2.15: Brudflade ved låsepladen ikke slider unødigt på skinnen. Ved mere slibning kunne der muligvis være opnået en pænere overflade. Det har i produktionen af låsepladen som ved den faste kæbe været omkostninger og produktionstiden, der har haft den højeste prioritet, fremfor overfladefinish.

23 Procesrækkefølge Kapitel 3 Dette kapitel beskriver en mulig procesrækkefølge for fremstillingen af klemmetvingen. I kapitel 2 blev det analyseret, hvorledes de tre delkomponenter; den fastekæbe, låsepladen og skinnen, er fremstillet. Der vil ud fra denne viden blive diskutere en mulig procesrækkefølge og foreslået mulige maskinstørrelser. Klemmetvingen er fremstillet i plast og stål. Den består af følgende komponenter: Plastkæber, plastgreb, to plastskjold, mærkater, låseplade, spændplader, en split af fjederstål og to fjedre. Figur 3.1 illustrerer i hvilken rækkefølge, de forskellige processer tænkes udført. Som vist på figur 3.1 forløber mange af processerne sideløbende med hinanden. Figur 3.1: Et bud på processrækkefølgen til produktion af Quick-Grip r klemmetvinge. I alle kasserne til venstre er de færdige produkter og de halvfabrikata produkter, som der sandsynligvis indkøbes ved eksterne leverandører angivet. Grebet, kæberne er fremstillet af glasfiberforstærket plast ved sprøjtestøbning. Gummimanchetterne er

24 20 Procesrækkefølge ligeledes sprøjtestøbt, men af andet materiale. Låsepladerne er stanset ud. Skinnen er afkortet ved stansning. De resterende dele såsom: mærkater, fjedre og nitter, er sandsynligvis købt færdige ved eksterne leverandører. Da klemmetvingen produceres i et forholdsvis stort styktal, vil det være en fordel, hvis fremstillingenprocessen helt eller delvist er automatiseret. Ved stort styktal vil automatisering kunne reducere og optimere fremstillingstiden samt omkostningerne. 3.1 Produktion af den faste kæbe I dette afsnit ses der nærmerer på produktionen af den faste kæbe. En mulig procesrækkefølge og muligt produktionsudstyr beskrives Mulig procesrækkefølge for fremstilling af den fastekæbe Den faste kæbe er produceret ved en procesrækkefølge, bestående af en række trin, hvor selve sprøjtestøbningen er den primære. En sandsynlig procesrække er som følger: Iblanding af farve Isætning af spændestang Sprøjtestøbning Afklipning af indsprøjtningsgrat. Iblanding af farve og isætning af spændestang Som det første i procesrækken er PA6-granulaten blevet blandet med farve. I følge [Institut for Produktion(2005)] skal der ved farvning tilsættes 1-2% farve til granulaten. Denne opgave kan have været udført automatisk eller manuelt. Alternativt har plast granulaten allerede været farvet fra plast leverandøren, hvilket i såfald har sparet dette trin. Det næste trin har været at isætte skinnen i sprøjtestøbeværktøjet. Hertil har det været nødvendigt med en operatør eller automatik. Automatiseringen har været mulig at løse med en relativ ukompliceret robotarm, med få frihedsgrader. Isætning af spændestang og blanding af farve er ikke som angivet nødvendigvis foregået successivt, da det også er muligt, at disse to procestrin er foregået sideløbende. Sprøjtestøbning i PA6 Efter de to første trin er procesrækken nået til sprøjtestøbningen. Dette er en automatisk proces, som efter en indkøringsfase, ikke nødvendigvis har haft brug for en operatør. Sprøjtestøbning foregår typisk med en af to typer maskiner, stempel-typen eller snekke-typen. Det er dog muligt at fastslå, at det sandsynligvis er snekke-typen, der er brugt i dette tilfælde. Som beskrevet er den faste kæbe produceret i fiberforstærket polymer, og her er snekke-typen oftest anvendt. Denne type har flere fordele frem for stempel-typen. Her kan blandt andet nævnes bedre blanding af smelten og bedre homogenisering af smelten, hvilket er vigtigt for at få den samme koncentration af fibre i hele emnet [Crawford(1998)]. Udover at sprøjtestøbning i fiberforstærket polymer stiller større krav til blandt andet blanding og homogenisering af smelten, findes der andre fordele og ulemper: Højere viskositet nødvendigt med højere tryk [Crawford(1998)]. Større stivhed af emnet Lavere størkningstid, men mere slid på værktøjet (det er nødvendigt med hærdet værktøjsstål [Crawford(1998)]). På figur 3.2 på modstående side ses tidsfordelingen af de enkelte sprøjtestøbetrin i en normal sprøjtestøbning. I tilfældet med den faste kæbe, har der været enkelte forskelle. Pausedelen har sandsynligvis fyldt mere i fordelingen, da skinnen skulle isættes. Desuden har hele køleperioden sandsynligvis fyldt mindre, da fiberforstærket polymer ikke har brug for meget køletid i forhold til uforstærket polymer [Crawford(1998)].

25 3.2 Produktion af låseplade og skinne 21 Figur 3.2: Tidsfordeling af de enkelte procestrin i en sprøjtestøbeproces [Crawford(1998)]. Afklipning af indsprøjtningsgrat Afklipning af indsprøjtningsgraten, har været den sidste del af fremstillings processen. Dette kan have været udført manuelt eller automatisk, afhængigt af prisen på arbejdskraft kontra automatik Muligt produktions udstyr I procesrækkefølgen indgår der flere maskiner og en del automations udstyr. Det er dog sprøjtestøbningen, der er den primære. Sprøjtestøbemaskinens størrelse afhænger af flere variable, hvor den væsentligste er antallet af hulrum i værktøjet. Da det ikke er mulig at komme med et fornuftigt bud på antallet af hulrum, er det ikke muligt at beregne maskinstørrelsen der har været benyttet. Sprøjtestøbningen af den fastekæbe kræver dog ikke nogen speciel sprøjtestøbemaskine. Almindelige modeller som Arburg Allrounder serien [Arburg(2005a)] kan benyttes. 3.2 Produktion af låseplade og skinne I dette afsnit beskrives den mest sandsynlige produktionsmetode, hvormed låsepladen er produceret. Metoden vurderes ud fra hvilke kendetegn processen har efterladt på emnet. Der tages udgangspunkt i låsepladen, da den er den mest komplicerede procesrække. Nogle af kendetegnene fra processerne er sammenfaldene for de to delemner. Her kan nævnes stansemærker og overfladebehandlingen Mulig processrækkefølge for fremstillingen af låseplade Stansning og bukning Stanseprocessen er udført i et snitfølgeværktøj, hvor processen er opdelt i trin. Pladematerialet leveres oprullet på bånd. Inden udstansningen rettes pladematerialet ud af en række valser, der køre materialet frem til en føder mellem hver trin i stanseprocessen. Føderen sidder på stansemaskinen. Stanseprocessen kunne være som følgende: I første trin stanses huller til gennemføringen af skinnen, hvorefter materialet køres en længde frem svarende til en låseplades bredde. I trin to klippes bunden af pladerne af ved sideklip, der bestemmer fremførings længden. I trin tre udstanses toppen af pladerne, hvorefter pladerne bukkes i trin fire. Det sidste trin frigør låsepladen. På figur 3.3 på næste side er den antagede stanseproces illustreret. Der stanses to plader ad gangen for at reducere spilmateriale. Stempelkraften er den kraft, stempelet skal påvirkes med, for at værktøjet trænger igennem materialet. Denne trykraft er afhængig af tykkelsen og brudstyrken på materialet samt længden på klippekanten. Den maximale trykkraft kan estimeres ud fra formel 3.1

26 22 Procesrækkefølge Figur 3.3: Her ses hvorledes stanse processen kan se ud. Tallene på figuren illustrerer rækkefølgende af processerne. F = 0, 7 T L S ut (3.1) Hvor T er pladetykkelsen, L er længden af klippekanten på det udstanset materiale og S ut er brudstyrken for materialet [Kalpakjian and Schmid(2001)]. Afrivekraften er den kraft, der skal til for køre stemplet fri af materialet igen, som følge af at materialet trykker på siden af stemplet. Denne er omkring procent af trykkraften [Danckert(2005)]. Som regneeksempel er trykkraften til udstansning af hullet i låsepladen beregnet. Kraften er beregnet udfra en estimeret omkreds på 37, 7mm: F = 0, 7 3mm 37, 7mm 640N/mm 2 = 51kN I normaliseret form har pladen en brudstyrke på 200HV svarende til 640N/mm 2. Se afsnit på side 16. Dette vil sige, at der skal 51kN til for at stanse hullet i pladen. Slibning af grater Grater slibes væk efter stansning. Denne proces kan foregå på flere måder. Dette kan være en af følgende processer: Manuel slibning: Låsepladen slibes manuelt på slibemaskine af en medarbejder. Robot slibning: Låsepladen slibes manuelt på slibemaskine af en robotarm. Slibning i trommel: et antal låseplader placeres i en trommel med slibepulver hvorefter tromlen roteres til graten er væk i tilstrækkelig grad [Danckert(2005)]. Sand/glasblæsning: et antal låseplader placeres i et kammer og slibes med glas eller sandkorn, enten manuelt eller automatisk. Termisk: låsepladerne placeres i et kammer, som fyldes med en blanding af ilt og gas. Denne blanding antændes, og en varmebølge på 3300 C opstår. Graten opvarmes øjeblikkeligt og smelter. Resten af emnet opnår en temperatur på ca. 150 C [Kalpakjian and Schmid(2001)].

27 3.2 Produktion af låseplade og skinne 23 Da styktallet er af en anselig størrelse, vil det mest sandsynlige være en sand-slibeproces, der nemt og billigt gør arbejdet automatisk. Da emnet er udstanset, og ligger frit, vil det være oplagt, at benytte enten trommel eller den termiske proces. Da graten ikke har været stor, og heller ikke er fjernet helt, vil tromleslibning være velegnet. Hærdning Efter udstansningen er låsepladen sejhærdet for at opnå en større slidstyrke. Overfladebehandling Låsepladen er overfladebehandlet ved en sortoxydering. Dette er en tynd overflade, der beskytter mod korrosion, samt giver en ensartet sort overfalde. Sortoxydering foregår ved at emnet nedsænkes i et bruneringskar med bruneringssalt og vand ved 140 C [Rasmussen(2005)]. Som korrosionsbeskyttelse egner processen sig bedst til emner, der opbevares indendørs i et ikke aggressivt miljø [Thomsen(2005)]. Det forventes, at klemtvingen primært benyttes i indendørs eventuelt i uopvarmede værksteder. Dette miljø tilhører korrosionsklasse 1, der har en ubetydelig aggressivitet. Fordelen ved sortoxydering er, at der opnås et ensartet sortfarvning af overfladen, og det er en enkel proces. Bruneringsprocessen forårsager ikke dimensionsændringer. Låsepladerne skal før neddypning i badet, have en metallisk ren overflade. Dette opnåes ved affedtning. Emnernes korrosionsbeskyttelse er afhængig af behandlingstiden i bruneringskaret [RIVAL(2005)]. Beskyttelseslaget er tyndt og slides hurtigt i forhold til produktets levetid. Behandlingen er sandsynligvis beregnet til at holde produktet korrosionsfrit indtil det tages i brug. Denne behandling er også foretaget på skinnen Muligt produktions udstyr I procesrækken til pladestansning indgår der flere maskiner. Der vil i det efterfølgende diskuteres en mulig maskinstørrelse for stansemaskinen, som kan have været benyttet. For at give et overslag på en maskinstørrelsen er det primært trykkraften, der forbindes med maskinstørrelsen. Et eksempel på en stansemaskine til stansning af hullet, der kræver en trykstyrke på minimum 51kN, kunne være en EPF 250kN stansemaskine fra Povl Møllers Maskinfabrik A/S. Denne maskine har en kapacitet på 200 stanseoperationer per minut [Møllers(2005)].

28 Alternativt produktdesign Kapitel 4 I de foranstående kapitler er klemmetvingen og udvalgte delemner af denne undersøgt i sin nuværende form. Formålet med dette kapitel er at vurdere, hvorvidt en ændring af designet og produktionsprocessen vil resultere i en optimering af delemnet den faste kæbe. 4.1 Form I dette afsnit diskuteres det, hvorledes den faste kæbes form kan optimeres. Det er valgt, at bibeholde funktionsfladerne jævnfør figur 2.7 på side 9. Der er flere aspekter i at ændre funktionsgeometrien. Som udgangspunkt er det interessant at kigge på funktionslængderne s 4 og s Ved en forøgelse af s 4 opnåes der en øget brugbarhed ved fiksering af emner med store kanter. Størrelsen af s 4 er proportional med hvor stor en kant, der kan klemmes over, jævnfør figur 4.1(a) på næste side. Omvendt giver en øget s 4 begræsning på snævre områder. Begrænsning kan illustreres som s 6 på figur 4.1(b). Denne værdi stiger proportionalt med s 4. Så jo dybere kæben skal kunne række, jo mere plads kræver det bag emnet. Der opnås altså ikke en bedre, men blot ændret funktionalitet. 2. Ved en forøgelse af s 5, jævnfør figur 2.7 på side 9, gives klemmetvingen en større rækkevidde. Forudsat, at et givent emne skal kunne fikseres med én klemmetvinge alene, er der et minimum, som s 5 må være af hensyn til at trykke centralt på emnet og ikke helt ude ved kanten. Men ligesom med s 4 falder brugbarheden på snævre steder proportionalt med forlængelsen. Et andet aspekt i at øge s 5 er, at bøjningmomentet gennem kæben, og dermed udbøjningen af kæben, bliver tilsvarende større. Et modtræk hertil vil bestå i en stivere kæbe, hvor den geometriske stivhed og/eller E-modulet ved materialevalg skal øges, for at overholde kravet til udbøjning. Det er valgt at bibeholde funktionsfladerne og -længderne, da en ændring i disse ikke vil give en større funktionalitet, men målgruppen for anvendelsen, så at sige, vil blive en anden. Ved en forøgelse af funktionslængden s 4 vil det være muligt, at klemme over store kanter. Til gengæld begrænses klemmetvingen på snævre områder Krav til form Baggrunden for at optimere på formen kan deles op i to. Først er det formålet at reducere materialeforbruget i forhold til den geometriske stivhed. Desuden er det vigtigt, at formen giver mulighed for en hurtig køletid. Samtidig skal den faste kæbe stadig kunne løse sin opgave, og derfor skal følgende krav overholdes: Funktionsfladerne skal bevares. Styrke og stivhed skal tilsvare det originale produkt. Godt smelte flow. Valg af form er ikke alene bestemmende for, om alle kravene overholdes. Materialevalget er også af stor betydning, derfor diskuteres dette valg i afsnit 4.2

29 4.1 Form 25 (a) Længere funktionslængde giver mulighed, for at klemme i fordybninger - eksempelvis over en kant. (b) Dog begrænses den i det geometriske miljø, da der skal være et vist frirum. Figur 4.1: Resultat af forøgelse af funktionslængden s Geometriske muligheder Som beskrevet er et af målene med en ny form at spare på materiale forbruget, så den faste kæbe kan produceres billigere. Den faste kæbe skal dog bevare sin styrke og stivhed. En forms geometriske stivhed er udtrykt ved inertimomentet I, og materialeforbruget per længde enhed kan udtrykkes ved tværsnitsarealet A tværsnit. For at vurdere forskellige formers stivhed i forhold til deres I I materialeforbrug, kan det derfor være nyttigt at vurdere størrelsen A tværsnit. Et stort forhold A tværsnit, betyder en stor stivhed i forhold til forbruget af materiale. På figur 4.2 sammenlignes den originale form med forskellige andre former. Aller fire former har det samme overfladeareal, og de samme udvendige dimensioner. I A = 68 I A = 59 I A = 21 I A = 41 Figur 4.2: På figuren ses først den originale form, og dernæst ses der tre andre formforslag. Alle formerne har det samme tværsnitsareal, og de samme udvendige mål. Forholdet I A vurderes for alle formerne. Det ses, at I-profilet har den bedste stivhed i forhold til materialeforbruget. Det ses på figur 4.2, at I-profilet klart er den mest egnede form, i forhold til materiale forbruget. Slutteligt kan det derfor konkluderes, at I-profilet er det mest optimale, men at det rektangulære rørprofil også kan benyttes.

30 26 Alternativt produktdesign 4.2 Materiale Som beskrevet i underafsnittet 2.3 på side 8, hvor den faste kæbe analyseres som et udvalgt delemne af klemmetvingen, er kæben konstrueret i en glasfiberforstærket polyamid med betegnelsen PA6-GF30. Dette afsnit vil diskutere, hvorvidt en optimering af produktet kan opnås med et andet materialevalg. Til klemmetvingens materiale er der en række produktkrav, som skal opfyldes. Med hensyn til polymer er PA6-GF30, det nuværende materiale, vurderet i forhold til andre polymertyper, dette er sket i appendiks R. Ud fra denne undersøgelse, vurderes PA6-GF30, at være en egnet polymér at fremstille den fast kæbe i. Der findes imidlertidigt andre muligheder end polymer. I dette afsnit vil det blive undersøgt hvilket materiale, der er egnet til den faste kæbe. Der er benyttet metoderne beskrevet i [Ashby(1999)], hvor de benyttede materialekort ligeledes er at finde. Udledning af formler forefindes i appendiks J. Den faste kæbes kan i henhold til afsnit 2.2 på side 6 beskrives som et I-profil udsat for et bøjningsmoment. De begrænsende faktorer for profilet bestemmes til at være stivhed, styrke og form. Da klemmetvingen er et enhåndsbetjent værktøj, der bør kunne anvendes på fysiske besværlige områder, bestemmes de objekt funktioner til at være minimal masse fog minimal volume. Desuden fastsættes lav materialepris som krav, da aftagergruppen er den almindelige forbruger. De frie variabler er tværsnitsarealet og materialetypen. Materialeindeksene M, der viser sammenhængen imellem den objekt funktion og den af materialet afhængige variabel, er fundet på to måder. Fra M 1 -M 6 er hver enkelt begrænsende faktor set i forhold til hver enkelt objekt funktion. Ved M 7 -M 8 er materialet vurderet ud fra, hvor godt det opfylder begge begrænsende faktorer, set i forhold til de objekt funktioner minimal masse og volume. Udtrykkene for materialeindekserne kan ses i tabel 4.1. I henhold til [cam(2005)] er trækstyrken for PA6-GF30 115M P a, og har et E-modul på 6, 2GP a, hvilket derfor betragtes som et minimumskrav. M 1 Minimal volume og maksimal stivhed min(v) max(e) M 2 Minimal volume og maksimal styrke min(v) max(σ f ) M 3 Minimal masse og maksimal stivhed min(m) max(e 0,5 /ρ) M 4 Minimal masse og maksimal styrke min(m) max(σ f ρ) frac23 M 5 Minimal pris og maksimal stivhed min(c) max(e 0,5 /ρc m ) M 6 Minimal pris og maksimal styrke min(c) max(σ 2/3 f /ρc m ) M 7 Minimal masse og maksimal styrke og stivhed min(m) max( (σ f /ρ) 2 E/ρ ) M 8 Minimal volume og maksimal styrke og stivhed min(v) max(σf 2/E) Tabel 4.1: Sammenhæng mellem objekt funktion og materialets egenskaber De enkelte materialeindeks er undersøgt i henhold til de respektive materialekort, der er at finde i [Ashby(1999)] kapitel 4. På figur 4.3 på næste side, er vist kortet for E-modulet og densiteten. De opstillede kriterier kan indtegnes herpå, og de materiale typer, der ligger i det afgrænsede område, er således dem, der opfylder de givne kriterier for M 1 og M 3. På tilsvarende vis aflæses på de øvrige kort i [Ashby(1999)], de materialer, der opfylder indeks M 1 -M 8, med nedre grænse bestemt af polymererne. Resultatet heraf er skematisk givet i tabel J.2 i appendiks J. I samme tabel er desuden listet resultatet af at indekserne er rangordnet således, at M 5 og M 6 er lig 2, M 7 og M 8 er lig 3 og de resterende har værdi 1. Herved er det muligt at indskrænke feltet til fire materialer omfattende kulstof-stål (12 point), Aluminiumslegeringer (12 point), Magnesium (12 point) og det oprindelige materiale PA6-GF30. Den mest ideelle form er i afsnit 4.1 på side 24 et I-profil, hvilket giver formbarheden af materialet betydning i materialevalget. Formfaktoren for et givent materiale afhænger af to ting, hvad der er teknisk muligt at producere, og lokal bulning som følge optimering af formen. Formfaktoren kan derfor ikke blive uendelig stor, og kan beregnes ud fra udtrykket i formel 4.1.

31 4.2 Materiale 27 Figur 4.3: Materialekort for E-modul og densitet [Ashby(1999)]. Ø e B = h (1 + 3 b/h)) 2 t (1 + b/h) 2 (4.1) Med b = 14mm og h = 22,7mm på den nuværende konstruktion, findes Ø e B = 12,38/t. Da t rent praktisk ikke kan blive uendelig lille, kan formfaktoren ikke blive uendelig stor. Baseret på det beregnede udtryk for formfaktoren, og indhentede informationer omkring materialernes formbarhed, sættes formfaktoren for de fire materialer til at være kulstof-stål = 6,8, Aluminium = 4,6, magnesium = 3, PA6-GF30 = 2,8. Værdierne er estimater, men da der for materialernes egenskaber benyttes middelværdier, anses dette for at være passende. Formfaktoren benyttes på de to højest vægtede materialeindekser, og resultatet heraf kan ses i tabel 4.2. Det skal bemærkes, at af de udvalgte materialer er magnesium og aluminium de to dyreste, med en relativ pris i forhold til kulstof stål på henholdsvis 2-4 og 2-3 [Kalpakjian and Schmid(2001)], mens PA-GF30 er i et forhold 1,3-2,3. Materiale ρ E (GPa) σ f (MPa) (Ø e B) max σ 2 f E (Ø e B σ f ) 2 E ( σ f ρ )2 E ρ Kulstof-stål 7,85 207,5 322,5 6,8 0,5 23, 2 0, Al-legering 2, ,6 0,94 19, 8 0,347 7 Mg-legering 1,84 44, ,23 11, 2 0,674 6 PA6-GF30 1,3 6, ,8 2,03 16, 0 1,64 13 Tabel 4.2: Værdier for indeks M 3 og M 7 ved brug af formfaktoren Ø e B ( σ f ρ )2 E ρ Ud fra tabel 4.2 ses det, at styrkeforholdet imellem de fem materialer ændres ved indførslen af formfaktoren (Ø e B). Skal materialet have både styrke og stivhed, er det kulstof-stål og aluminium, der klarer sig bedst ved brug af formfaktoren, mens PA6-GF30 er bedst når der er minimal masse og maksimal styrke og stivhed. Magnesium har en lav densitet set i forhold til de øvrige materialer, men det er ikke særlig formbart og er der krav til høj styrke og stivhed, kan det ikke leve op til de øvrige materialer.

32 28 Alternativt produktdesign Udover form og materialer har bearbejdningsprocesserne af materialet ligeledes betydning for det samlede procesdesign af den faste kæbe. Indtil nu er den faste kæbe blevet betragtet som et simpelt I-profil. Det kan dog ikke antages, at kæben har en symmetrilinie både på langs og på tværs, hvilket komplicerer formen yderligere. Som beskrevet i kapitel 5 på modstående side, foregår produktionen af klemmetvingen ved masseproduktion, dette giver yderligere restriktioner til produktionsprocessen. Ved at tage ovenstående overvejelser i betragtning, indskrænker produktionsmetoderne sig til at omfatte to processer; støbning og smedning. Det er processer, som sikrer en god overflade, er velegnet til små komplekse emner, og producerer i stort styktal [Cambridge(2005)]. Produktionsomkostningerne ved de to processer er høje, for små styktal, men falder og bliver konkurrencedygtige ved større produktioner. For de valgte materialer, kan de inddeles således, at kulstof-stål normalt ikke støbes, men smedes, mens både aluminium og magnesiumlegeringerne kan støbes [Kalpakjian and Schmid(2001)]. Polymeren kan ligeledes støbes, de forskellige muligheder herfor er gennemgået i appendiks L, men plastsprøjtestøbning er den billigste metode, når dette emne skal masseproduceres ved en kort produktionstid. Ud fra ovenstående vurderes det at, af de fire undersøgte materialer, er PA6-GF30 det bedst egnede materiale. Derfor vælges sprøjtestøbning som produktionsmetode til den faste kæbe.

33 Marked & Miljø Kapitel 5 Formålet med dette kapital er at vurdere hvorledes klemmetvingen påvirker samfundet. Vurderingen består af to dele. En markedsvurdering, som koncentrerer om de økonomiske aspekter, og en miljøvurdering, hvor klemmetvingens påvirkning på miljøet undersøges. 5.1 Markedsvurdering Dette afsnit har til formål at give en realistisk vurdering af fremstillings- og salgsprisen for klemmetvingen. Endvidere vil der blive estimeret et salgsantal i Danmark Årligt salgstal Dette underafsnit har til formål at anslå et salgstal for derved at vælge en fremstillingsproces til bestemmelse af fremstillingspris. I denne vurdering, ses der kun på det danske marked, hvorved det samlede salgstal kan være meget højere, da produktet ikke er specielt knyttet til Danmark og derfor kan sælges i andre lande. I følge [Grøn(2005)] sælges der i et Jem & Fix byggemarked ti styk klemmetvinger om måneden. Det antages, at dette antal gælder for et gennemsnitlig dansk byggemarked. Det antages yderligere, at halvdelen af de danske byggemarkeder i kæderne Jem & fix, Silvan, Bauhaus og Råd & Dåd sælger produktet. Dette giver et årligt salg på ca Klemmetvingen er produceret af et amerikansk firma, hvorved det antages, at klemmetvingen sælges over det meste af verden. Derfor antages det, at salgstallet i Danmark kun er en brøkdel af det samlede salgstal. Fremstillingsprocesserne samt fremstillingsprisen bestemmes ud fra, at salgstallet på verdensplan er enheder per år Fremstillingspris Omkostninger ved fremstilling af et produkt er ofte svære at bestemme præcist. Ud fra et driftsøkonomisk synspunkt, er omkostningerne delt i to grupper, variable og faste omkostninger. Disse omkostninger er igen opdelt i direkte og indirekte omkostninger. De direkte omkostninger er omkostninger, som direkte kan knyttes til produktet. I dette underafsnit bestemmes kun fremstillingsprisen for de forskellige delelementer fremstillet i en polymer. Disse bestemmes ved hjælp af en online beregnings database for sprøjtestøbning, som tilbydes af polymerproducenten BASF. Ved at vælge forskellige parameter, kan databasen estimere en fremstillingspris. Fakta for de forskellige parametre og den estimeret fremstillingspris fremgår af tabel 5.1 [BASF(2005)]. Som det fremgår af tabel 5.1, er den samlede fremstillingspris for de tre emner i polymer på klemmetvingen DKK 18,56. Der skal dog tages højde for, at denne database ikke medregner den specifikke udformning af emnerne samt andre vitale elementer for en nøjagtig fremstillingspris, hvorfor de forskellige outputs kun skal betragtes som vejledende.

34 30 Marked & Miljø Inputs Greb Fast kæbe Variabel kæbe Væg tykkelse [mm] 4,5 4,5 4,5 Vægt [kg] 0,021 0,025 0,058 Densitet [g/cm 3 ] 1,39 1,39 1,39 Materiale pris [DKK/kg] 27,27 28,73 28,73 Årlig produktionsantal p.a Outputs Antal hulrum Cyklus tid [s] Antal emner per time 102,86 102,86 102,86 Procesomkostning per emne [DKK] 5,15 5,15 5,15 Total estimeret pris per emne [DKK] 5,83 5,95 6,75 Tabel 5.1: Værdier for in- og outputs til BASF online pris database [BASF(2005)]. Der er anvendt kursen for den amerikanske dollar fra den 19. april 2005 på DKK 5,72. Materialepris Der anvendes tre forskellige materialer til klemmetvingen. Fiberforstærket PA-6 har en kilogram pris på DKK i farveløs tilstand. Hertil skal tilsættes 1-2 % farvet granulat. Her er prisen per kilogram for sort granulat DKK 40-50, mens gult granulat koster DKK per kilogram. Plastdelene er således delt i en sort og en gul gruppe. Ved en gennemsnitlig kilogrampris og blanding, koster det færdig blandet sorte granulat DKK 27,27 per kilogram og det gule DKK 28,73 per kilogram. Lønninger Af lønomkostninger medregnes der kun de udgifter, der er til at samle klemmetvingen. Klemmetvingen er produceret i Kina. Her er timelønnen for en fabriksarbejder typisk DKK 5 [Jensen(2005)]. Det antages, at det tager 20 sekunder at samle klemmetvingen, hvorved lønomkostningen til montage er DKK 0,03. Endelig fremstillingspris Den endelige fremstillingspris for klemmetvingen, når der kun er medregnet de tre delemner i polymer samt lønninger til at samle klemmetvingen ab fabrik bliver DKK 18, Salgspris Salgsprisen for et produkt skal fastsættes således, at de faste og variable omkostninger kan dækkes samt der er en avance tilbage. Der er ikke oplyst hvilke omkostninger, som er medregnet i den anvendte online beregnings database, men det antages, at de variable og de direkte faste omkostninger er medregnet. Hvorfor dækningsbidraget på klemmetvingen i denne kalkulation dækker de indirekte faste omkostninger samt en avance. Som eksempel på disse omkostninger kan nævnes pladsforbrug, forretning på maskiner og værktøj, salgsorganisation og administration. Der skal gøres opmærksom på, at prisen kun dækker de tre emner i polymer samt at samle klemmetvingen Det antages, at der er en mellemhandler mellem fabrikken og byggemarkedet. Herved er der et dækningsbidrag ved fabrikken, mellemhandleren og byggemarkedet. Det antages, at dækningsgraden hos fabrikken er 40%. Dækningsgraden hos en mellemhandler, der ikke yder nogen service, vil typisk være 25%, mens

35 5.2 Miljøvurdering 31 den ved byggemarkedet vil være 80%. [Jensen(2005)]. Dette giver en salgspris, der er 315% større end fremstillingsprisen. Herved er salgsprisen hos slutkunden DKK 58,46. Det vurderes at dette er i overensstemmelse med, at den vejledende udsalgspris ved Jem & Fix er DKK 89,95, da der i denne vurdering kun er taget højde for plastdelene. 5.2 Miljøvurdering Dette afsnit har til formål at kortlægge klemmetvingens miljøpåvirkningen. I denne vurdering indgår miljøpåvirkningen af materialerne, processerne samt en eventuel bortskaffelse. Transport og lignende tages der ikke højde for. Endvidere indgår der kun den faste kæbe, den variabel kæbe, grebet og skinnen. Den faste og variable kæbe samt grebet undersøges samlet, da det er det samme materiale og den samme proces, der anvendes til disse tre emner. Til at bestemme miljøpåvirkningen for materialerne og processerne benyttes Oil Point Method, som er en metode udviklet af Niki Bey gennem en Ph. d. afhandling ved DTU i 2000 [Bey(2005)]. Essensen af metoden er, at tildele et materiale eller en proces et antal point. Hvert point er lig med den energi, der er i et kilogram rå olie. Det vil sige de point, som et produkt får tildelt svare til den energi, målt i kilogram rå olie, der skal bruges til at fremstille produktet. I den resterende del af kapitlet, henviser de givne point til Oli Point Method. Hele livscyklusen for et produkt kan analyseres via Oil Point Method, men eftersom der ikke er undersøgt eller taget stilling til hvorledes klemmetvingen transporteres, indregnes dette ikke i miljøpåvirkningen. Ved en analyse af hele livscyklusen, kan det endvidere ses, hvor i cyklusen de største miljøpåvirkn inger eksisterer. På [CD-ROM(2005)] er der et regneark med de oplysninger, som anvendes i denne undersøgelse. Det overordnede regneark er udarbejdet af Niki Bey. Som det fremgår, undersøger Oli Point Method kun hvor energitungt, et produkt er gennem en livscyklus. Da et produkt også påvirker miljøet på andre områder end blot hvor energitung produkt er, undersøges andre relevante miljøområder Plast delene Materiale De tre dele, den faste og variabel kæbe samt grebet, er alle produceret i glasfiberforstærket PA6, som beskrevet i afsnit på side 10. Polyamid fået tildelt 2,8 point per kilogram. Dette er det højeste antal point for polymere, hvilket betyder, at polyamid er det mest energitunge af de oplyste polymere. De resterende ligger mellem 0,7 og 2,1 point per kilogram. Glasfibrene i materialet har en værdi på 0,3 for selve glasset og 0,6 for at producere selve fibrene. I alt bliver det til 0,9 point. For 30% glasfiberforstærket PA6 tildeles 2,23 point per kilogram. Plastdelene har en masse på 107g hvilket giver 0,24 point. Det antages, at produktionen ikke påvirker miljøet på anden måde. Processer Plastemnerne er sprøjtestøbt. Per kilogram sprøjtestøbt materiale tildeles 0,4 point. Herved koster sprøjtestøbningen 0,04 point. Hvis PA6 udsættes for uhensigtsmæssig opvarmning, udvikles der NO x er fra plasten. Dog vil mængden af NO x er, som udvikles, under normale arbejdsvilkår være af så lille en mængde, at de ikke anses for at være nogen større miljøbelastning.

36 32 Marked & Miljø Bortskaffelse PA6 er en delkrystallinsk termoplast, hvilket vil sige, at plasten kan genbruges og derved volder yderst lidt skade på miljøet. Endvidere betyder det også, at indløbet ved sprøjtestøbeprocessen kan genbruges [Kalpakjian and Schmid(2001)]. Hvis PA6 derimod afbrændes, udvikles CO 2 og NO x er, idet PA6 indeholder nitrogen Skinne Materiale For et kilogram kulstofstål gives der 1,0 point Dette er relativt lavt pointgivning i forhold til andre alternativer i metaller. Dog skal der her tages med i betragtning, at det er per kilogram pointene tildeles, og stål har en forholdsvis høj densitet sammenlignet med andre metaller for eksempel kan det nævnes, at et kilogram aluminium får 4,4 point, hvis det ikke er genbrugt aluminium. Skinnen vejer 200g hvorved der tildeles 0,2 point. Processer Skinnen gennemgår i alt fire forskellige processer. Skinnen hærdes ved opvarmning, rulles, standes og gennemgår en sortoxydering, jævnføre 3.2 på side 21. Alle processer påvirker kun miljøet gennem den energi, som processerne kræver, da der for eksempel ved sortoxyderingen ikke bruges miljøskadelige kemikalier [Rasmussen(2005)]. Der medregnes dog kun sortxydering og rulning, hvor sortoxyderingen ses som en anodiseringsproces, der har en værdi på 0,7 point per kvadratmeter, og rulningen har en værdi på 0,2 point per kilogram. Samlet bruges 0,05 point ved processerne til skinnen. Bortskaffelse Stålet, der er brugt til skinnen, kan genbruges, idet sortoxyderingen ikke skader stålet Samlede miljøbelastning Klemmetvingen har ikke en stor påvirkning på miljøet, da ingen af delemnerne i klemmetvingen gennemgår særdeles miljøfarlige processer, samt at materialerne anvendt til klemmetvingen kan genbruges. Her er det dog vigtig, at plasten bliver bortskaffet rigtigt, da den ved afbrænding danner CO 2 og NO x gasser. Klemmetvingen får samlet 0,5 point i Oil Point Method, som er fordelt med 83% på materialerne og 17% på processerne. Det vil sige, at det kræver 0, 5kg rå olie for at få energi nok til at producere de dele af klemmetvingen, som er medregnet i denne analyse.

37 Problemformulering Kapitel 6 Incitamentet til at analysere produktet klemmetvingen Quick-Grip r tager sit udgangspunkt i det initierende problem. En klemmetvinge skal produceres I produktbeskrivelsen er indeholdt en analyse med en nærmere undersøgelse af tre udvalgte delelementer, den faste kæbe, skinnen og låsepladen. På baggrund heraf, er der foretaget en vurdering af eventuelle fremstillingsprocesser. Ved analysen af de tre udvalgte delemner, bestemmes det, at den faste kæbe er produceret i gult fiberforstærket plast af typen PA6, mens låsepladen og skinnen er af ulegeret kulstofstål med henholdsvis 0, 6%C og 0, 4%C. Produktionsprocessen for den faste kæbe kan eksempelvis være sprøjtestøbt med en af Arburg s modeller. Både låsepladen og skinnestålet er stanset ud og efterfølgende varmebehandlet med en sejhærdning og herefter overfladebehandlet. For skinnestålet gælder endvidere, at det er overfladehærdet inden overfladebehandlingen. Den faste kæbe er yderligere blevet undersøgt med henblik på et redesign af kæben. På baggrund af analysen vurderes at et I-profil er af egnet form til den faste kæbe. Det benyttede materiale anses ligeledes for at være egnet i forhold til andre materialetyper. 6.1 Problemramme På baggrund af den fastlagte geometri samt det valgte materiale, ønskes design af et komplet produktionsapparat. Heraf kan følgende rammer opstilles for en produktionsplan: Hvorledes konstrueres et procesanlæg til en produktion af en seriestørrelse på klemmetvinger, således produktionsapparatet maksimalt lægges beslag på en måned? Ud over at procesanlægget skal have den nødvendige kapacitet, er der andre aspekter, som er vigtige for en moderne produktion; for at produktet kan være konkurrencedygtigt, skal produktionsomkostningerne holdes på et minimum. For at dette kan realiseres, er det afgørende at have en optimeret produktion, samt have kontrol over omkostningerne gennem et produktionsforløb. De essentielle aspekter for opstart af en produktion af en fast kæbe til en klemmetvinge fremgår af følgende punkter: Automatiseringsgraden for produktionen skal bestemmes, og den nødvendige automatisering skal konstrueres. Et maskinvalg skal foretages, således produktionstiden overholdes samtidig med, at maskinvalget medfører lav gennemløbstid samt en lav afskrivning. Værktøjet vælges således, at forholdet mellem fremstillingsprisen og holdbarheden bliver gunstig relativt til det givne produktionsvolumen.

38 34 Problemformulering Lokationen af produktionen skal bestemmes, således de samlede omkostninger minimeres, samt muliggører en fordelagtig markedsføring af produktet. Der skal planlægges en energi- og miljørigtig produktion. 6.2 Problemafgrænsning I den resterende del af projektet, ønskes det nu at fastlægge procesdesignet for klemmetvingen, afgrænset til at koncentrere sig om den faste kæbe. Produktionsapparatet skal dimensioneres til at kunne producere styk årligt. Endvidere afgrænses projektet til at fastlægge procesdesignet indebærende følgende aspekter: En specifikation af proceslinien. Design af værktøj og maskine til fremstilling af den faste kæbe. Design af kølesystem på værktøjet. Design af udstødersystem i værktøjet. Design af styresystem, herunder monteringen af fast kæbe på skinnen. Procesrealisering af fast kæbe i laboratorie på modelniveau. I procesdesigndelen af rapporten vil en løsning til problemrammen blive behandlet. Løsningen præsenteres i kapitlet 7, for herved at præsentere og skabe overblik over løsning. I de efterfølgende kapitler vil en dybdegående dokumentation af løsningen forefindes i form af CAD-tegninger, kontrolberegninger og analyser.

39 Del II Procesdesign

40 Præsentation Kapitel 7 Ved udarbejdelse af produktionsapparatet til fremstilling af klemmetvingen, er der fokuseret på processen omkring plastsprøjtestøbning af den faste kæbe. Dette kapitel vil præsentere produktionsapparatet i form af en proceslinie, den aktuelle maskine, samt værktøjsudformningen. Proceslinien vil præsentere det overordnede system, mens værktøjet vil blive uddybet i de følgende kapitler. 7.1 Proceslinie Proceslinien er designet med henblik på fuldautomatisk produktion af store serier. Det er derfor hensigten, at såvel produktionsudstyret som styringen heraf er egnet til masseproduktion. Figur 7.1 på næste side illustrerer apparaturet til brug for fremstilling af den faste kæbe. Centrum for produktionen er en plastsprøjtemaskine, der vil blive beskrevet nærmere i afsnit 7.2. Udover plastsprøjtemaskinen er systemet opbygget af et fødesystem, der har til formål at tilføje skinner til støbeprocessen. Maskinens fire kaviteter fødes af to fødesystemer, der er placeret på begge sider af maskinen, og som begge tilfører to skinner ved hver støbning. Efter endt proces udstødes de færdige emner, samt indløbet og falder ned på et transportbånd, som fører emnerne væk fra maskinen til videre montage. Inden plastsprøjtestøbning kan påbegyndes, skal plastgranulaten have en tilstrækkelig lav fugtighed, som ikke må overstige 0, 15%. For at opnå dette, kan det være nødvendigt at tørre granulaten i en vakuumovn. Tørretemperaturen bør ligge mellem 80 og 110 C [BASF(2005)]. Tørretiden afhænger af granulatens aktuelle fugtighed. Når granulaten anbringes i en kold tragt, er der risiko for, at luftens fugtighed kondenserer på granulatkornene, idet materialet er fortørret ved en relativt høj temperatur. Denne fugtoptagelse undgås ved, at der ikke anbringes mere granulat i tragten, end at det kan nå at anvendes på relativt kort tid. For at realisere dette, anvendes et centrallager, som ved hjælp af luftblæsning tilfører granulat i sprøjtemaskinens tragt efter behov. Fra tragten akkumuleres granulaten i en snekke, hvor det opvarmes til den ønskede indsprøjtningstemperatur (280 C). Granulaten smeltes delvist af varmelegemer omkring snekken, delvist ved friktionen, når snekken roterer. Rotation af snekken sikrer ensartet smelte. Når plasten har den rette temperatur, og der er akkumuleret tilstrækkelig plast i snekken, indsprøjtes denne i formen, hvor fire skinner allerede er placeret i hvert sit hulrum; skinnerne er forvarmet til 80 C i fødemekanismen. Trykket fremkommer ved snekkens translation fremad mod dysen ved hjælp af en hydraulikcylinder, hvormed plasten sprøjtes gennem dysen og ind i værktøjet. Idet plastens front berører det relativ kolde værktøj og skinne (begge 80 C), vil det yderste lag begynde at størkne. Indsprøjtningen foregår derfor med meget stor hastighed for at opnå ensartethed, hvilken kan være kritisk særligt i spidse hjørner og kanter. Da smelten svinder under kølingen, er det nødvendigt med en tvungen efterfyldning, så formen bliver fyldt helt op. For at aktuere en efterfyldning er det nødvendigt at opretholde et eftertryk. Efter endt eftertryk påbegynder snekken atter rotation for at akkumulere nyt plast i snekkecylindren. Det er snekkens rotation, der fører snekken tilbage til udgangsposition [Crawford(1998)].

41 7.1 Proceslinie 37 Figur 7.1: Proceslinie for produktion af fast kæbe. Består af to fødemekanismer, plastsprøjtestøbemaskine, samt transportbånd. Fødemekanismerne skal tilføre skinner til støbeprocessen.

42 38 Præsentation De støbte emner bliver kølet af værktøjet, som rummer indvendige kølekanaler. Når emnerne har en tilfredsstillende temperatur, hvormed de er formstabile, åbnes værktøjet, og emnerne udstødes ved hjælp af udstødere. Først udstødes indløbet, så dette separeres fra emnerne, hvorefter selve emnerne udstødes. Værktøjet lukkes og er klar til endnu en proces. Emnerne transporteres med transportbånd videre til montage. På figur 7.2 ses et flowdiagram for processen. Procesanlæggets interaktioner er nærmere beskrevet i kapitel 11, som omhandler styringen af processen. Figur 7.2: Procestrin for plastsprøjtestøbning af fast kæbe. Sprøjtestøbemaskinens funktion og virkemåde er standardiseret. Maskinen er nærmere omtalt i afsnit Fødesystem Fødesystemet har til formål at forsyne værktøjet med skinner ved hver proces. Der er placeret et fødeanlæg på begge side af maskinen, som hver føder to skinner i værktøjet fra hver side. På figur 7.3 ses fødemagasinet, hvor skinnerne opbevares og opvarmes til 80 C. Skinnerne adskilles og viderebringes af et fødehjul. For at fragte skinnerne fra magasinet til værktøjet, er der anvendt en tre-akset skinnevogn. De to kløer, (a) Tragt og magasin til skinner. Skinner opvarmes til 80 C. C11 angiver aktuatornummer (b) Skinnerne adskilles af fødehjulet (c) Fødehjulet tilfører skinner i kløerne. C7 og C8 angiver aktuatornummer Figur 7.3: Fødemekanismen opbevarer skinner i tragt og magasin, som er under opvarmning, for at sikre den rette temperatur. Skinnerne falder ned i udfræsningen i fødehjulet, som drejer 90, hvorved ét fikstur er fyldt. Fiksturen klemmer om skinnen herefter. Aktuatornumrene anvendes til design af styringen. som låses/åbnes af C7 og C8 sidder fast på en ramme, figur 7.4 på modstående side, der kan skydes vandret ind og ud, C10, med det formål at placere kløerne i fødecylinderen. Dertil er der en cylinder, C9, der kører rammen med kløerne op og ned, så begge kløer kan fødes. Når rammen er nede, er den klar til at

43 7.2 Sprøjtestøbemaskine 39 Figur 7.4: Skinnevogn med tre frihedsgrader. C6 kører vognen mellem værktøj og fødemagasin, C9 løfter/sænker kløerne, C10 skyder kløerne frem i fødecylinderen og retur. Alle aktuatorerne er pneumatisk luftcylindre. På figuren er frihedsgraderne illustreret, men ikke cylindrene. fylde i værktøjet. Den sidste aktuator, C6, har til formål at flytte skinnevognen henholdsvis til værktøjet, henholdsvis til fødemagasinet. Foruden fødemotoren, C11 som er en el-motor, er alle aktuatorere C6 C10 på skinnevognen pneumatiske cylindre. Figur 7.4 viser skinnevognen. Cylindren C6 er placeret under banen, hvorpå skinnevognen køre. Fra skinnevognen går et træk ned gennem banens udfræsning; vognen trækkes i dette. Vognens bageste hjul kører i en slidse, således at vognen er fikseret. I det følgende afsnit, blive selve sprøjtestøbemaskinen specificeret. Desuden vil selve sprøjtestøbeværktøjet blive præsenteret. 7.2 Sprøjtestøbemaskine Til sprøjtestøbningen vælges en Arburg Allrounder 320 K, med en snekkediameter på 30mm. Sprøjtestøbemaskinen kan ses på figur 7.5 på den følgende side. Maskinen vælges på baggrund af, at den

44 40 Præsentation kan håndtere fire hulrum, hvorved to maskiner kan overholde de i problemformuleringen opstillede krav til produktionstid og stykstørrelse. Maskinen kontrolberegnes for antal af hulrum i afsnit 8.1 på side 43. Datablad for Arburg Allrounder 320 K findes på [CD-ROM(2005)]. Figur 7.5: Her ses en Arburg Allrounder 320 K sprøjtestøbemaskine. 7.3 Beskrivelse af værktøj Til konstruktion af formværktøjet er det tiltænkt at der anvendes prefabrikerede komponenter i form af udstødere, fjedre og skruer. Værktøjet virker, se figur 7.6 på modstående side, ved at når formen åbnes, bliver C aktiveret, hvorved udstøderne J og M skubbes fremad. Først flyttes udstøder til indsprøjtning J 20mm, se figur 7.7(b) på side 42, hvorefter udstøderne til kaviteterne M bliver aktiveret af udstøderne J. Herefter flytter alle udstødere sig samlet 20mm mere inden tilbagetrækning af den variable kæbe standser, se figur 7.7(c) på side 42. Fjedrene ved E og N sørger ved lukning for, at alle udstødere befinder sig i udgangsposition, når de to formhalvdele S og Q bliver skubbet sammen igen, og er klar til en ny indsprøjtning. F og V monteres i sprøjtestøbe maskinens faste og variable halvdele. Der er valgt at anvende fire styr D og H, til styring af udstøderne. Dette er valgt da selv en lille udbøjning af udstøderne kan ødelægge dele at værktøjet, se figur 7.8(b) på side 42. For at gøre udstødning af emnerne lettere er udstøderen til indsprøjtnings systemet konstrueret således, at denne vil blive udstødt først og derved skille indsprøjningsplasten fra selve kaviteterne. På figurerne 7.7 på side 42 ses, hvordan dette er tiltænkt. Det er valgt, at lade indsprøjtningen blive udstødt først, da det ellers er muligt for indløbet at følge med kaviteterne ud, hvis disse bliver udstødt først. På grund af den mindre kontakt flade. Derfor er det ønsket at indløbet bliver udskudt først, da dette vil eliminere ekstra processer

45 7.3 Beskrivelse af værktøj 41 Figur 7.6: Skitse over værktøjets tiltænkte opbygning (se bilagsmappe for større billede).

46 42 Præsentation (a) Udgangsposition for udstøderne hvor to mellemplader er skjult. (b) Udstødere efter flytning på 20mm (c) Udstøderens position efter i alt hvor de øverste og nederste udstødere 40mm. får kontakt. Figur 7.7: Illustration af udstøderne. ved separation af indløb og kaviteter. På figur 7.8(a), er der vist et snit i værktøjet, hvor værktøjet er samlet. Det ses hvorledes formhalvdelene Q og S bliver styret af formstyr og formstyrbøsning T og P respektivt. På figur 7.8(b), ses hvorledes den faste og variable værktøjshalvdel holdes samlet af henholdsvis skruerne W, B og skrue bøsningerne R. Der forefindes arbejdstegninger over de to formhalvdele Q og S i tegningsmappen. Formhalvdelenes materiale bestemmes i afsnit 8.2 på side 45. Indsprøjtnings systemet samt udluftnings kanalernes geometri er bestemt i afsnit 8.3 på side 50. Køling af formhalvdelene dokumenteres i kapitel 9. Trykfaldet gennem indsprøjtnings systemet og kaviteter, samt trykfaldet gennem kølekanalerne dokumenteres i afsnit 8.4 på side 56 og på side 67 respektivt. Kontrolberegning af udstødere udføres i kapitel 10. (a) Snit midt i værktøjet. (b) Snit i siden af værktøjet. Figur 7.8: Snit gennem værktøjet.

47 Indsprøjtningssystem Kapitel 8 Dette kapitel vil omhandle, hvilken maskine der skal anvendes til sprøjtestøbeprocessen, udfra hvor mange hulrum/kaviteter formen vil indeholde, samt hvilket tryk og skudvolumen maskinen skal levere. Materiale anvendt i formen for at få en optimal sprøjtestøbe proces ved det anvendte plast vil ligeledes blive gennemgået. Sidst i kapitlet vil fødesystemet til transport af plast fra snekke til kaviteter blive udformet samt trykfaldet gennem dette. 8.1 Maskinvalg Dette afsnit har til formål at kontrollere hvorvidt sprøjtestøbemaskinen Arburg Allrounder 320 K har kapacitet til fire hulrum. Endvidere undersøges det, om en Arburg Allrounder 320 K er økonomisk rentabel i forhold til en Arburg Allrounder 221 K. Alle oplysningerne, som bruges i dette afsnit om Arburg Allrounder 320 K, er fra [Arburg(2005a)] Hulrum Formålet i dette underafsnit er at bestemme det maksimale antal af hulrum i værktøjet ud fra lukkekraften, skud kapaciteten, skud volumen og indsprøjtningsflowet. Hvor intet andet fremgår, anvendes fremgangsmåde i henhold til [Menges and Mohren(1993)]. Antallet af hulrum bestemmes ofte udfra en økonomisk betragtning, hvorfor det ud fra den samlede cyklustid kontrolleres, hvorvidt fire kaviteter kan overholde det i problemformulering opstillede krav til produktionstid. Produktionstid Når et produkt skal produceres, afsættes en produktionstid. Denne produktionstid afhænger af flere faktorer. Udfra den afsatte produktionstid, kan antallet af hulrum samt antallet af maskiner bestemmes. Ud fra problemformuleringen, skal der produceres emner på en måned per år. Endvidere antages det, at maskinen arbejder 24 timer i døgnet 22 dage om månedet. Det samlede antal hulrum kan findes af formel 8.1 n = K R tcykl L t M (8.1) Hvor K R er er en konstant for hvor mange emner, der bliver kasseret. I dette tilfælde sættes K R til 1, da der ikke er strenge krav til kvaliteten og finishen af emnet. L er størrelsen på ordren, hvilket er styk, t cykl er cyklustiden og t M er den tid, der er til rådighed i produktionen. Ved en cyklustid på 71 sekunder, som er bestemt i afsnit på side 84, er n 8, hvilket betyder, at der kræves to Arburg Allrounder 320 K med fire hulrum i hver. Lukkekraft Lukkekraften er den kraft, sprøjtestøbemaskinens lukkemekanisme skal yde for at holde værktøjet tæt. Det er muligt af vurdere denne lukkekraft ved at benytte udtrykket i ligning 8.2 på næste side.

48 44 Indsprøjtningssystem F lukke = A skygge P n (8.2) Hvor A skygge er den faste kæbes skyggeareal, hvilket er A skygge 1, mm 2. P er trykket på smelten, her regnes med at eftertrykket er dimensions givende. Under indsprøjtningen har smelten dog ikke fyldt hele formen, og derfor er trykket ikke ligeligt fordelt og højt i hele formen. Under eftertrykket er trykket derimod ens i hele formen, og derfor antages det at der her skal bruges et større tryk for at holde værktøjet samlet. I følge [DeClaville(2005)] er et normalt eftertryk på 60M P a, i fiberforstærket materiale benyttes der dog normalt et højere eftertryk [Crawford(1998)], derfor sættes eftertrykket til 80M P a. Lukkekraften på en Arburg Allrounder 320 K er 700kN. Ved at omskrive formel 8.2, kan det maksimale antal hulrum beregnes ved formel 8.3 n 700kN 1, mm 2 80MP a Hvilket giver, at det maksimale antal hulrum er fem i forhold til maskinens lukkekraft. (8.3) Skudvolume Skudvolumen er den maksimale volume af plast, som en sprøjtestøbemaskine kan levere. Skudvolumen for en Arburg Allrounder 320 K med en snekke diameter på 30mm er 106cm 3 per skud. Volumen for hvert hulrum, V hulrum, er 15, 5cm 3 og volumen for indsprøjtningsystemet ved fire hulrum, V ind er 4, 4cm 3. Begge volumener er bestemt ud fra CAD-tegninger. Det maksimale antal hulrum for den omtalte maskine kan findes ved formel 8.4, hvis det antages, at volumen for indsprøjtningssystemet ikke ændre sig ved ændring af hulrum. n = Herved er der maksimalt antal hulrum for skudvolumen lig seks. V skud n V hulrum + V ind (8.4) Skudkapacitet Hvor skudvolumen udelukkende ser på den volume af plast, som sprøjtestøbemaskinen kan levere, medregner skudkapacitet densiteten af plasten. Dette gøres, da en sprøjtestøbemaskine ikke er i stand til at sprøjte den samme volumen af en tung plast som ved en let plast. Skudkapaciteten er den masse sprøjtestøbemaskinen kan levere per skud. Arburg Allrounder 320 K med en snekke diameter på 30mm kan maksimalt skyde 96g per skud, symboliseret ved S V. Det maksimale antal hulrum for skud kapacitet kan findes ved formel 8.5 n = S V (n V hulrum + V ind ) ρ (8.5) Det maksimale antal hulrum for skud kapaciteten er hermed fire. Indsprøjtningsflow Indsprøjtningsflowet for en maskine indikerer, hvor stort et materialeflow systemet kan smelte, samt føre igennem systemet. For en Arburg Allrounder 320 K med en snekke diameter på 30mm er indsprøjtningsflowet, V ind 112 cm3 s. Det maksimale antal hulrum med hensyn til indsprøjtningsflowet findes ud fra formel 8.6

49 8.2 Plastformstål 45 n = V ind Z (V hulrum + V ind ) (8.6) Hvor Z er antal skud per minut og herved er det maksimale antal hulrum i forhold til indsprøjtningsflowet 67. Økonomisk vurdering Som det fremgår, kan Arburg Allrounder 320 K på alle de efterregnede værdier opfylder kravet om fire hulrum. I udvælgelsen er der ligeledes udført samme beregninger på en Arburg Allrounder 221 K. Her vil det maksimale antal hulrum være to, hvorved det vil kræve to maskiner for at opfylde produktionskravene. Ud fra [Arburg(2005a)] koster en Arburg Allrounder 320 K ca DKK og en Arburg Allrounder 221 K DKK, hvorved det rent økonomisk vil være mest rentabel at udføre produktion på en Arburg Allrounder 320 K, da det antages, at et værktøj med fire hulrum koster det samme som to værktøjer med to hulrum. Endvidere er en Arburg Allrounder 320 K mindre pladskrævende end to Arburg Allrounder 221 K. 8.2 Plastformstål Her behandles valg af materiale til de to formplader, da vigtigheden af korrekt valg af netop disse to er essentielle, idet de har direkte berøring med indstøbsmaterialet, samt skal rumme kølekanaler. Ved valg af materiale til en plaststøbeform anvendes højstyrkestål. Materialeudgiften er typisk 5 10% af den samlede omkostning ved at fremstille et værktøj til en plaststøbeproces [Uddeholm(2005)] og [Sørensen(2002b)]. Derfor kan et korrekt valg af stål, som måske er en anelse dyrere, betale sig, idet omkostninger til bearbejdning nedsættes. Ved valg af materiale skal der tages hensyn til flere faktorer, som bestemmes af processen og støbematerialet: Støbemateriale Forstærket/uforstærket Styrke Kemisk egenskaber/udskillelser Termiske egenskaber Fibreforstærket eller ej Minimum dimensioner af hulrum Slid på værktøjet Krav til tolerancerne Overfladebeskaffenhed Levetid kontra kvalitet af værktøjet Disse ting bør tages med i overvejelserne ved materialevalg, samt generelle egenskaber for værktøjet, såsom termiske, mekaniske og metallurgiske egenskaber. Når ovenstående er kendt, vælges stålet på baggrund af følgende egenskaber, som er interessante i henhold til ovenstående krav : Bearbejdningsomkostninger

50 46 Indsprøjtningssystem Egnethed for varmebehandling Tilstrækkelig hårdhed og styrke Egnethed for polering Resistent mod varme og slid Høj termisk varmeledning Korrosionsresistent En støbeform skal som hovedregel have en styrke på minimum 1200MP a. For at opnå dette, er det nødvendigt at varmebehandle stålet, hvor der tilstræbes en høj overfladehårdhed, samt en tilpas høj styrke i kernen. I den forbindelse er det vigtigt, at sejgringer undgås i kernen, hvilket der er risiko for ved forme med store godstykkelser. Varmebehandlingen finder sted ved en martensithærdning og dernæst anløbning for at opnå tilpas styrke og sejhed. Stålleverandører leverer typisk forhærdet plastformstål, som har en styrke mellem 1100 og 1400M P a [Menges and Mohren(1993)]. Stål med styrken M P a kan relativt økonomisk forsvarligt bearbejdes maskinelt. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] kan stål dog bearbejdes op til 1500M P a. Ifølge [Conrad Vogel(2001)] kan stål med en styrke på op til 1400MP a bearbejdes med HSS-stål. HSS er let relativ lette at slibe til det enkelte formål i forhold til hårdmetal og keramikplatter. For at øge egnetheden for spåntagende bearbejdning, leveres disse værktøjsstål ofte med sulfur 0, 06 0, 10%. Sulfur har dog også visse ulemper. Indholdet nedsætter polérbarheden, som tidligere nævnt er en essentiel egenskab for plastformstål. Desuden umuliggøres en fejlfri elektroplating, som er en overfladebehandling med Cr eller Ni, der øger korrosionsresistensen, samt at sulfur gør legeringen usvejsbar. Sulfur reducerer også muligheden for kemisk behandling, så som photokemisk ætsning, som udføres med henblik på bedre overfladebeskaffenhed [Menges and Mohren(1993)]. Et af de fænomener, der er fokus på, ved bearbejdning af et plastformstål, er risikoen for kast og deformationer under varmebehandling. Kast skyldes hovedsageligt termiske spændinger under varmebehandling. Deformationer i form af længdeudvidelser fremkommer også under varmebehandling, idet forskellige tilstande (austenit, perlit, martensit, ect) har forskellige volumenegenskaber. Både kast og deformationer er uundgåelige i mindre grad, men kan blive kritiske, hvis varmebehandlingen udføres forkert, konstruktionen af værktøjet er fejlbehæftet - især skarpe kanter og hjørner, samt store afvigelser i godstykkelser, kan give udslag i kast og deformationer. Forhærdede, martensitiske hærdbare stål, samt gennemhærdede stål er særlige anvendelige med henblik på at undgå kast og deformationer, idet deres varmebehandling kun kræver begrænsede temperaturer. Anvendelsen af gennemhærdede stål begrænses dog af risikoen for revnedannelse under bøjningsbelastning. Dette gælder især for store værktøjer. I forbindelse med behandling af stålet ønskes opnået sej kerne, slidresistens, samt hærdet overflade. [Menges and Mohren(1993)] anbefaler som grundregel indsatshærdede stål Valg af ståltype For at kunne vælge det rigtige værktøjsstål, resumeres her over de betingelser, der gør sig gældende for netop denne sprøjtestøbeproces: Støbematerialet til den faste kæbe består af PA6 (polyamid) med 30% glasfiber. Grundet fibrene i polymeren, kan der forekomme abrasivt slid på værktøjet.

51 8.2 Plastformstål 47 Temperaturintervallet for processen ligger mellem 80 C, når emnet bliver udstødt, og 295 C, der er den maksimale temperatur, materialet vil blive sprøjtet ind med. Den valgte maskine kan levere et tryk på 2470Bar, hvilket svarer til et tryk på 247MP a. Det vælges, at maskinens maksimale trykpræstation er dimensionsgivende, idet der ingen risiko er for at destruere værktøjet som følge af for højt procestryk. Der er ingen kemisk erosion i nævnte temperaturinterval. Der skal vælges et stål, som kan opnå tilstrækkelig styrke/hårdhed. På grund af abrasivt slid, skal stålet have en meget hård overflade, samt en egnethed for polérbarhed. Desuden skal det behandlede stål være varmebestandigt i det givne temperaturinterval, så tendens til anløbssprødhed minimeres. Der stilles ingen krav til korrosionsresistens. CALMAX Til de to formplader er benyttet Uddeholms Calmax, som anbefales af både [Uddeholm(2005)] og [Sørensen(2002b)], som et fornuftigt valg til disse formplader under de givne omstændigheder. Calmax er et gennemhærdet stål. Gennemhærdede stål er anvendelige for slidende plasttyper (armeret plast) [Sørensen(2002b)], idet de tillægges evnen for god resistens mod abrasivt slid. Desuden kendetegnes de for at være egnede til store seriestørrelser, samt gode til at modstå et meget højt lukke- og indsprøjtningstryk, idet de har en stor trykstyrke. Endvidere er Calmax iblandt de nemmest bearbejdelige plastformstål i Uddeholms produktprogram, samt at det er egnet til polering, nitridering og fotoætsning. Stålet har en moderat sejhed, men har en ringe korrosionsresistens, hvilke dog er en ubetydelig egenskab for den pågældende proces [Uddeholm(2005)]. Som nævnt er gennemhærdede stål fordelagtige i målet om at undgå kast og deformationer. Dog har de tendens til revnedannelse ved store godstykkelser. Det vurderes, at godstykkelserne i pågældende værktøj er moderate, og at det derfor er tilladeligt at anvende Calmax. Datablad kan findes på [CD-ROM(2005)]. Metallurgiske egenskaber Den kemiske sammensætning af Calmax er vist i tabel 8.1. Det bliver leveret blødglødet med en hårdhed på 200HB. De forskellige legeringselementer tillægger stålet forskellige egenskaber. Retnings- C Si Mn Cr Mo V analyse [%] 0,6 0,35 0,8 4,5 0,5 0,2 Tabel 8.1: Egenskaber for Calmax [Uddeholm(2005)] Kulstof øger brudstyrken og hærdbarheden. Sejheden reduceres. Silicium har ved dette indhold en gunstig indflydelse på sejheden. Generelt nedsætter Si slidstyrken, men øger brudstyrken, samtidig med at flydegrænsen øges tilsvarende. Desuden forøger Si indhærdningsdybden. En anden fordel ved Si er, at det udjævner fordelingen af urenheder, hvormed risikoen for sejgringer nedsættes.

52 48 Indsprøjtningssystem Mangan øger brudstyrken, forudsat M n/s-forholdet > 50 (M n binder svovl), uden at påvirke sejheden - med andre ord forøger det flydespænding/brudspænding-forholdet. Desuden forøger M n indhærdningsdybden og sænker omslagstemperaturen, samt nedsætter tendensen til varmerevner. M n stabiliserer austenit. Krom forøger indhærdningsdybden, forbedrer korrosionsbestandigheden, samt forøger anløbsbestandighed og styrke ved høj temperatur. Desuden medfører Cr meget slidstærke karbider, der forøger hårdheden. Cr stabiliserer ferrit. Molybdæn gør stålet mere finkornet, forøger indhærdningsdybden, krybestyrken/varmefastheden, sejhed, samt styrken ved høje temperaturer. M o giver meget slidstærke karbider, som er bestandige ved høje temperaturer. Modvirker anløbningssprødhed. Vanadium gør stålet mere finkornet og forøger indhærdningsdybden. Er god til at danne karbider og nitrider, som giver god brudstyrke og slidstyrke ved høje temperaturer, uden at nedsætte sejheden. Desuden øges varmefastheden. [Sørensen(2002a)] og [Conrad Vogel(2001)]. Legeringsstofferne er først og fremmest tilsat for at øge indhærdningsdybden, hvilket er vigtigt for et gennemhærdet stål, samt for at give mulighed for olie- eller luftkøling [Conrad Vogel(2001)]. I værktøjer som arbejder indenfor et relavtivt højt temperaturinterval (her 80 C C), er der en risiko for anløbssprødhed. Dette er for eksempel tilfældet i et sprøjtestøbeværktøj, hvor stålet periodisk har vekslende temperaturer i det givne temperaturinterval. Den type anløbningssprødhed, der er aktuel for den givne proces, kaldes 350 -sprødhed (blåskørhed). Den opstår ved temperaturer fra 259 C C. Anløbssprødhed ytrer sig ved et fald i slagsejheden. Fænomenet kan skyldes selv en ganske beskeden mængde af fosfor. Netop her kan indholdet af molybdæn retfærdiggøres, idet netop dette grundstof dæmper tendensen til anløbssprødhed betydeligt Behandling af stålet Calmax leveres i blødglødet tilstand, hvilket giver den bedste tilstand for maskinel bearbejdning. Det blødglødet stål består af ferrit og karbider. Karbiderne består af kulstofforbindelser - primært mellem kulstof og de øvrige tillegeringer, krom, molybdæn og vanadium [Uddeholm(2005)]. Strukturen kaldes sfæroidet, og er den blødeste og sejeste struktur, et stål kan have. Stål med 0, 6%C eller mere, er bedst egnet til spåntagende bearbejdning i sfæroidiseret tilstand [Conrad Vogel(2001)]. For at give formpladerne tilstrækkelig styrke, hårdhed og slidstyrke, samtidig med at bibeholde den bedst mulige dimensionsstabilitet, er det nødvendigt, at stålet gennemløber en række processer. Skrubbearbejdning Første trin i bearbejdning består i en skrubbearbejdning. Dette foretages ved maskinel spåntagende bearbejdning. Hulrum, tilløbskanaler og indløb fræses, og kølekanalerne bores. Da den efterfølgende sletbearbejdning skal foretages ved gnistbearbejdning, efter at stålet er hærdet, er det vigtigt at få fjernet så meget materiale som muligt, så sletbearbejdningsprocessen elimineres mest mulig, da denne er meget tidskrævende. Her skal der tages højde for volumenændring, som kan beregnes efter ligning 8.7, hvor %C er kulstofindholdet. Dog vil stål ved en anløbning på C give martensitten samme størrelse,

53 8.2 Plastformstål 49 som udgangsstrukturen [Conrad Vogel(2001)]. Bearbejdsningsdata for spåntagende bearbejdning anvises i [Uddeholm(2005)]. perlit austenit v = 4, , 21 [%C] austenit martensit v = 4, 64 0, 53 [%C] (8.7) Hærdning For at hærde et stål, skal det gennemgå nogle processer. Først skal det opvarmes, dernæst holdes på en konstant temperatur med det formål at danne austenit. Før hærdning består stålet af ferrit og karbider i en bcc-struktur. Ved opvarmning til austenit, bliver strukturen kubisk fladecentreret, hvilket tillader kulstofog andre legeringsatomer at tage plads i gitterstrukturen [Uddeholm(2005)]. Dernæst sker en bratkøling til martensit, hvormed der sker en diffusionsløs omklapning af austenitgitteret til tilnærmet ferritgitter [Conrad Vogel(2001)]. Martensitdannelsen M s begynder fra omkring 200 C [Uddeholm(2005)]. Produktet heraf er meget hårdt og skørt, hvorfor der udføres en anløbning, der genskaber noget af sejheden afhængig af den valgte anløbstemperatur [Conrad Vogel(2001)]. Opvarmning skal forløbe relativ langsomt. For hurtig opvarmning kan forårsage kastninger, hvilket skyldes volumenændringer i forbindelse med omdannelsen fra ferrit og perlit til austenit. Dette kan undgås ved en temperaturudjævning lige inden faseomdannelse begynder [Conrad Vogel(2001)]. Derfor opvarmes stålet til C [Uddeholm(2005)], indtil temperaturen er jævnt fordelt. Der kan også forekomme kast grundet egenspændinger, der opstår som følge af skæv temperaturfordeling. Disse kastninger undgås, hvis egenspændingerne fjernes ved spændingsfriglødning før hærdning [Conrad Vogel(2001)]. Der tilstræbes en så lav austenitiseringstemperatur (hærdetemperatur) som muligt, da martensitdannelsen forsinkes af forhøjet hærdetemperatur, samt at martensitdannelsestemperaturen sænkes. Desuden kan en høj hærdetemperatur medfører kornvækst, hvilket forringer de mekaniske egenskaber. Det er vigtigt, at austenitten forekommer homogent, for at martensitten kan blive homogen. Ligeledes skal austenitten være finkornet, for at martensitten kan blive det [Conrad Vogel(2001)]. Hærdetemperaturen vælges til 960 C [Uddeholm(2005)]. For at sikre homogent austenit, fastholde hærdetemperaturen i et tidsinterval. Dette er et kompromis, da det er ønskeligt, at opnå en så homogen austenit som muligt, men samtidig minimere kornvæksten [Conrad Vogel(2001)]. Her anvendes en holdetid på 30min [Uddeholm(2005)]. Holdetiden tælles fra det tidspunkt, hvor alt stålet er omdannet til austenit. Austenittens kornstørrelse før bratkøling har betydning for indhærdningsdybden, der stiger ved voksende kornstørrelse. Typisk vokser den 50%, når kornenes middeldiameter vokser en faktor 5 6. Det betyder, at der kan anvendes lavere legeret stål, hvis der hærdes fra grovkornet austenit. Dette vil dog sjældent benyttes, idet det medfører grovkornet martensit, som er skørt [Conrad Vogel(2001)]. Afkøling Ved bratkøling er det vigtigt at vælge de rigtige parametre. Køling i vand giver den hurtigste og billigste proces, hvor det er muligt at anvende stål med blot et ringe indhold af legeringselementer. Til gengæld er risikoen for kastninger og revner stigende med stigende afkølingshastighed og stigende godstykkelse. Afkølingshastigheden bestemmes ud fra CCT-diagrammet [Uddeholm(2005)] for det pågældende stål. Samtlige legeringsstoffer på nær kobolt, vil hæmme diffusionsprocesserne under afkøling og dermed forsinke dannelsen af ferrit og karbider. Dette indebærer en forskydning af kurverne i CCT-diagrammet mod højre, hvormed afkølingen til martensit kan foregå langsommere. Selv få mængder legeringsstoffer har stor indvirkning [Conrad Vogel(2001)]. Særligt indholdet af krom, vanadium og molybdæn har en høj indvirkning på forskydningen, idet de undertrykker udskillelsen af karbider [Larsen(2004)]. Typisk anvendes der luftkøling til værktøjsstål, fordi den form for køling (sammenlignet med vand- og oliekøling) giver den mindste risiko for kast og deformationer, hvilket er ønskeligt, da der er krav om god målnøjagtighed for

54 50 Indsprøjtningssystem et værktøj. Ved lufthærdning af værktøj, kan der anvendes en vakuumovn, der giver perfekt beskyttelse mod op- eller aflegering af overfladen. Desuden giver det mulighed for at styre afkølingshastigheden ved at styre trykket. Til dette værktøj udføres afkølingen i to trin, da dette giver god overfladestruktur, god hårdhed, mindre kast og risiko for hærderevner. I trinhærdningens første trin afkøles der i et saltbad til en temperatur på 500 C, da dette giver lav shockeffekt, men sikrer omdannelsen til martensit. Andet trin sker ved afkøling i fri luft, hvorved der vil ske en jævn afkøling gennem materialet [Conrad Vogel(2001)]. Kølingen må ikke afbrydes, før stålet har en temperatur på C. Anløbning Efter stålet er afkølet, skal emnet anløbes straks, hvormed martensitten vil opnå en mere stabil struktur. Til valg af anløbningstemperatur er det nødvendigt at overveje, hvilken hårdhed og sejhed, der ønskes som resultat, samt hvor store dimensionsændringer, der kan accepteres [Uddeholm(2005)]. Stål med et kulstofindhold på mere end 0,5% anløbes normalt ved intervallet C [Conrad Vogel(2001)]. For at tage hensyn til gnistbearbejdningen og den efterfølgende gasnitrering, skal anløbstemperaturen være 25 C over gasnitreringstemperaturen [Uddeholm(2005)], hvilket giver 535 C. Da anløbningstemperaturen er høj, omdannes restaustenit og karbider til ny martensit. Derfor bør der anløbes endnu en gang til samme temperatur for at fjerne spændingsspidser fra den nydannede martensit. Holdetiden for hver anløbning er minimum to timer [Uddeholm(2005)]. Hærdeprocessen er ledsaget af en lille dimensionsforøgelse, idet strukturen fylder lidt mere end perlit og sfæroidit. Ved målnøjagtige krav, som værktøjsstål, er det vigtigt med en efterfølgende sletbearbejdning [Conrad Vogel(2001)]. Sletbearbejdning Efter hærdningsprocessen er afsluttet, skal der foretages en sletbearbejdning af formpladen ved gnistbearbejdning. Fordelen ved denne proces er, at den er velegnet til komplicerede geometrier [Menges and Mohren(1993)] og [Uddeholm(2005)]. Gnistbearbejdning kan foretages i hærdet stål, og processen er ligeledes en finbearbejdningsproces. Idet gnistbearbejdning kan foretages efter hærdning, undgås kast fra hærdningen i den færdige formplade. Gnistbearbejdningen afsluttes med sletgnistning ved at anvende lav strøm med høj frekvens for at opnå en fin overflade. Da overfladen fra gnistbearbejdningen skal anvendes som overfladefinish på emnet, skal denne anløbes for at fjerne den sprøde overflade, som gnistbearbejdning danner på grund af den høje bearbejdningstemperatur i overfladen på over C [Uddeholm(2005)]. Den færdige tilstand er meget hård, sprød og kærvfølsom. For at undgå revnedannelse ved meget hårde færdiganløbet stål, bør det efterbearbejdes med henblik på at skabe en glat overflade [Conrad Vogel(2001)]. Nitrering For at sikre at værktøjet opnår en god slidstyrke og dermed en lang levetid, skal værktøjet gasnitreres, hvilket Calmax er velegnet til [Conrad Vogel(2001)] og [Uddeholm(2005)]. Gasnitrering er valgt frem for ionnitering, da gasniteringsprocessen er den mest udbredte proces på hærderier. Dannelsen af særligt hårde og bestandige nitrider i overfladen forudsætter tilstedeværelsen af mindst èt eller flere af legeringsstofferne krom, molybdæn, vanadium og aluminium, der endvidere vil øge nitrogenets diffusionhastighed med metallerne [Conrad Vogel(2001)]. Nitreringen vil forårsage den nødvendige anløbning, der normalt skal foretages efter gnistbarbejdningen. Gasnitreringstemperaturen vil ligge på 510 C, hvor den skal befinde sig i 12 timer [Uddeholm(2005)]. Kernehårdheden vil være 544HV, efter at alle processer er gennemløbet, mens hårdheden på belægningen vil være 1075HV. [Menges and Mohren(1993)] anbefaler en minimum brudstyrke for sprøjtestøbeværktøjer på 1200M P a.

55 8.3 Udformning af fødesystem 51 Brudstyrken af værktøjsstålet kan findes ved: 544HV = 544 kp 9, 81N mm2 1kp = 5336MP a (8.8) Denne styrke er tilstrækkelig til formålet, da maskinens maksimale tryk er 1 247M P a Omkostninger Fra det leverede stål til det færdige værktøj skal stålet igennem en række processer. I tabel 8.2 på næste side ses en typisk omkostningsfordeling for et værktøj. % af totale omkostning Materialeomkostninger 10 Skærende bearbejdning 30 Varmebehandling 10 Slibning 15 Polering 30 Montering Tabel 8.2: Typisk omkostningsfordeling [Sørensen(2002b)]. Skærende bearbejdning dækker over omkostninger til boring, fræsning, gevindskæring, osv. Varmebehandling indbefatter her over hærdning, afkøling, anløbning, samt delvis nitreringen. Slibning vil i dette tilfælde indbefatte gnistbearbejdning. 8.3 Udformning af fødesystem Udformning af fødesystemets overordnede geometri fastlægges udfra [Menges and Mohren(1993)]. Fødesystemet består at en indsprøjtningskanal, tilløbskanal og indløbskanal. Dette afsnit vil kun tage hensyn til den overordnede geometri for fødesystemet. Trykfaldsberegninger for fødesystemet er beskrevet i 8.4 på side 56. Fødesystemets opgave er at fordele plastsmelten ud til samtlige kaviteter i formen, således at de bliver fyldt på samme tid og med samme temperatur og tryk. Dette er ønskeligt, da der derved opnås ensartede emner. Ved flere kaviteter er det altså nødvendigt at udforme fødesystemet, således smeltens vej er den samme for alle kaviteter, hvilket ofte resulterer i en symmetrisk udformning af systemet Udformning af indsprøjtningkanal Indsprøjtningskanalen modtager den smeltede plast fra indsprøjtningsdysen, og vil derfor blive udsat for et stort tryk. Det er derfor almindeligt at montere en indsprøjtningsbøsning af hærdet stål i formen, så det er muligt, at skifte denne uden at hele formværktøjet skal skiftes. Indsprøjtningskanalen er normalt vinkelret på delelinien i værktøjet. Kontaktfladen, hvorpå indsprøjtningsdysen og indsprøjtningsbøsningen mødes, er vigtig, da forseglingstrykket varierer alt efter udformningen af fladen. Fladen udformes derfor sfærisk, da dette nedsætter forseglingtrykket se figur 8.1(a) på næste side. Er kontaktfladen ikke korrekt udformet, kan dette resultere i en besværliggjort udstødning af emnerne, se figur 8.1(b) på den følgende side eller lækage mellem dyse

56 52 Indsprøjtningssystem og bøsning, se figur 8.1(c) på næste side. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] kan udformningen af den sfæriske kontaktflade designes udfra ligning 8.9 og R N + 1 R S (mm) (8.9) d S d N 1(mm) (8.10) Hvis disse betingelse ikke bliver mødt, opstår der, som det ses i figur 8.1 på den følgende side, forskellige komplikationer. (a) Korrekt udformning af kontaktflade. (b) Undersnit besværliggør udstødning. (c) Utilstrækkeligt kontaktflade resultere i lækage. Figur 8.1: Udformning af kontaktflade i henhold til [Menges and Mohren(1993)]. Indsprøjtningbøsningen vælges til at være en Z [Norma(2005)], hvor diameteren er opgivet til at være 15, 5mm og indsprøjtnings diameteren i bøsningen er d S,min = 4, 5mm og længden af indsprøjtningskanelen L ind = 45mm. Udfra dette kan indsprøjtningsdyssens diameter sættes til: d N d S,min 1mm = 3, 5mm Følgende betragtninger skal tages op ved udformning af indsprøjtningskanalen [Menges and Mohren(1993)]: Indsprøjtningskanalen må ikke størkne før alle andre tværsnit i formen for at opretholde holdetrykket gennem hele formen. indsprøjtningskanalen må ikke have større masse end nødvendig da dette vil forlænge procestiden. Indsprøjtningskanalen må ikke besværliggør udstødningen og skal derfor udformes konisk. Vinklen i konus er omkring 4, og ikke mindre end 1 ved bedste overfladefinish af kanalen. Dette medfører følgende opstilling for indsprøjtningskanalen 8.2. Bunddiameteren for konus kan nu bestemmes som: d S,max = d S,min + 2 L ind tan(α) = 7, 65mm Ved en konus vinkel α = 2 ifølge [Menges and Mohren(1993)]. For at muliggøre udstødning af indsprøjtnings kanalen udformes der en omvendt konus, som holder på indsprøjtningskanalen ved udstødning af emnet, se figur 8.3 på modstående side. Når udstødningen igangsættes, vil den omvendte konus sørge for at indsprøjtnings kanalen følger med ud, hvorefter en udstøder i bunden skubber den størknede plast ud af den omvendte konus, hvorved indløbet frigøres. Længden L konus sættes til 5mm og med en hældning α på 3, top diameteren, d top, er 7,65 hvorefter bunddiameteren kan bestemmes til: d bund = d top + 2 L konus tan(α) = 8, 17mm

57 8.3 Udformning af fødesystem 53 α = 2 d S,max S max + 1.5mm d S,min d N + 1mm tg α d F d A 2 L Figur 8.2: Anvisning til dimensionering af indsprøjtningskanal [Menges and Mohren(1993)]. Figur 8.3: Udformning af omvendt konus for lettere udstødning af emnet [Menges and Mohren(1993)] Udformning af tilløbskanaler Tilløbskanalerne leder plasten fra indsprøjtningskanalen ud til indløbskanalerne ved kaviteterne. De skal være udformet således, af den flydende plast bliver fordelt ved samme tilstand og tryk ude ved samtlige kaviteter. Den flydende plast bliver skudt ind i en kølig form, i forhold til plastens temperatur, ved høj hastighed og en del af plasten størkner langs tilløbskanalen vægge. Dette lag danner et isolerende lag, som bevirker dannelsen at en varm flydende kerne, hvor den flydende plast kan løbe frit. Denne kerne skal opretholdes, indtil alle kaviteter er størknet for at opretholde et højt holdetryk. Disse krav til egenskaberne for tilløbskanalerne er med til at bestemme deres geometri. Af hensyn til materiale spild og køletider skal overflade over volumen størrelsen være relativt lille. Størrelsen af kanalen bliver bestemt udfra emnernes størrelse, designet af formen og den anvendte plast. En generel antagelse er, at hvis emnernes størrelse stiger, stiger tværsnittet på kanalerne også. Udfra de opstillede krav vælges der et parabolsk tværsnit på tilløbskanalerne. Parabolsk formede tværsnit er billige at fremstille, da det kun er den ene formhalvdel der skal have bearbejdet en tilløbskanal, men materialespild, samt størknetider bliver en anelse større ved parabolske tværsnit i forhold til cirkulære tværsnit [Menges and Mohren(1993)]. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] kan diameteren på det parabolske tværsnit bestemmes ved hjælp af ligning D = s max + 1, 5mm (8.11) hvor s max er den tykkeste del af emnet, som kan sættes til 4, 5mm. Deraf fås følgende diameter: D = s max + 1, 5mm = 6mm Det parabolske tværsnit skal have en hældning ud af på 5 ifølge [Menges and Mohren(1993)]. Bredden

58 54 Indsprøjtningssystem på toppen af det parabolske tværsnit findes ved hjælp af ligning 8.12 W = 1.2 D (8.12) Denne formel giver en bredde W på 7, 2mm. På figur 8.4 ses udformningen af det parabolske tværsnit. Figur 8.4: Udformning af tilløbskanal [Menges and Mohren(1993)] Udformning af indløbskanaler Indløbskanalerne forbinder tilløbskanalerne med kaviteterne. Kanalerne har også fødesystemets mindste diameter, dette er for at lette separeringen med kaviteterne. Da plastsmelten skal strømme gennem et lille tværsnit, vil der forekomme et tryktab, og temperaturen på smelten vil stige. Dette er ønskeligt, da smelten vil gengive formen bedre grundet mindre viskositet. Derudover vil den højere temperatur bevirke en højere temperatur i indløbskanalerne. Dette medfører at holdetrykket kan holdes helt ud til kaviteterne, og smelten størkner først i kaviteterne [Menges and Mohren(1993)]. Indløbskanalernes geometri skal være udformet således, at plasten ikke nedbrydes termisk. Derfor må den tilladte forskydningshastighed ikke overstiges, som for PA6 kan sættes til γ = s 1, men da der er tilsat fiberforstærkning skal dette halveres γ 2 = s 1 2 = s 1 [Smith(2005)]. Indløbskanalernes udformes med rektangulært tværsnit, og med ekscentrisk placering i forhold til delelinien for at lette bearbejdningen af formen. Det rektangulære tværsnit er med til at modvirke ormedannelse, der opstår når smelten strømmer ind i kaviteten som en stråle, og ikke som en bølgefront. Dette kan forebygges ved enten at anvende geometrien i figur 8.5(a), eller ved et sørge for, at smelten rammer en væg, som bryder strålen. (a) Bølgefront (b) Ormedannelse Figur 8.5: Udformning af tilløbskanaler [Menges and Mohren(1993)]. For at bestemme geometrien på tilløbskanalerne anvendes formel 8.13 og V olumen flow rate( V ) = volumen af en kavitet f yld tiden antal kanaler/kaviteter (8.13)

59 8.3 Udformning af fødesystem 55 f orskydningshastighed rektangulær kanal : 6 V kanal bredde kanal tykkelse 2 γ 2 (8.14) Volumen af en kavitet er udfra CAD-modellering bestem til at være 15, mm 3. Antal kaviteter er bestemt til 4, jævnfør 8.1 på side 43, og fyldtiden er sat til 1s. V kan herefter bestemmes til at være 1937, 5 mm3 s Kanalbredde b sættes til at være 2, 8mm og kanal højden h = 0.8mm. Efter indsættelse i formel 8.14 findes det, at forskydnings hastigheden i plast smelten ikke overstiges med den valgte geometri. På figur 8.6 på modstående side ses en samlet skitse af fødesystemet med kaviteter. Figur 8.6: Skitse af fødesystemet Udluftning Ved indsprøjtning af plasten i kaviteten er der risiko for, at der opstår luftindeslutninger i kaviteten, da plasten ikke kan fortrænge den luft som er i formen før indsprøjtning. Dette medfører, at der skal være udluftningskanaler, hvor det er muligt for luften at blive fortrængt gennem. Disse kanaler skal have så stort et tværsnit, at luften kan nå at blive fortrængt, men ikke for stor til at plasten kan flyde ud igennem kanalen. De skal ligeledes være placeret således, at det ikke er muligt at danne luftindeslutninger i kaviteten. Det kan derfor ved komplicerede geometrier være nødvendigt med flere udluftningskanaler. Antallet af kanaler skal dog holdes på et minimum, da de højner fremstillings prisen af formen. Ifølge [Plastics(1992)] skal kanalens højde være mellem 0, 02mm til 0, 05mm de første 0, 25mm fra kanten af formkaviteten, hvorefter højden skal sættes til minimum 0, 75mm ud til atmosfæren. Bredden på kanalen skal ifølge [Plastics(1992)] være minimum 3mm. Geometri og minimumsmål kan ses på figur 8.7. Da der anvendes PA som plast, kan højden h sættes til 0, 02mm [Plastics(1992)]. For at finde bredden af udluftnings kanalen kan formlerne 8.15 og 8.16 anvendes [Menges and Mohren(1993)]. V = V M + V R t I (8.15) V = A TK (8.16) Luft temperaturen kan sættes til 80 C, da formen holdes ved en konstant temperatur på 80 C. V M sættes til 15, 5cm 3 udfra CAD-tegning og V R sættes til 7, 2cm 3 udfra CAD-moddelering. t I er sat til 1s.

60 56 Indsprøjtningssystem (a) Geometri for udluftningskanaler. (b) Eksempel på Udluftnings teknik for at undgå luft indeslutninger. Figur 8.7: Design af udluftning [Plastics(1992)]. Udfra disse formler kan bredden b sættes til 2, 7mm. Er der flere områder i formen hvor luftindeslutninger kan opstå skal der anvendes flere udluftnings kanaler. der skal dog tages højde for at deres samlede tværsnit ikke må være mindre en de 0, 02mm 2, 7mm = 0, 054mm Trykfald Formålet med dette afsnit er at kontrolberegne, at sprøjtestøbemaskinen kan levere det nødvendige tryk til at modsvare det trykfald, der sker i den smeltede plast. Faktorerne, der påvirkes af sprøjtetrykket, er lukkekraften og skudvolumen. Systemet, der skal frembringe den smeltede masse, skal være i stand til levere et stort nok skudvolmue, således at der frembringes den nødvendige mængde materiale for at få et helstøbt emne, altså at fylde volumen af indløbssystemet og kaviteten. Der vil blive gennemgået hvilke faktorer, der har indflydelse på trykfaldet, kontrolberegnet for det største trykfald Trykfald i rør Hastighed og viskositet En fluid, der strømmer igennem et rør, kan betragtes som en en-dimensional strømning, fordi hastighedsprofilet for strømningen er domineret af ændringen i den radiale retning, og altså ikke ændrer sig med hensyn til vinklen eller i den aksiale retning. Hastighedsprofilet er således ikke ensartet omkring rørets centerlinie, men har størst hastighed langs centeraksen og mindst (0m/s) langs rørets sideflader, som det fremgår af figur 8.8. Figur 8.8: Strømningsprofilet i et cirkulært rør, hastigheden er 0m/s langs væggen og stiger mod midten. Årsagen til at dette hastighedsprofil fremkommer, kan findes i no-slip betingelsen, der skyldes fluidens viskositet. Med no-slip menes, at en fluid, der er i direkte kontakt med en overflade, klistrer til denne overflade, hvorved den bremses, og derved bremser det næste lag i fluiden, således at hastigheden falder i

61 8.4 Trykfald 57 takt med, at afstanden til rørets sider falder. No-slip er som nævnt forårsaget af fluidens viskositet, der udtrykker fluidens modstand imod at flyde i et forskydningsområde [Appel(2004)]. For en-dimensionale newtonske væsker gælder, at den tværspænding, der virker imellem to fluidlag, er lineært afhængig af hastighedsgradienten du dy med viskositeten µ som proportionalkonstant, som det fremgår af ligning 8.17, [Turner(2005)]. τ = µ du dy Hvor τ er tværpsændingen i MP a, µ er viskositeten i P a s, og du dy (8.17) er hastighedsgradienten i s. I en sprøjtestøbemaskine er det forskydningen af den smeltede polymer den bevægelse, der fokuseres på. Forskydningsstrømningen i en væske kan i henhold til Newtons lov om forskydningsspændinger, udtrykkes ved ligning 8.18 σ = µ γ (8.18) 1 Hvor σ er forskydningsspændingen i P a og γ er forskydningshastigheden i s, [Appel(2004)]. Smeltet polymer er imidlertid ikke en newtonsk væske, men har en viskositet, der falder med en stigende forskydningshastighed. Udtrykket i 8.18 skal derfor udtrykkes med viskositeten som en funktion af forskydningshastigheden, ligning 8.19 på modstående side [Appel(2004)] σ = µ( γ) γ (8.19) Hvor µ( γ) oplyses af leverandøren og γ kan beregnes for cirkulære og rektangulære profiler ud fra henholdsvis ligning 8.20 og 8.21 γ = 4 V pi r 3 (8.20) γ = 6 V b h 2 (8.21) Udtrykkene i ligning er baseret på newtonske væsker, og plastværdierne skal således korrigeres for at kunne benyttes. I [Crawford(1998)] beskrives en metode, der kan benyttes til polymert materiale. I midlertidigt er de data, som leverandørerne opgiver, allerede korrigeret og kan således benyttes som en newtonsk væske [Appel(2004)]. Trykfald Når det vides hvor stort et volume, som er nødvendigt for at fylde kaviteter og fødesystem i en sprøjtestøbemaskine, er det relevant, at se nærmere på det trykfald, der opstår over flydevejen, da dette er dimensionsgivende for, hvor meget effekt maskinen skal levere, for at kunne yde det nødvendige tryk til at levere skudvolumet til den ønskede tid. Da forskydningsspændingen afhænger af trykfaldet, således at des højere trykfald, des større forskydningsspænding opstår der i strømningen, findes trykfaldet efter omskrivning for cirkulære og rektangulære tværsnit som i henholdsvis ligning 8.22 og 8.23 [Appel(2004)]. σ = P r 2 l P = σ 2 l r hvor P er trykfaldet i P a, r er kanalens diameter og l er kanalens længde. σ = P h σ 2 (1 + h/b) l P = 2 (1 + h/b) l h (8.22) (8.23)

62 58 Indsprøjtningssystem hvor h er kanalens højde og b er kanalens bredde. I forbindelse med trykfaldsberegningerne for smeltens flydevej, er det muligt at se bort fra bøjede rør og fænomener som turbulens, fordi smeltens strømninger i et sprøjtestøbeværktøj optræder som laminare strømninger. Dette skyldes, at Reynolds-tallet er meget lavt, da en plastsmelte er en meget viskøs væske, som sendes igennem små tværsnit [Appel(2004)]. Reynoldstallet og strømninger beskrives yderligere i afsnit på side Trykfald i den faste kæbe Flydevej Som det fremgår af ligningerne , så afhænger trykfaldet af forskydningsspændingen og af profilets geometri, og er direkte proportional med flydevejen l som plasten skal tilbagelægge. Det største tryktab, sker altså over den længste flydevej, der strækker sig fra indløbet til fødesystemet og igennem hele kaviteten. Flydevejen kan bestemmes ved en diskret inddeling af fødesystem og kavitet, hvorved geometrien forsimples til kendte profiler som rektangler og cirkulære profiler. Det er her vigtigt at benytte den mindste og korrekte værdi for radius og højde, da disse indgår i anden og tredje potens og derved får relativt stor indflydelse. På figur 8.9 på den følgende side er den faste kæbe vist med de valgte inddelinger, som flydevejen vil blive beregnet efter. I dette afsnit vil der kun blive gennemgået for delsektion E-E, de øvrige delsektioner er beregnet i appendiks M. Figur 8.9: Skitse af den faste kæbe, inddelt i de udvalgte delsektioner. Delsektion E-E Sektion E-E er et I-profil og en simplificering er derfor nødvendig. Det oprindelige profil kan ses på figur 8.10, og målene er A e = 14mm, B e = 63, 65mm, C e = 22, 7mm, D e = 5, 5mm, E e = 3mm, F e = 13, 05, G e = 4, 88mm, H e = 4, 88. Den længste flydevej i dette profil er bestemt ved at benytte hypotenusen i trekanten med kateterne 35, 73 og 52, 68mm, hvilket frembringer et profil, der er noget overdimensioneret. Det samlede volume af sektion E-E findes som V E =E e F e B e + H e A e B e + G e A e B e V E =1, mm 3

63 8.4 Trykfald 59 Figur 8.10: Sektion E-E geometriske udformning. Ved at fastholde volumet, den mindste højde og længden, bestemmes bredden af profilet, således at følgende mål opnåes: h e = 3mm, b e = 58, 1mm, l e = 63, 65. Profilet efter simplificeringen kan ses på figur Figur 8.11: Den simplificerede figur af delemne E. Volumetriske strømningshastighed Den volumemetriske strømningshastighed bestemmes som skudvolumen divideret med indsprøjtningstiden, der antages at være 1s. For den betragtede sektion E-E kan skudvolumet specificeres som i ligning 8.24 på modstående side V skud,1/4 = V indløb + V tilløb + V indsprøjt + V kammer + V A + 4 V B + V C + V D + V E + V F t indsprøjt (8.24) V skud,1/4 =22, mm3 s Det fælles volume for kaviteten beregnes til at være 20, mm 3, sammenholdes dette med den værdier fundet ved CAD-modellering, 15, mm 3, er der en fejlmargen på 30%, der antages at stamme fra sektion E-E, da dette profil er overdimensioneret ved simplificeringen. Det fælles volume fra fødesystemet er på V fødesystem = 42, mm 3, hvilket giver en fejlmargen på 4% i forhold til V fødesystem = 4, mm 3 fundet ved CAD-modellering, som sammenholdt med afvigelsen for kaviteten ikke har større indflydelse. Forskydningshastigheden Forskydningshastigheden for et cirkulært og rektangulært profil bestemmes som i henholdsvis ligning 8.20 på side 57 og 8.21 på side 57. For sektion E-E bliver det γ = 6 22, , = 257s 1 På grafen for Ultramid r 8233G HS, se figur 8.12 aflæses viskositeten som funktion af tværspændingen γ. For sektion E-E findes en viskositet på 367P a s. Ved at benytte ligning 8.19 på side 57, fås der herved

64 60 Indsprøjtningssystem Figur 8.12: viskositeten som funktion af forskydningshastigheden, [BASF(2005)]. en forskydningsspænding på 0, 094MP a. Herefter kan ligning 8.23 på side 57 benyttes til at beregne trykfaldet i sektion E-E, der fås til P = 9, (1 + 3/58, 08) 63, 65 = 4, 19MP a 3 Det samlede trykfald over den længste flydevej bliver derfor: P tot = P fødesystem + P kavitet P tot =30, 8MP a Den benyttede maskine kan levere et sprøjtestøbetryk på 247M P a, hvilket således overstiger trykfaldet over den længste flydevej Temperaturændringer Da det antages, at arbejdet på plasten sker så hurtigt, at systemet kan antages at være adiabatisk under processen, omdannes arbejdet fra trykfaldet kun til varme, og temperaturændringen i plasten kan derfor findes estimeret som funktion af trykfaldet ved ligning T = Temperaturændringen kan således beregnes ved indsættelse i ligning 8.25 P ρ C p (8.25) 30, 8MP a T = 2, J kg C 1, kg m 3 T =10, 8 C Den samlede temperaturstigning grundet tryktab er bestemt til 10, 8 C.

65 Kølesystem Kapitel 9 I dette kapitel kontrolberegnes værktøjets kølesystem, som ses på figur 9.1. Kølesystemets opgave er at holde værktøjet på en konstant temperatur. Materialet indsprøjtes med en temperatur på 291 C og forlader formen igen ved en temperatur på 160 C. Samtidigt stiller materialet det krav, at værktøjet har en temperatur på 80 C ved indsprøjtning. Det er derfor vigtigt, at der konstant borttransporteres varmeenergi fra værktøjet. En del af denne opgave udføres ved varmeafgivelse igennem værktøjets overflade, men denne varmeafgivelse er dog ikke tilstrækkelig, som det vises senere i dette kapitel. Desuden er det heller ikke praktisk, at køle værktøjet, udelukkende ved varmeafgivelse til omgivelserne. Dette vil ikke give en ensartet temperatur igennem værktøjet, og der vil også opstå nogle opstarts problemer, idet værktøjet skal have en ensartet temperatur på 80 C fra start. Det sidst nævnte gør, at kølesystemet faktisk skal fungerer som et varmesystem ved opstart. Figur 9.1: Her ses en skitse af kølesystemet i den variable formhalvdel. Kølesystemet i den faste formhavldel er identisk. Pilene indikerer kølevandets flowretning. I tabel 9.1 på næste side, ses kølesystemets specifikationer. Værdierne i tabellen benyttes igennem kapitlet. 9.1 Energiligevægt Energiligevægt for sprøjtestøbeværktøjet består af tre størrelser Q plast, Q overflade og Q køle. Q plast er det varmeinput, som tilføres af smelten per cyklus. Q overflade er den varme, der afgives til omgivelserne per cyklus, og Q køle er den varme, der afgives igennem kølesystemet per cyklus. Da temperaturen i værktøjet skal være konstant, kan energiligevægten opstilles ved udtryk 9.1 på den følgende side

66 62 Kølesystem L køle = 1, 15m d kølerør = 10mm v køle = 0, 48 m s T kølevand,ind = 78, 2 C T kølevand = 1 C Tabel 9.1: Kølesystemets specifikationer. L køle er længden af kølerør pr. halvpart. d kølerør er køle rørenes diameter. v køle er strømningshastigheden i kølerørene. T kølevand,ind er kølevandet temperatur ved indløbet. T kølevand er temperaturstigningen i kølerørene. Q cyklus = Q plast Q overflade Q køle = 0 (9.1) Hvis udtryk 9.1 differentieres i forhold til tid, opnåes et udtryk for effektligevægten i værktøjet, som beskrevet ved udtryk 9.2. Q cyklus = Q plast Q overflade Q køle = 0 (9.2) I dette afsnit beregnes størrelserne af Q plast, Q overflade og Q køle, og til sidst kontrolleres det at 9.2 overholdes Varmeafgivelse fra plast Den totale varmeenergi, der afsættes i værktøjet per cyklus, kan bestemmes udfra forskellen imellem smeltens indre energi, når den indsprøjtes og emnets indre energi, når det udstødes af formen igen. Forskellen på den indre energi er givet ved udtryk 9.3 [Turner(2005)] Alle værdier er kendte og dermed kan Q plast beregnes. Q plast = ρ V C p T (9.3) Q plast = ρ V C p T = 0, kg cm 3 66, J 4cm kg K ( ) K = 24, 7kJ Udfra den totale varmeenergi Q plast kan effekten hvormed varmen afsættes i værktøjet bestemmes. Dette gøres ved at dele Q plast med cyklustiden t cyk, som bestemmes i afsnit 9.3 på side 68. Reelt vil der ikke afgives en konstant varmeeffekt til værktøjet, men dette er dog en rimelig antagelse [Menges and Mohren(1993)]. Q plast = Q plast t køle = 24, 7kJ 71s = 348W (9.4) Varmeafgivelse til kølesystemet Varmeafgivelsen til kølesystemet foregår ved at kølevandet sendes igennem rørsystemet, CAD-modelleret på figur 9.1 på forrige side, herved opstår der konvektion imellem værktøjet og kølevandet. Konvektion Konvektion er et fysisk fænomen, der i princippet er det samme som almindelig konduktion. Et stofs temperatur bestemmes af, hvor kraftigt molekylerne, som stoffet er opbygget af, vibrerer. Konduktion

67 9.1 Energiligevægt 63 (a) (b) Figur 9.2: Her ses en skitse af udviklingsforløbet af det termiske grænselag(a), og af hastighedsgrænselaget(b). foregår ved at vibrationerne i et molekyle sætter det tilstødende molekyle i gang med at vibrere, som derefter sætter det næste i gang, og så videre. Konduktion kan foregå i alle de fasetilstande et stof kan opleve. Konvektion kan derimod kun forgå i et materiales væske og gas tilstand. Konvektion kræver, at molekylerne kan bevæge sig imellem hinanden. Konvektion foregår ved at et molekyle sættes til at vibrere, hvorefter molekylet bevæger sig væk. Herefter kommer der et nyt til, der sættes til at vibrere og så fremdeles. På denne måde går varmeoverførelsen hurtigere i forhold til konduktion. Effekten, der afsættes i kølerøret, som følge af konvektion, er udtrykt ved Newtons lov om køling [Turner(2005)]. Loven ses i udtryk 9.5. Q køle,konv = h A overflade,rør (T værktøj T væske ) (9.5) T værktøj er 80 C, da det antages,at værktøjet har samme temperatur overalt. T væske er gennemsnitstemperaturen i væsken, som er 78,7 C, da indløbstemperaturen er 77, 94 C, og temperaturstigningen fra indløb til udløb er 1 C. A overflade,rør kan bestemmes til 3, m 2 udfra rørdiameteren og rørlængden, som er angivet i tabel 9.1 på modstående side. Konvektionens effektivitet angives ved koefficienten h, kaldet konvektions varmeoverførsels koefficienten ; dette er den eneste ubekendte. Flow i rør For at beregne koefficienten h, er det relevant at undersøge, hvilken type flow, der eksisterer i kølesystemets rør. Størrelsen af h kan variere igennem røret, og dermed kan køleeffekten variere. Dette er ikke ønskeligt i denne sammenhæng, da det er vigtigt med en ensartet temperaturfordeling i værktøjet. Når en væske presses ind i et rør, vil væsken opføre sig som skitseret på figur 9.2. På figuren ses udviklingen af det termiske grænselag (figur 9.2(a)) og hastigheds grænselaget (figur 9.2(b)). Det termiske grænselag opstår, fordi der lige ved indløbet er en konstant temperatur igennem hele væsken, denne temperaturforskel mindskes ude ved rørvægen, indtil der opnås en konstant temperatur profil. Det termiske grænselag er altså det lag i væsken, hvor temperaturen er påvirket af rørvægens temperatur. Det samme gælder for væskens hastighed, hvor væsken lige ved indgangen har en ensartet hastighed igennem hele rørtværsnittet, udvikler dette sig til, at væsken ved rørvægen bremses, og på et tidspunkt opnår væsken en konstant hastighedsprofil, som vist på 9.2(b). Hastighedsgrænselaget er derfor det lag, hvor væsken er påvirket af tværspændinger, grundet nedbremsningen ved rørvægen. Det relative forhold imellem udviklingen af hastighedsgrænselaget og det termiske grænselag, er beskrevet ved den dimensionsløse værdi Prandtl-tallet. Prandtl-tallet er en materiale værdi, som for kølevandet er 4,32 [Turner(2005)]. Den rørlængde, der er inden det temiske- og hastighedsgrænselaget har opnået en konstant profil, kaldes den termiske og den hydrodynamiske indgangsregion. Efter indgangsregionen kaldes flowet for fuldt udvik-

68 64 Kølesystem let. For at opnå en tilnærmelsesvis konstant h koefficient i hele køle systemet er det vigtigt, at begrænse indgangsregionen, da h koefficienten er større i dette område [Turner(2005)]. Laminar og turbulent flow For at minimerer indgangsregionen er det vigtigt, at der er et turbulent flow i rørsystemet. Længden af indgangs regionen anslås typisk til at ligge på ca. 10 d rør ved turbulent flow, hvorimod den er meget større ved laminart flow [Turner(2005)]. En anden mindst ligeså vigtig grund til at have et turbulent flow i rørsystemet er, at konvektion varmeoverførselskoefficienten h forøges kraftig, og dermed forøges effektiviteten af konvektionen [Turner(2005)]. Hvorvidt en væskestrømning er laminar eller turbulent angives af Reynolds-tallet. Reynolds-tallet er defineret ved udtryk 9.6 [Turner(2005)]. Re = ρ v d µ (9.6) hvor v er væskehastigheden, d er rørdiameteren og µ er væskens dynamiske viskositet. Følgende intervaller angiver flowområdet: Re < 2300 Laminart område 2300 Re 4000 Overgangs område Re > 4000 Turbulent område Reynolds-tallet kan opfattes som forholdet imellem inertikræfterne og de viskøse kræfter i væsken. Ved lave Reynolds-tal har de viskøse kræfter stor betydning, altså de kræfter, der binder væsken sammen. Modsat betyder inertikræfterne, bevægelseskræfterne, mere ved høje Reynolds-tal. Forskellen på laminart flow og turbulent flow, kan beskrives som forskellen på orden og kaos. Ved laminart flow dominerer de viskøse kræfter til en vis grad over inertikræfterne. Dette gør, at de enkelt væskelag glider imellem hinanden i flowretningen med en meget lille hastighed ved rørvægen og en større hastighed i midten af røret. Det er vigtigt at påpege, at de viskøse kræfter reelt ikke dominerer helt, da dette ville resultere i absolut stilstand i væsken. I det turbulente område er inertikræfterne blevet så store, at de viskøse kræfter ikke længere kan holde molekylerne på plads i de enkelte lag, og derfor opstår der en form for kaos, hvor molekylerne hvirvler rundt i røret [Turner(2005)]. For at kontrollerer at flowet i kølesystemet er turbulent udregnes Reynoldstallet. Re = ρ v d kølerør µ = kg 992, 1 m 0, 479 m 3 s 0, 01m 0, kg m s = 7, Turbulent Konvektions varmeoverførselen Det er nu kontrolleret, at flowet i kølesystemet er turbulent, hvilket gør, at der som beskrevet er en lille indgangsregion for flowet, og at konvektionen er effektiv. Effektiviteten h kan beregnes ud fra Nusselttallet, som er en dimensionsløs værdi for, hvor effektiv konvektionen foregår relativt til konduktion. h er givet ved udtryk 9.7 [Turner(2005)]. h = k Nu (9.7) d hvor k er vandets varmeledningsevne, N u er Nusselt-tallet. Nusselt-tallet kan bestemmes udfra det empiriske udtryk 9.8, hvor det antages at kølerøret er helt glat [Turner(2005)]. Nu = 0, 023 Re 0,8 P r 0,4 (9.8)

69 9.1 Energiligevægt 65 Ved udtryk 9.8 på modstående side og 9.7 på forrige side kan N u og h beregnes, og herefter kan køleeffekten Q køle, nu beregnes. Der multipliceres med to da der er kølerør i begge formhalvdele: Nu =0, 023 Re 0,8 P r 0,4 = 0, ,8 4, 32 0,4 = 50, 8 W 0, 631 m C h = 0, 01m 50, 8 = 3, 21 W 103 m 2 C Q køle,konv =2 (h A overflade,rør (T værktøj T væske )) = Varmeafgivelse til omgivelserne W 2 (3205 m 2 C 0, 0361m2 (80 78, 65) C) = 312W Varmeafgivelsen fra værktøjet, til omgivelserne Q overflade, består af to forskellige varmeoverførsels mekanismer; konvektion og stråling. Omgivelserne, hvori værktøjet arbejder, har stor betydning for størrelsen af Q overflade, og hvorvidt den er negligerbar eller ikke. De to vigtigste faktorer er temperaturforskellen på værktøj og omgivelser, samt luftens strømningshastighed omkring værktøjet. Det antages, at omgivelserne hvor den fastekæbe skal produceres, svarer til laboratorier omgivelserne ved Aalborg Universitet. Her er temperaturen T omgivelser konstant på 20 C, og ventilationssytemet kan generere en luftstrømninghastighed v luft på 0, 5 m s omkring et tilsvarende værktøj. Den primære grund til at Q overflade medtages i disse kontrolberegninger er den relativ store temperatur forskel på 60 C imellem værktøj og omgivelserne. Konvektion Konvektion imellem værktøjet og omgivelserne er givet ved udtryk 9.9 Q overflade,konv = h A overflade (T overflade T omgivelser ) (9.9) T overflade er overfladetemperaturen, som antages at være 80 C. T omgivelser er lig 20 C og A overflade er værktøjets overfladeareal, som kan beregnes til 0, 0928m 2. Konvektionsvarmeoverførselskoefficienten h, kan beregnes til 4, 44 W m2 C, ved at benytte en fremgangsmåde lignende den beskrevet i afsnit på side 62. Der benyttes dog et andet udtryk for Nusselt-tallet. Q overflade,konv kan nu beregnes: Stråling Q overflade,konv = h A overflade (T overflade T omgivelser ) = W 4, 44 m 2 C 0, 0928m2 (80 20) C = 24, 7W Strålingsvarmen, der overføres til omgivende elementer, aktueres ved hjælp af elektromagnetiske bølger. Strålingseffekten, der udsendes af et objekt, er givet ved Stefan-Boltzmann loven 9.10[Turner(2005)]. Denne lov beskriver den strålling, der udsendes fra en såkaldt Blackbody, hvor σ kaldes Stefan-Boltzmann konstanten, som er lig 5, W m 2 K 4. Q stråling = σ A overflade T 4 overflade (9.10) Alle virkelige objekter udsender mindre stråling end en blackbody, og desuden modtager alle objekter normalt også stråling. Derfor benyttes udtryk 9.11, som tager højde for den modtaget stråling. Desuden er der tilføjet en ny koefficient ɛ, som er en materiale egenskab, der beskriver den begrænsede stråling i forhold til en blackbody. Q overflade,straa = ɛ σ A overflade (T 4 overflade T 4 omgivende elementer) (9.11)

70 66 Kølesystem Q overflade,straa kan nu beregnes, dermed kan den samlede varmeafgivelse til omgivelserne beregnes: Q overflade,straa =ɛ σ A overflade (T 4 overflade T 4 omgivende elementer) = 0, 26 5, W m 2 K 4 0, 0928m ( ) K = 11, 2W Q overflade = Q overflade,straa + Q overflade,konv = 11, 2W + 24, 7W = 35, 9W Effektregnskabet kan nu gøres op, og det er dermed kontrolleret, at kølesystemet kan udføre den tiltænkte opgave: Q cyklus = Q plast Q overflade Q køle = 348W 35, 9W 312W Udformning af kølekanaler Udformningen af kølekanalerne skal opfylde flere krav. For det første er det vigtigt, at kølekanalerne bortransporterer en jævn varmeeffekt fra værktøjet. Dernæst er det vigtigt, at kølekanalerne praktisk og økonomisk kan fremstilles i værktøjet. Til sidst skal trykfaldet i kølesystemet beregnes, for at kontrollerer at der kan skaffes en pumpe til kølesystemet Energifordeling Det er som beskrevet vigtigt, at energitransporten væk fra værktøjet foregår jævnt i hele værktøjet. Hvis der ikke er en jævn fordeling, kan dele af værktøjet opleve en meget stor køling, i forhold til andre steder. Derved kan dele af emnerne størkne, imens andre dele stadig er flydende. Herved kan der opstå misfarvninger af emnerne. Desuden kan dette resultere i sugninger i dele af emnerne, idet eftertrykket ikke kan opretholdes alle steder. I forhold til selve værktøjet er det også vigtigt med en jævn køling. Følgerne af en uensartet køling i værktøjet er indre spændinger i værktøjsstålet, som i værste tilfælde kan resultere i deformationer af værktøjet. På figur 9.1 på side 61 ses det, hvorledes kølekanalerne er ført. På figur 9.3 er det skitseret, hvorledes varmeoverførslen fordeler sig. For at opnå en tilpas uniform varmeoverførsel, er det vigtigt, at størrelserne L og b er i et tilpas forhold. Figur 9.3: Her ses en skitse af hvordan energi transporten, fra plast til kølerør, fordeler sig [Menges and Mohren(1993)]. Ved ligning 9.12 på modstående side kan der beregnes en procentværdi for forskellen mellem q min og q max. For krystallinsk termoplast skal denne værdi holdes under 5% [Menges and Mohren(1993)].

71 9.2 Udformning af kølekanaler 67 j = 2, 4 Bi 0,22 ( ) 2,8 ln( b b l ) a, hvor Bi = h køle d rør k værktøj (9.12) Længden fra hulrum til kølerør er 30mm og afstanden imellem kølerørene er 28mm. Der kan fordelingen beregnes til: j = 2, 4 Bi 0, Trykfald ( ) 2,8 ln( b b a ( ) l ) 0,22 ( 3205 W 2 C 10mm = 2, 4 m 27 W m C 28mm 6, m 2 s ) 2,8 ln( 28mm 30mm ) = 0, 49% I dette underafsnit beregnes trykfaldet gennem kølekanalerne. Dette gøres for at sikre, at det nødvendige flow kan leveres af en pumpe. Der regnes kun på selve tryktabet i kølekanalerne i værktøjet. Det vil sige, at tryktabet, der beregnes i dette afsnit, ikke kan anvendes til at bestemme en pumpe til systemet, da der ikke beregnes tryktab i slangerne, som tilslutter kølesystemet til værktøjet, samt i selve kølemaskinen. Tryktabet i værktøjet deles op i to. Det primære tab, som består af det tryktab, der opstår ved at kølevæsken skal flyde gennem 1, 15m kølerør. Det sekundære tab er det tab, som yderligere tillægges det primære tab ved sving og samlinger på kølekanalen. Primær tab Det primære tab er givet ved formel 9.13 [Turner(2005)]. P L,primær = f Lrør ρ v2 m d rør 2 (9.13) hvor f er friktionsfaktoren, der bestemmes ud fra overfladeruheden og Reynolds-tal i et Moody diagram [Turner(2005)]. Det antages, at overfladen er glat, og Reynolds-tallet er beregnet til 7, , hvorved f er 3, v m er middelhastigheden af kølevandet, som er bestemt til 0, 48 m s. L rør er længden af kølekanalen og d rør er diameteren af kanalen, som er 10mm. Sekundær tab Tryktabet ved sving og samlinger i rør kan findes ved udtryk 9.14 [Turner(2005)]. P L,sekundær = K L v2 m ρ (9.14) 2 hvor K L er en tabskoefficient, som bestemmes efter hvilken forhindring væsken skal igennem. For en 90 drejning er K L 1,1. Ses på figur 9.4 på næste side. Samlet tryktab Ved at addere det primære og sekundere tryktab fås det samlede tryktab P L,total = P L,primær + P L,sekundær (9.15) I kølekanelen eksisterer der ti 90 sving. Ved indsættelse i formel 9.15 kan det samlede trykfald beregnes. P L,total = 3, , 15m 0, 01m 103 kg m (0, 48 m 3 s ) , 1 10 (0, 48 m s ) kg m 3 2 = 1, 68kP a

72 68 Kølesystem Figur 9.4: Her ses et 90 sving. K L værdien er 1,1. Effekt Den nødvendige effekt for at bevare flowet i kølevæsken kan bestemmes ved formel W = V P = v m A t P (9.16) hvor V er volumeflowet og A t er tværsnintsarealet af kølekanalen. Ved indsættelse i formel 9.16 fås: W = 0, 48 m3 s (0, 01m)2 4 π 1, 68kN = 6, W Den nødvendige effekt for at kompensere for tryktabet gennem værktøjet er således 0, 50W, hvilket anses for ikke at give komplikationer for kølesystemet Fremstilling af kølekanaler I starten af kapitlet ses, hvorledes kølekanalerne er udformet. Kølekanalerne bores ind i værktøjet. Der skal boeres 2 huller på langs og 6 på tværs. Efter udboring tilstoppes de overflødige huller med special propper, som det ses på figur 9.1 på side 61. Special propperne føres til deres plads, hvorefter de skrues fast. Dette kan lade sig gøre, da der i proppen sidder en konisk skrue, som får proppen til at udvidede sig. 9.3 Numerisk modellering af kritisk del I dette afsnit modelleres et kritisk tværsnit af den fastekæbe. Formålet er at undersøge hvor hurtigt dette snit kan afkøle, og derved give et realistisk bud på den nødvendige køletid. Til slut i afsnittet diskuteres og vurderes modellen. Det kritiske snit vælges som det ses på figur 9.5 på modstående side. Alternativt kunne snittet betegnet ved snit a1 eller a2 være valgt. På trods af en større vægtykkelse, må det dog antages, at a1 og a2 vil afkøle hurtigere, da varmetransmissionen her er 3-dimensionel, hvorimod den i det kritiske snit må antages til at være primært er 2-dimensionel. Desuden er det valgte snit kritisk, fordi spændestangen her er indestøbt. Det er derfor meget vigtigt, at plasten her er helt størknet, for at der ikke kommer slør imellem plasten og spændestangen ved udstødning Matematisk model Den matematiske model af det kritiske snit bygger på Fouriers lov for varmeledning. Fouriers lov om varmetransmission er defineret ved udtryk Loven siger, at den overførte specifikke varmeeffekt q igennem en væg af homogent materiale, er proportional med den negative temperatur gradient [Mills(1995)]. q dt dx (9.17)

73 9.3 Numerisk modellering af kritisk del 69 Figur 9.5: Oversigt over mulige snit. Denne lov kan omskrives ved indførsel af en proportionalitets konstant - varmeledningsevnen k. Derved kan udtryk 9.17 på modstående side omskrives til 9.18 [Mills(1995)]. q = k dt (9.18) dx Fouriers lov, som beskrevet her, beskriver et 1-dimensionelt problem. Det kritiske tværsnit udgør et 2- dimensionelt varmetransmissions problem og derfor skal udtryk 9.18 udvides til at beskrive 2-dimensioner. På figur 9.6 ses et differentialelement i det kritiske snit. Ifølge den første termodynamiske hovedsætning skal der være energiligevægt i differentialelementet. Energiligevægten er opstillet ved udtryk 9.19, hvis det antages, at der ikke generes nogen varmeenergi i differentialelementet. Figur 9.6: Her ses en skitse af et differential element i det kritiske tværsnit. ρ ( x y) c T t = Q overført (9.19) Q overført kan beskrives ved udtryk 9.20, og derefter omskrives til udtryk 9.21, ved at approksimere q x+ x og q y+ y som Taylor serier, hvor kun de to første led i, Taylor serien medtages. Q overført =( q x q x+ x ) y + ( q y q y+ y ) x (9.20) Q overført =( q x ( q x + q x x x)) y + ( q y ( q y + q y y y)) x Q overført =( q x x q y ) x y (9.21) y

74 70 Kølesystem Nu kan udtryk 9.21 på foregående side indsættes i ligevægtsligningen 9.19 på forrige side. Herefter kan 1 ligevægten reduceres ved at multiplicere med x y. Ydermere kan q x og q y erstattes med Fouriers lov for varmetransmission. ρ c T t = q x x q y y (9.22) ρ c T t = T ( k x x ) T ( k y y ) T t = k ρ c T ( 2 x T y 2 ) (9.23) I udtryk 9.23 kan k ρ c nu erstattes med den termiske diffusitet α. Dermed er den grundlæggende matematiske model for temperaturen T, i forhold til tiden t, givet ved T t =α T ( 2 x T y 2 ) (9.24) Numerisk løsning Den matematiske model er en partiel differentialligning, der er meget kompliceret at løse analytisk for dette problem. Årsagen er den relative komplekse geometri i det kritiske plan, der ikke kan beskrives fornuftigt. Derfor løses denne numerisk ved at benytte en differens approksimation af differential ligningen. Figur 9.7: Her ses et område af det kritiske tværsnit inddelt i et net af punkter. Af de to planer der er skitseret i figuren viser den nederste temperaturtilstanden til tiden - t, og den øverste viser temperaturtilstanden til tiden t + t. På figur 9.7 ses et område af det kritiske snit med 5 punkter indtegnet. Hvis temperaturen Tx,y t er kendt, kan temperaturen i T x+ x approksimeres med en Taylor serie. Taylor serien ses i udtryk 9.25 [Kreyszig(1999)]. Tx+ x,y t = Tx,y t + x T x x2 2 T x x3 3 T +... (9.25) x3 Samtlige punkter på figur 9.7 kan udtrykkes, som Taylor serie. Derefter kan Taylorserierne reduceres ned til tre led, da det antages at ledene x 3... x n kan negligeers. Dette er rimeligt hvis x er lille, da x 2 så vil være mindre, og så videre. Nu kan differentialledene, T t, 2 T x 2 og 2 T y 2 i den matematiske model

75 9.3 Numerisk modellering af kritisk del 71 (9.24) udtrykkes som differens approksimationer. T t 1 t+ t (Tx,y T t t x,y) (9.26) 2 T x 2 1 x 2 (T x+ x,y t 2 Tx,y t + Tx x,y) t (9.27) 2 T y 2 1 y 2 (T x,y+ y t 2 Tx,y t + Tx,y y) t (9.28) Ved at indsætte differens approksimationerne i den matematiske model, erstatte α t x med Fourie-tallet τ 2 og desuden sættes x = y. Dermed kan der opstilles en eksplicit differensligning for den matematiske model. Denne ligning er givet ved 9.29 [Kreyszig(1999)]. T t+1 x,y = τ (T t x 1,y + T t x+1,y + T t x,y 1 + T t x,y+1) + (1 4τ) T t τ 1 4 (9.29) Simulering af køle processen Ved hjælp af den matematiske model for varmetransmissions problemet i det kritiske tværsnit, og ved hjælp af den numeriske løsningsmetode kan køle processen nu simuleres. Først skal der dog opstilles nogle rand- og startværdier. Rand og startbetingelser For at minimerer beregningerne ved simuleringen, reduceres tværsnittet til en fjerdedel. Dette kan gøres, fordi det kritiske tværsnit er symmetrisk om x- og y-aksen. Derfor sættes randbetingelserne, som vist på figur 9.8. Figur 9.8: Her ses grænsebetingelserne for simuleringen. Rundt i randen antages det at temperaturen er konstant på 80 C. og ind imod de symmetriske dele af snittet betragtes det som isoleret, da der er symmetri om x- og y-aksen. Simuleringsberegningerne udføres i MATLAB. Her opstilles der en matrice med et antal punkter, der svarer til en indbyrdes afstand på 0, 2mm. For at implementerer randbetingelserne i MATLAB, sættes matricen til at holde de 80 C ved randen, og der opstilles randligninger for det isolerede område. Ligning 9.30 på den følgende side og 9.31 på næste side angiver de isolerede sider, og ligning 9.32 på den følgende side angiver hjørnet, hvor de to isolerede sider mødes.

76 72 Kølesystem Tx,y t+1 =τ(tx 1,y t + Tx+1,y t + Tx,y 1) t + (1 3τ) T t isoleret side (9.30) Tx,y t+1 =τ(tx 1,y t + Tx,y 1 t + Tx,y+1) t + (1 3τ) T t isoleret side (9.31) Tx,y t+1 =τ(tx 1,y t + Tx,y 1) t + (1 2τ) T t isoleret hjørne (9.32) Skematisk kan rand og startbetingelserne stiles op som vist i tabel 9.2. I forhold til det reelle fysiske Randbetingelser Startbetingelser T (x, 1, t) = 80 T (x, y, 0) = A(x, y) T (1, y, t) = 80 T x (206, y, t) = 0 T y (x, 185, t) = 0 Tabel 9.2: Her ses rand og startbetingelserne for problemet. A(x,y) angiver en matrice indeholdende start temperaturerne. problem er rand og startbetingelserne fornuftige. De isolerede sider T y (x, 185, t) = 0 og T x (206, y, t) = 0 er fornuftige, da der som beskrevet er symmetri om x og y aksen. Der kan være små usikkerheder omkring randbetingelserne T (1, y, t) = 80 og T (x, 1, t) = 80 da den præcise randtemperatur ikke er kendt. Temperaturen på kølevandet der strømmer forbi randen er dog kendt på 78, 7 C, derfor må en randtemperatur på 80 C antages til at være fornuftig. Af samme årsag må start temperaturerne T (x, y, 0) = A(x, y) antages fornuftige. A(x, y) er 80 C i værktøjet og i spændestangen, og 291 C i hulrummet. Ved temperaturen i hulrummet, ses der bort for den temperatur forskel, som opstår i plasten gennem indsprøjtning. Eftersom der regnes med, at indsprøjtningen tager et sekund, anses det ikke at have betydning for køleprocessen. Simulering Herefter følger simuleringen af køleforløbet i det kritiske snit. På figur 9.9 på modstående side ses plots for temperaturfordelingen i det kritiske snit. Figur 9.9(a) angiver temperaturen for det 1.s, 9.9(b) for det 5., 9.9(c) for det (d) for det 20., 9.9(e) for det 30., 9.9(f) for det 40., 9.9(g) for det 50. og 9.9(h) for det 60.s. Udfra simuleringen ses det, at efter 60s er hele tværsnittet under 160 C. Da plast producenten anbefaler at emnet udstødes ved 160 C, er 60s derfor den nødvendige køletid. Det kan eventuelt undersøges om det er tilstrækkeligt at den ydre overflade har 160 C. Er dette tilstrækkeligt kan køletiden reduceres. I dette projekt er det dog besluttet at arbejde med de 60s Diskussion Kølemodellen beskrevet i dette afsnit er en tilnærmelse til virkeligheden og endda en relativt præcis tilnærmelse. I [Menges and Mohren(1993)] er der forslået andre løsningsmetoder til at beregne køletiden. Det er dog ikke muligt, at opnå fornuftige resultater med disse løsningsmetoder, da de er for grove til den komplekse geometri, i det kritiske tværsnit. For at verificere kølemodellens rigtighed er det nødvendigt, at udføre forsøg. Det er dog muligt uden forsøg at vurdere modellen. Her følger en liste over mulige fejlkilder: 1. Et 3-dimensionelt problem, modelleres i 2-dimensioner. 2. Varmeoverførsels modstanden imellem medierne negligeers. 3. Usikre informationer om mediernes termiske diffusiteter.

77 9.3 Numerisk modellering af kritisk del 73 (a) 1 sekund. (b) 5 sekunder (c) 10 sekunder. (d) 20 sekunder. (e) 30 sekunder (f ) 40 sekunder. (g) 50 sekunder. (h) 60 sekunder. Figur 9.9: Her ses simuleringen af køleprocessen. (a) viser temperaturfordelingen ved 1 sekund, og (h) viser temperatur fordelingen efter emnet er afkølet ved 60 sekunder.

78 74 Kølesystem 4. Spændestangen dækker for stort et område i tværsnittet. 5. Fejl i modellen. 1 Da alle varmeoverførselsproblemer reelt er 3-dimensionele, kan det frembringe forkerte resultater at beregne 2-dimensionelt på et problem. I beregningerne beskrevet i denne sammenhæng, er der ikke taget højde for en 3-dimensionel køleeffekt. I starten af dette afsnit på figur 9.5 på side 69, blev der vist et antal mulige snit. Her blev det beskrevet, at snit a1 og a2 på figur 9.5 ville opleve en klar 3D køleeffekt. Da afstanden fra det kritiske snit og ud til snit a1 og a2 ikke er tilnærmelsesvis uendelig, vil det kritiske snit også opleve en 3-dimensionel køleeffekt. Det må dog med rimelighed antages, at køleeffekten i dette problem primært er 2-dimensionelt, da afstanden trods alt er betydelig. Det kan altså konkluderes, at der er en 3D køleeffekt, som vil resultere i en lidt hurtigere køletid, men at denne er relativt lille. 2 I beregningerne for det kritiske tværsnit indgår der 3 medier - værktøjsstål, spændestangen(stål) og plast. I mellem disse materialer vil der være en modstand imod varmetransmission. Denne modstand er ikke med i beregningerne. Begrundelsen herfor er, at plasten indsprøjtes med stort tryk, og derfor ligger sig helt op af den tilstødende overflade. Dette minimerer overførselsmodstanden, og det må derfor være rimeligt at antage, at disse modstande er negligerbare. Dog vil en indførsel af disse modstande resultere i en lidt længere køletid. 3 De termiske diffusitetter, der er benyttet for plasten til beregningerne, er meget usikre. Dette er helt klart den største fejlkilde i beregningerne. Årsagen er, at der ikke er fornuftig information tilgængeligt fra producenten. Derfor er den termiske diffusitet beregnet, som et forhold imellem PA6 s diffusitet og glas diffusitet. Reelt kan diffusiteten svinge meget, afhængigt af med hvilke retning fibrene ligger i kompositmaterialet. Det kan konkluderes, at dette sandsynligvis giver en lille fejl, men det er også muligt at dette giver en stor fejl. Derfor er det nødvendigt med forsøg, for at opnå større præcision. Som forsvar af kølemodellen, skal det nævnes, at denne fejlkilde også ville være aktuel i samtlige beregningsmetoder, der forslås af litteraturen. 4 Da det kritiske tværsnit under beregningerne opdeles symmetrisk i fire dele, er et lidt for stort område dækket af spændestangen. Da denne reelt kun stikker langt ud til den ene side. Denne fejlkilde må dog antages at være ubetydelig. 5 Den sidste fejlkilde fejl i modellen skal forstås som muligheden for generelle fejl. Det er for eksempel muligt, at den matematiske model ikke er fortolket rigtigt til MATLAB kode. Der er dog et godt argument for, at dette ikke er tilfældet. På figur 9.10 på modstående side, ses to 1D snit i det kritiske snit. Figur 9.10(a) viser temperaturtilstanden ved 5s og figur 9.10(b) den ved 95s. Det væsentlige, der kan uddrages af figuren er, at temperaturgradienten fra hulrummet 30mm og ud til randen 0mm tilnærmelsesvis bliver lineær, som tiden går. Dette er forventet, da værktøjets termiske diffusitet er meget større end plastens diffusitet. Derfor kan værktøjet hele tiden nå at tilnærme sig steady state varmetransmission, hver gang temperaturen ved 30mm ændre sig. Dette indikerer, at algoritmen

79 9.3 Numerisk modellering af kritisk del 75 (a) Temperaturtilstanden efter 5 sekunder, det ses at temperaturgradienten er meget ulineær. (b) Her ses temperaturen efter 95 sekunder, det ses temperaturgradienten tilnærmelsesvis er lineær. Figur 9.10: Sammenligning imellem den ulineære kurve ved 5 sekunder og den lineære ved 95 sekunder. fungerer i forhold til fysikens love, og at der derfor ikke er sket fejl ved kodegenereringen. Til slut kan det konkluderes, at kølemodellen efter alt sandsynlighed giver et pålideligt resultat. Dog skal fejlkilde 3 undersøges, hvis en større sikkerhed ønskes. Fejlkilde 1 og 2 kan også have betydning; de vil dog i forhold til køletiden have den modsatte effekt, og det må derfor være rimeligt at negligere disse fejlkilder.

80 Udstøder Kapitel 10 I kapitel 7 på side 36 blev udstødersystemets mekaniske design beskrevet. I dette kapitel kontrolberegnes diameteren på udstøderne, og desuden kontrolleres det, hvorvidt plasten deformerer plastisk ved udstødning af emnet. Der vil ligeledes være en gennemgang af, hvad der har indflydelse på valget af udstøder. På figur 10.1 er den variable formhalvpart, med udstøderne i max position, CAD-modelleret. Figur 10.1: CAD-model af den variable formhalvpart, med udstøderne i max position. I midten ses udstøderen til indløbet. Desuden ses de to udstøderer til hvert hulrum Udstøder kraft For at kontrolberegne udstødersystemet, er det indledningsvist relevant at undersøge størrelsen af den udstøder kraft, der er nødvendig for at overvinde friktionen imellem værktøjet og emnerne. Den faste kæbe har en kompliceret geometri, hvilket vil vanskeliggøre beregningen af udstøderkraften. Derfor benyttes der i stedet en beregningsmetode, hvor den faste kæbe simplificeres som en cirkel med kanter. På figur 10.2 ses den faste kæbe sammelignet med beregnings modellen. Cirklens størrelse er beregnet, så den ydre omkreds og kanternes tykkelse svarer til den fast kæbes. Figur 10.2: Illustration af den antaget beregnings cirkel ved siden af den faste kæbe. Til at beregne udstøderkraften anvendes metoden angivet af [Dominick V. Rosato(2000)]. Denne tager ganskevis ikke højde for det vakuum, som vil opstå, når emnet forlader formen, hvilket dog anses for rimeligt at negligere, jævnfør [Appel(2005)]. Udstøderkraften kan beregnes ved udtryk 10.1 [Dominick V. Rosato(2000)]

81 10.1 Udstøder kraft 77 F s,d = S t E plast,23 C A s f stål,p A d ( d 2 t d 4 t ν) (10.1) hvor S t er plastens termiske krympning på tværs af diameteren. E plast,23 C er plastens stivhed ved 23 C. A s er det overfladeareal, hvor friktionen mellem plasten og værktøjet optræder. f stål,p A er friktionskoefficienten mellem plast og stål. ν er Poisson s forhold for plast. t er vægtykkelsen og d er cirklens diameter. E plast,23 C og ν er kendte tabelværdier. Igennem den termiske krympning S t kompenseres der for at E plast,23 C er stivheden ved stue temperatur, og ikke stivheden ved 160 C. A s, t og d er kendte geometriske størrelser. f stål,p A er ifølge [Appel(2005)] 0,3. Derved er S t den eneste ukendte i udtryk 10.1 på forrige side, og denne kan beregnes ved udtryk S t = T Th d (10.2) her er T temperaturforskellen på Vicat point og udstødningstemperaturen. T h er den termiske udvidelseskoefficient. Vicat er den temperatur, hvor plasten ifølge ISO 306 begynder at give efter for en given belastning, hvis den opvarmes. For PA6 er Vicat 250 C [BASF(2005)]. Udstødningstemperaturen er i følge [BASF(2005)] 160 C, og derved kan T beregnes til 90 C. T h er afhængig af glasfibrenes retning. På figur 10.3 er beregnings modellen skitseret. Det antages, at fibrene er orienteret, som vist på figuren. Ved denne orientering er T h = 2, C 1 [cam(2005)]. Figur 10.3: Her ses hvordan fibrene anslåes at ligge. Nu kan den termiske krybning beregnes til 0, 144mm. Derved er alle værdier i udtryk 10.1 på modstående side kendte, og den nødvendige udstøder kraft kan nu beregnes. Der er dog under beregningerne taget nogle antagelser, og for at sikre at udstødersystemet ikke deformerer, multipliceres ligning 10.1 på forrige side med en sikkerhedsfaktor N. N kan i følge [Menges and Mohren(1993)], fornuftigt sættes til 1,5. Desuden multipliceres udtryk 10.1 på modstående side med en korrektionsfaktor B. Dette gøres, da hulrummet er designet med en slipvinkel på 2 for at lette udstødningen. Jævnfør [Menges and Mohren(1993)] kan B ved en slipvinkel på 2 sættes til 0,9. F s,d kan nu beregnes: F s,d = 0, 144mm 10000N/mm2 290mm 2 0, 3 64mm( 64mm 2 4,5mm 64mm 4 4,5mm 0, 3) 0, 9 1, 5 = 3, 85kN Den fundne udstøderkraft er for ét emne. For at sikre at emnerne ikke vrider ved udstødning, er værktøjet designet med to udstøder i hvert hulrum. Dette halvere den kraft, hver udstøder er udsat for, når det antages, at der er en lige fordeling af kraften på de to udstødere. F e,u = F s,d 2 = 1, 93kN

82 78 Udstøder 10.2 Bulning af udstøder Bulning er udbøjning på lange slanke emner, belastet aksialt med tryk. Bulning af udstøderne øger sliddet på værktøjet og afkorter udstødernes levetid. For at sikre, at bulning ikke forekommer, kontrolberegnes mindstediameteren på udstøderen. Udstøderne beregnes som fast indespændt, som illustreret figur Dette er en rimelig antagelse, da hovedet på udstøderne i den ene ende vil fastlåse dem til en vis grad, og i modsatte ende er de styret af en bøsning. Figur 10.4: Tegning af udstøderen. Figur 10.5: Udstøderen bliver beregnet som fast indespændt, hvilke billedet her illustrerer. For en fast indespændt søjle gælder ligning 10.3 [Gere(2002)]. Når den kritiske last; P cr, er mindre end aktuelle last; F e,u vil udstøderen være stabil, hvilket vil sige, at der ikke forekommer udbøjning. F e,u < P cr F e,u < 4 π2 E stål I L 2 (10.3) Udformningen af formen gør, at længden på udstøderne vælges til 100mm, E-modulet for stål er 2, N mm og da udstøderne er runde, fås et inertimoment på I = π d Herved kan formel 10.3 skives om, og d min kan beregnes: ( 16 Fe,u L 2 d min = π 3 E stål = 3, 5mm Da udstøderne har en diameter på 8mm, er det hermed kontrolleret, at der ikke vil forekomme udbøjning på udstøderne. Udstøderne er ligeledes udsat for et indsprøjtningstryk, som kan medføre bulning; på grund af fladetryk, dette er dog ikke dimensionsgivende, hvilket ses i appendiks N. ) Flydning Da flydning ikke er ønskelig, kontrolberegnes der for dette Flydning af udstøder Der er valgt en type A udstøder [Uddeholm(2005)], da dennes hårdhed er meget lig plastsprøjteformens hårdhed. Den maksimale arbejdstemperatur for en udstøder af type A er 550 C [Uddeholm(2005)]. Dette

83 10.3 Flydning 79 må konkluderes at være tilstrækkeligt, da plastsmeltetemperaturen er 291 C. Det anses derfor som usansynligt, at der opstår flydning i selve udstøderen Flydning af plast Flydningen kan optræde i plasten, fordi den har en lavere flydespænding end stålet, se appendiks N. Flydespændingen for plasten er fundet ved brug af Hooks lov σ = E ε. Sekant E-modulet for PA6 ved 160 C er aflæst ved 1,2% forlængelse, derved fåes et E-modul på 3,960GP a. På figur 10.6 er sekanten indtegnet. PA6 har ikke som stål et desideret flydeområde på arbejdskurven, derfor defineres PA6 s flydeområde til at være ved 0,2% forlængelse. Den tidligere omtalte sekant parallelforskydes derfor 0,2%, og flydespændingen aflæses der, hvor denne linie skærer arbejdskurven (se figur 10.6) [BASF(2005)]. Figur 10.6: Her er sekant-modolus (den venstre linie) og flydespændings kurven angivet samt den 0, 2% parallelle forskudte linie Mindste diameteren bestemmes ud fra σ y,160 C = Fe,u π d2 A, hvor arealet for en cirkel er lig med 4. Isoleres diameteren, fås et udtryk for den mindst tilladelige udstøderdiameter, som nu kan beregnes: d min = ( Fe,u 4 ) 1 2 σ y,160 C π = 7, 2mm Da udstøderne er af type EA8 L fra [Uddeholm(2005)], med en diameter på 8mm, er det hermed kontrolleret, at der ikke vil forekomme flydning i plasten.

84 Sekvensstyring Kapitel 11 Dette kapitel omhandler dokumentation og test af diskret styring til plastsprøjtestøbeprocesen af faste kæbe på skinne. Det er givtigt at have indblik i afsnit 7.1 på side 36, der illustrerer procesanlægget. Styringen er udarbejdet med henblik på fuldautomatisk drift. Designet afgrænser sig til at betragte en fuldautomatisk proces, der startes ved hjælp af en start- og stopknap (On/off). For masseproduktion er fuldautomatik netop aktuel, da den ingen bemanding kræver. Den sekventielle styring er valgt designet ved hjælp af Sequentiel Function Charts (SFC). Begrundelsen for Nr Funktion Aktuator Ventiltype ventil ventil + C1 Snekkefremføring Enkeltvirkende monostabil ingen fremføring fremføring hydraulikcylinder C2 Snekkerotation Elmotor monostabil ingen rotation rotation C3 Eftertryk (i praksis samme cylinder monostabil ingen tryk tryk som C1 - andet olietryk) C4 Snekkehus frem og tilbage Dobbeltvirkende bistabil tilbage fremføring hydraulikcylinder C5 værktøj åbne/lukke Dobbeltvirkende bistabil åbnet lukket hydraulikcylinder C6 Skinne ind ud Dobbeltvirkende bistabil ved føder inde i værktøj pneumatik C7 Åbne lukke fikstur 1 Dobbeltvirkende bistabil låst åbent pneumatik C8 Åbne lukke fikstur 2 Dobbeltvirkende bistabil låst åbent pneumatik C9 Fikstur op ned Dobbeltvirkende bistabil nede oppe pneumatik C10 Fikstur ind ud Dobbeltvirkende bistabil ude inde i føder pneumatik C11 Fødemotor set/reset Elmotor bistabil motor inaktiv motor aktiv Tabel 11.1: Aktuatorere der skal styres at vælge SFC er, at det er et stærkt værktøj til at beskrive sekvenser af operationer og interaktioner imellem parallelle processer, som der forekommer i dette design. SFC opbygges på lige fod med et blokdiagram, hvilket gør diagrammet overskueligt. Derved er det også nemt at overskue komplekse styringer, da en sådan kan nedbrydes i underprogrammer, kaldet subrutiner. Som sidste argument for at vælge metoden, SFC, er, at den er velegnet til overskuelig PLC-programmering [Ole Madsen(2005)], som her er aktuel til testopstillingen omtalt i afsnit 11.2 på side Designet Udgangspunktet for designet af styringen, er at opstille de rette begyndelsesbetingelser - aktuatorernes startposition. For at fastlægge begyndelsestilstanden, og beskrive designet, opstilles i tabel 11.1, de aktu-

85 11.1 Designet 81 atorer, der skal styres. Tabellen angiver aktuatortype, ventiltype, samt funktioner ved ventilaktivering. Begyndelsestilstanden beskrives ved B (back), som betyder, at cylinderen er i position, og F (forward), som betyder, at cylinderen er i +position. Undtagelserne er fødemotoren, som startes på S (Set), og som stoppes på R (Reset). Desuden er C2 speciel, idet det er en motor, som aktiveres, og som kører, indtil snekken er ført tilbage - principielt trigger denne kontakten C1B, når processen er fuldført. Det specielle her er, at der er to aktuatorer, til henholdsvis at køre snekken frem, henholdsvis tilbage. Derfor er kontakten for C1 nok til at styre både ventilen til V C1 og V C2. Principielt kunne disse to monostabile ventiler udskiftes med én bistabil. Begyndelsestilstandene er fastlagt som følger i tabel Nr Funktion Position C1 Snekken er tilbage B C2 Der er akkumuleret plast (snekke tilbage) B C3 Ingen eftertryk B C4 Snekkecylinder tilbage B C5 Værktøjet lukket F C6 Skinnefikstur i værktøjet F C7 Fikstur 1 åbent F C8 Fikstur 2 åbent F C9 Fiksturet nede B C10 Fiksturet ude af føderen B C11 Ingen motorrotation R Tabel 11.2: Startværdier for aktuatorerne. F angiver +-stilling, B angiver -stilling. R angiver at motoren er inaktiv. Foruden disse begyndelsesbetingelser, er det en forudsætning, at maskinen er i den rette procestilstand med hensyn til: Startknap skal være aktiveret Alle nødstop/stopknapper skal være deaktiveret Sikkerhedsafskærmninger skal være lukkede Der skal være granulat i tragten Varmelegemer omkring snekke og dyse skal have den korrekte temperatur Smelten skal have den korrekte temperatur Værktøjet skal have den korrekte temperatur Der skal være skinner i fødetragten Skinnerne i fødetragten skal have den korrekte temperatur Hydraulikolien skal have den korrekte temperatur Oliestanden i hydrauliktanken skal være korrekt Der skal være luft på anlægget

86 82 Sekvensstyring Tilstand Akt. Kontakt Handling Sprøjtestøbeproces F 1 Startposition. Ved fuldautomatik opnås denne tilstand ikke medmindre maskinen stoppes manuelt F 2 N C4F Snekkecylinder kører frem til værktøjet, så dysen har kontakt med formpladen F 3 N C1F Snekke fremføres af C1, så plasten sprøjtes ind i værktøjet F 3b N L tid Eftertrykket holdes i det indstillede antal minutter F 4 L tid Køletiden fastholdes i en given tid, og begrænser det videre forløb F 5 N C1B Der akkumuleres plast i snekkecylinderen. Dette sker ved, at snekken, ved hjælp af C2, som aktiverer en motor, rotere indtil snekken er i bund F 6 N C4B Snekkecylinderen kører tilbage til udgangsposition, efter endt eftertryk og akkumulering F 16 N C5B Værktøjet åbnes. Startes først, når F 4, F 6 og F 12 er fuldendt. Hvis maskinen er sat på STOP, springes over F 17 og videre til F 18 F 17 N D C6F Når værktøjet er åbnet fuldt åbent, afventes 1,5 s, hvornæst 4 nye skinner isættes værktøjet. Forsinkelsen sikre, at emnerne er fuldt udstødt F 18 N L C5F Værktøjet lukkes. Den proces må ikke tage længere end 15 s, før maskinen stoppes med risiko for at noget er klemt fast i værktøjet F 19 N C7F Gribeanordning 1 åbnes F 20 N C8F Gribeanordning 2 åbnes Fødeproces af fikstur parallelt med støbeproces F 7 N C6B Fiksturet kører retur fra værktøjet, og står ud for fødecylinder F 8 N C9F Fiksturet kører op F 9 N C10F Fiksturet kører ind, så gribeanordning 1 er parat til fødning F 10a S Trigger Motor for fødecylinder startes F 10b Observation af trigger på fødecylinder F 10c R C9B/F Motor for fødecylinder stoppes F 11 N C8B Gribeanordning 2 lukkes om skinne F 12 N C10B Fiksturet kører ud af fødecylinder F 13 N C7B Gribeanordning 1 lukkes om skinne F 14 N C10B Fiksturet kører ud af fødecylinder F 15 N C9B Fiksturet kører ned Tabel 11.3: Handlinger F 1 F 20 er beskrevet. Akt. angiver hvilken type proces, der sker. N: (non-stored action) handling i hele fasen, S: (stored action) tager selvhold indtil der i en efterfølgende fase vælges R: (Reset), som stopper den tidligere set ede aktion. D: (Delay) fasen bliver forsinket i den angivne tid t. L (limited time) fasen forbliver aktiv i den angivne tid t [Ole Madsen(2005)] og [Heilmann(2002)]. Kont. angiver hvilke kontakt/trigger, der aktiveres efter endt handling

87 11.1 Designet 83 Figur 11.1: Sekventiel Function Charts for den fuldautomatisk sprøjtestøbeproces med isætning af skinner. Første gang maskinen startes, trykkes START og F1 vil springe direkte til F16, hvor værktøjet åbnes, hvorefter skinner isættes, førend maskinen starter første sprøjtestøbesproces. Herefter vil den køre fuldautomatisk. Trykkes der STOP vil processen først komme ud af rutinen, idet fase F16 bliver aktiveret, hvornæst F17 springes over, og maskinen stopper ved F1.

88 84 Sekvensstyring Med henblik pa at ovensta ende begyndelsesbetingelser er korrekte, illustrerer figur 11.1 pa forrige side SFC-diagrammet for den afgrænsede proces (fuldautomatisk styring). Forefindes ogsa i tegningsmappe. Uddybende forklaring til handlingerne F 1 F 20 i figur 11.1 pa forega ende side er beskrevet nærmere i tabel 11.3 pa side Test For at verificere den designede styring, er denne blevet testet i en opstilling for at simulere en fuldautomatisk cyklus. Da ikke alle aktuatorer er mulige at realisere, er der udarbejdet et modificeret SFC-diagram til testopstillingen. Det er essentielt at undersøge, om styringer arter sig som planlagt, herunder om den rette affinitet mellem de parallelle faser er til stede. Det modificeret SFC-diagram forefindes i tegningsmappen og pa figur 11.3 pa næste side. Figur 11.2: Testopstilling for test/afprøvning af diskret styring Implementering pa testopstilling Styring er testet pa en opstilling vist pa figur I den givne testopstilling blev der anvendt monostabile ventiler som alternativ for bistabile. Dette har betydet ændringer i henhold til SFC-diagrammet, figur 11.3 pa næste side. I stedet for at bruge N (non-stored), har det været nødvendigt at bruge S (Set) og R (Reset) til at styre aktionerne. Dette har ingen indflydelse pa den praktiske opstilling. Testopstillingen besta r af en OMRON PLC, 16 monostabile ventiler, 16 dobbeltvirkende pneumatikcylindre, to lamper. Styringen er testet med en OMRON CJ1M PLC (Programmable Logic Controller), som med fordel kan anvendes til testopstillinger og til styringer, hvor der med tiden vil være behov for justeringer og ændringerne. OMRON PLC programmeres i ladderdiagrammer. Som nævnt, er det med relativ lethed at oversætte SFC til ladderdiagrammer. Først opskrives faserne (strukturen) med henblik pa at tage højde for betingelserne for interaktionerne mellem faserne. Dernæst opskrives aktiviteterne [Ole Madsen(2005)]. Ladderdiagrammet forefindes i appendiks K. Diagrammet er udarbejdet pa grundlag af SFC-diagrammet, figur 11.3 pa modsta ende side. Grundet de anvendte monostabile ventiler, har det været nødvendigt at bruge en del hukommelser med det forma l at set e (S) og reset e (R) ventilerne Vurdering af resultat Styringen fungerer tilfredsstillende og overholder de betingelser, der er opsat. Testmodellen er brugt til at give et bud pa cyklustiden, værende 71sekunder. Pa [CD-ROM(2005)] findes Test af PLC-styring, som

89 11.2 Test 85 Figur 11.3: Modificeret SFC-diagram til testopstilling. I opstillingen er motoren i fødeprocessen erstattet af en begrænset tidsproces (F10), der simulerer tiden for fødningen. Desuden er eftertryk, akkumulering og snekkecylinder retur erstattet af en akkumulering (F5), samt snekkecylinder retur med en tidsforsinkelse (F6), der simulerer tiden for eftertrykket. Desuden er der ændringer mht. start- og stopbetingelser, så processen er fuldautomatisk. Dog er køres kun én cyklus af gangen - for at illustrerer én proces.

90 86 Sekvensstyring er en kort filmsekvens, der viser simuleringen af sprøjtestøbemaskinens og fødesystemets frihedsgrader og funktioner Realisering For at styringen kan etableres i et færdigt system, mangler der visse foranstaltninger. SFC-diagrammet, figur 11.1 på side 83, har dog indbygget nogle få foranstaltninger. Heriblandt er der et sikkerhedsstop med hensyn til lukning af værktøjet; hvis værktøjet ikke er lukket indenfor 15sekunder, formodes det, at et udstødt emne kan sidde fast, og maskinen stoppes. Herunder er givet nogle bud på nødvendige foranstaltninger, for at styresystemet vil være realiserbar. 1. Den komplette styring skal rumme mulighed for manuelt betjening af hver enkel aktuator, så der ved kalibrering, service, reparation, etc, kan køres manuelt med de forskellige ventiler. Dog skal den manuelle betjening også overholde bestemte givne betingelser i SFC-diagrammet, for at undgå skadelige kollisioner mellem elementer. 2. Der skal installeres tilstandsfølere, så der tages højde for tilstandspunkterne nævnt i afsnit 11.1 på side 80. Det være sig: a. Temperaturfølere på dyse, snekke, i smelten, hydraulikolien, samt temperaturen på skinnerne i magasinet. b. Følere som registrerer indholdet af granulat i tragten (vil blive placeret i bunden for at kunne give signal til påfyldning fra centralt lager, når tragten er nær tom), samt skinner i magasinet (da overgangen fra tragt til magasin kan stoppe til (danne bro), vil følere placeres i magasinet for at sikre tilstedeværelsen af skinner til fødningen). c. Tryk og mængdeføler til hydraulikstation, samt luftinstallation. Det skal sikres, at der er tilstrækkelig tryk på både olie og luft, samt at der er en tilstrækkelig oliestand i reservoiret. d. Kontakter på alle afskærmning, nødstop, etc. 3. Der skal tages højde for opstart efter pludselig afbrydelse. Maskinen vil ved opstart initialisere sig efter den programmere PLC-styring. Dette kan imidlertid give problemer flere steder - særligt omkring de aktuatorer, som ikke initialiserer sig ved opstart. Eksempelvis kan fødemotoren give problemer, hvis den afbrydes under aktion, da dette ikke initialiseres. Det kan resulterer i to skinner i en gribeanordning, hvis der anvendes counter og ikke forsinkelse på trigger. For at undgå denne og lignende problemstillinger, bør der udformes et nødprogram, som initialiserer systemet, ved at tage højde for den nævnte og andre problemstillinger ved pludselig afbrydelse. 4. Desuden skal der være de nødvendige sikkerhedsforanstaltninger, således maskinen ikke er til fare for operatøren. Nærmere sikkerhedsanvisninger ved indretning af tekniske hjælpemidler er formuleret i Arbejdstilsynets bekendtgørelse nr Herunder er givet nogle bud på mulige sikkerhedsinstallationer: a. Der skal implementeres nødstop. Ved aktivering af denne, skal alle processer standse. Én mulighed vil være at afbryde strømmen, men dette kan skabe nogle opstartsproblemer, såfremt der ikke er taget højde for disse. En anden mulighed er at opsætte en betingelse under hver fase NOT(NØDSTOP), som hindrer maskinen i at operere, hvis nødstoppet er aktiveret. En anden softwarebaseret løsning vil være at hindre PLC en i at give output, hvilket vil være nemmere end forrige løsning.

91 11.4 Valg af styring til processen 87 b. Der skal være de fornødne sikkerhedsafskærmninger med tilhørende kontakter, således maskinen passiveres, hvis kontakterne brydes. Sikkerhedsafskærmning kan bestå i fysiske afskærmninger, eller sensorteknologi. Sidstnævnte vil være fordelagtigt omkring fødesystemet. c. Der kan indføres en betingelse, således cylindren til værktøjet kun kan køre med højt tryk i eksempelvis intervallet 1 5mm (spalteåbning mellem de to formplader). Med disse forbedringer, vil styringen med god tilnærmelse kunne anvendes i et produktionssystem Valg af styring til processen Til styring af omtalte proces, vil der vælges et programmérbart styresystem. De programmérbare styresystemer er softwarebaserede styresystemer, hvilket gør det muligt at ændre i styringen, uden at skulle foretage fysiske ændringer, idet en korrektion af styresystemet sker ved omprogrammering af softwaren. De programmérbare styresystemer anses derfor velegnede i forbindelse med sprøjtestøbemaskinen, da værktøjsskift gøres nemmere. Dette er essentielt for denne proces, som udover sprøjtestøbeværktøjet består af en ekstern fødemekanisme, som sandsynligvis ikke skal anvendes til andre end netop den omtalte proces. Der vil typisk vælges en PLC-styring til formålet, da den er tænkt til anvendelse i industrien, dvs., den kan modstå rystelser, støv osv. En PLC indeholder som hovedregel en processor, hukommelse, ind- og udgangsmoduler, strømforsyning og programmeringsenhed. Derudover er der mulighed for bl.a. at have en kommunikationsenhed således, at der skabes mulighed for at tilslutte skærm, printer osv. [Alm(1991)]. Desuden har PLC en den fordel, at en operatør med rette forudsætning/uddannelse selv kan foretage justeringer, korrigere og fejlrette, når dette er nødvendigt Praktisk implementering Ved indkøb af en sprøjtestøbemaskine, som den valgte Arburg Allrounder 320K, vil der allerede været et styresystem til maskinen. Interfacet for 320K er vist figur Eventuelt vil Arburg kunne levere en styring, som også vil kunne styre fødesystemet, så at der så at sige implementeres flere faser i styringen, figur Alternativt, vil det være oplagt at have en PLC til at styre fødeprocessen. I PLC-sprog, vil Arburg så skulle CALL funktionsblokke fra PLC en, der styrer fødeprocessen. CALL-funktionen anvendes til interaktion mellem flere styringer/flere PLC er [Heilmann(2002)]. Disse CALL-faser vil skulle indlægges i maskinens styresystem.

92 88 Sekvensstyring Figur 11.4: Interface for styring af Arburg Allrounder 320K. Det ses, at den sekventielle styring er illustreret i et blokdiagram. Herunder indstilles parametre, som indsprøjtningshastighed, trykkraft, indsprøjtningslængde, etc. [Arburg(2005a)]

93 Del III Procesrealisering

94 Varmeregulering Kapitel 12 I dette kapitel beskrives procesrealiseringen af en sprøjtestøbeproces. Formålet er at udarbejde en styring af værktøjsformens temperatur. Der tages udgangspunkt i en mindre sprøjtestøbemaskine. I de foregående afsnit er behandlet en fast kæbe, som sprøjtestøbt emne, denne værktøjsform er det dog ikke mulig at gengive med den benyttede sprøjtestøbemaskine. Der er i stedet foretaget forsøg med en mere simpel geometri i form af et trækprøveemne. Der er udført et forsøg, for at klarlægge, hvorvidt værktøjets temperatur, har betydning for det sprøjtestøbte emne Systembeskrivelse I dette afsnit vil det fysiske system blive beskrevet og modelleret analytisk med henblik på at fastlægge en overføringsfunktion for systemet. På baggrund af eksperimentelle forsøg er modellen benyttet til fastlægge en temperaturstyring af værktøjsformen Laboratorieudstyr Sprøjtestøbemaskinen Det fysiske system er realiseret i form af en halvautomatisk sprøjtestøbemaskine, som forefindes i laboratoriet på Pontoppidanstræde 103, rum 7. Den er halvautomatisk således, at fyldning af granulat, åbning af sprøjtekammer, montering af form og udstødning af plast fra form, skal foretages manuelt. Styring af smelteomrøring, stempeltryk og varmelegemer foregår ved hjælp af en computer, der har installeret styreprogrammet LabVIEW, samt en ekstern tilknyttet styreboks. Den overordnede opstillingen af sprøjtestøbemaskinen kan ses på figur 12.1 på næste side. I det følgende vil fremgangsmåden for brugen af sprøjtestøbemaskinen blive gennemgået. På billederne 12.1,12.2(a) og 12.2(b), henviser nummereringen til det tilsvarende nummer i teksten. 1. Øverst er placeret en cylinder, der skaber tryk til det stempel, som trykker plasten ned i værktøjet. Cylinderen er luftstyret, og lufttrykket er dermed bestemmende for den trykkraft, som plasten påføres. Stemplet har en diameter på 63mm og er indstillet med et lufttryk på 0, 4MP a, hvilket giver en maksimal trykkraft på 12, N. 2. Under cylinderen er der placeret en omrøringsmotor til stemplet, der kan hastighedsreguleres via den tilknyttede computer og styreboks. 3. Den del af stemplet, der føres ned i beholderen med plastsmelte. Trykkraften fra stemplet er på 12, N og med en nedre stempeldiameter på 16mm, kan plasten påføres et maksimalt tryk på 6, 2MP a. 4. Her monteres den ønskede værktøjsform til plaststøbningen. Ved at trække i håndtaget ovenover åbnes for smeltens adgang til formen. 5. På spændværktøjet er der monteret en termosikring, der slår varmelegemet fra, hvis temperaturen bliver for høj.

95 12.1 Systembeskrivelse 91 Figur 12.1: Sprøjtestøbemaskinen på Pontoppidanstræde 103, rum 7, til brug for procesrealiseringen. 6. Formen holdes sammen af et spændværktøj, der har fastmonteret et varmelegeme, som ligeledes kan reguleres via den tilknyttede computer og styreboks. 7. Granulaten tilføres opstillingen manuelt ved at fylde beholderen under stemplet. Dette sker først, når beholderen har opnået den ønskede temperatur. 8. Temperaturen i plastsmelten styres af varmelegemet, der er placeret rundt om beholderen, mens temperaturføleren er placeret på bagsiden af varmelegemet. Styreboks Til sprøjtestøbemaskinen er der tilsluttet en styreboks og et nødstop. Styreboksen indeholder et termoelement af typen I-7018, et relæ 7067, og et analogt output kort 7022, protokollen for dataopsamlingen foregår efter RS485/RS232, se [CD-ROM(2005)] for datakort. Styreboksen fungerer som mellemled mellem computer og apparatur. Til at aflæse de fysiske fænomener, som eksempelvis en temperaturændring, er en sensor placeret tæt ved processen, til at opfange temperaturændringer og omforme signalet til en spænding svarende til temperaturen. Inde i styreboksen konverteres spændingen fra et analogt til digitalt signal, hvilket er nødvendigt for at computeren kan aflæse signalet. Processen foregår som skitseret på figur 12.3(a) på modstående side. På figur 12.3(b) på næste side ses hvorledes signalet påvirkes igennem kommunikationsprocessen. Det modtages i sensoren, udsættes for en forstærkning, filtreres og til sidst konverteres. Ved en A/D konvertering forstås, at signalet samples ved en given samplingsrate og derved omformes til digitale pakker, der sendes afsted ved en given Baud-rate. Det er vigtigt, at den digitale opløsningen og det analoge signal tilsvarer hinanden. Er signalet for lille i forhold til bit-opløsningen, vil det digitale signal kun vise små peak-toppe. Er signalet til gengæld for kraftigt i forhold til bit-opløsningen vil toppen af signalet blive skåret af. I appendiks O er det vist på grafer, hvorledes bit-opløsningen har indflydelse på korrektheden af det opsamlede signal. LabVIEW samler standardiseret op med otte bits, hvilket betyder, at der med

96 92 Varmeregulering (a) Varmelegeme og holder til (b) Nærbillede af indgangen til kammeret hvor sprøjtestøbeformen, ved at dreje på håndtaget, plastgranulaten skal påfyldes. spændes formen fast. Figur 12.2: Delelementer til sprøjtestøbemaskinen. (a) Illustration af forsøgsopstillingens kommunikationsvej igennem hardwaren. (b) Illustration af en typisk signalbehandling. Figur 12.3: Kommunikationsvejen for et signal.

97 12.1 Systembeskrivelse 93 (a) Analogt signal med en samplingrate mindre end to gange frekvensen. Figur 12.4: (b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal. (a) Analogt signal med en samplingsrate på to gange frekvensen. Figur 12.5: (b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal. en Baud-rate på 11, bits/s kommunikeres med 11, bytes/s. En otte bits opløsning betyder desuden, at der per digitale pakke kan sendes otte nuller eller ettaller afsted, og hvor det mindste signal kan have værdien , og det største , eller 256 diskrete trin og en teoretisk rækkevidde på 48dB [Lagerfeldt(2005)]. Udover bit-opløsningen, har samplingsraten af det analoge signal ligeledes indflydelse på kvaliteten af det digitale signal. På figur 12.4(a) ses det analoge signal med markeret samplingsrate, på figur 12.4(b) ses det samme signal nu omformet til det tilsvarende digitale signal. Det ses, at en mængde informationer er gået tabt ved konverteringen. I henhold til Nyquist skal et signal, for at indeholde informationer af betydning, have en frekvens der er mindre en halvdelen af samplingsraten. På figur 12.5(a) og 12.5(b) ses det samme signal som før, men med en samplingsrate der er lig halvdelen af frekvensen. Det ses på 12.5(b), at det digitale signal følger udsvingene i det analoge signal, hvilket stemmer overens med Nyquist, hvor det ved en samplingsrate på to gange frekvensen, vil det digitale signal i bedste tilfælde være brugbart, i værste tilfælde værdiløst. Det anbefales derfor, at sample ved en rate, der er mindst ti gange frekvensen, hvorved det digitale signal nærmer sig det analoge, som det ses på figur 12.6(a) og 12.6(b) [Larsen(2005)]. Som det fremgår af figur 12.6, giver en højere samplingsrate et mere præcist billede af det analoge signal. (a) Analogt signal med en samlingsrate større end to gange frekvensen. Figur 12.6: (b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal.

98 94 Varmeregulering (a) Temperaturudviklingen i plastsmelten, hvor setpunktet er sat til 260 C. (b) Temperaturudviklingen i støbeformen, hvor setpunktet er sat til 85 C. Figur 12.7: Temperaturudviklingen under sprøjtestøbeprocessen uden regulering. Det skal dog bemærkes, at en større samplingsrate kræver mere computerkraft, og en uendelig stor rate er således heller ikke ønskelig. Til brug for dataopsamling ved procesrealiseringen beskrevet i dette kapitel, er der samplet med en rate på 10 sample s, og en frekvens på 0, 1Hz, hvilket giver en periode på 10s og anses for passende, da temperaturen er en faktor, som reagerer langsomt Specifikation af systemet Optimering af automatisering Da temperaturen er en afgørende faktor for kvaliteten af en plastsprøjtestøbning, ønskes det, at kunne regulere temperaturen af værktøjsformen og plastsmelten, således at temperaturafvigelserne fra den fastsatte temperatur holdes inde for et defineret interval. På figur 12.7 er vist graferne for temperaturudviklingen i smeltebeholderen og for formtemperaturen. Temperaturen for smelten skal ud fra plastens produktspecifikationer være på 280 C-300 C. På figur 12.7(a) er temperaturen for smelten indstillet til 260 C, og temperaturvariationen findes til at være indenfor 3 C, se [CD-ROM(2005)], fil Temp uden dc, hvilket anses for at være tilladeligt for smelten. På figur 12.7(b) ses temperaturudviklingen for formen. Ifølge plastens produktspecifikation, se bilag om PA6.6, skal formtemperaturen være indenfor et interval af 80 C-90 C, men en variation på 10 C er ikke ønskeligt for formtemperaturen, da det samlede kvalitetsniveauet af støbningen vil falde ved større temperaturinterval. Det ønskede temperaturinterval bestemmes derfor til maksimalt at må afvige ± 2 C af den fastsatte temperatur. Som det fremgår af figur 12.7(b), er dette ikke tilfældet for det aktuelle system. Formtemperaturen er sat til 85 C, men svinger i et interval fra 84 C-94 C, se desuden [CD-ROM(2005)], fil Forsøg 1b uden dc. Kontrolsystem Da det således ønskes, at kunne regulere temperaturen, kan system, styreelement, aktuator og målesystem bestemmes, og den indbyrdes sammenhæng kan defineres. I henhold til [Ogata(2002)] bestemmes systemet som et tilbageførings-kontrol-system, som skitseret på figur 12.8 på næste side. I den nuværende opstilling styres varmelegemet af en on/off-funktion, der aktiveres når, varmeføleren har opsamlet data omkring formtemperaturens aktuelle temperatur.

99 12.1 Systembeskrivelse 95 Figur 12.8: Blok-diagrammet for det specificerede kontrolsystem. Af kendte forstyrrelser, der virker direkte på systemet, er det plastsmelten, som tilføres formen under støbeprocessen. Skal systemet konstrueres til at virke i en produktionscyklus, vil denne forstyrrelse skulle medtages for at beregne en cyklustid, som det fremgår af figur Da der midlertidig ikke er anden køling på systemet end den luftkøling som omgivelsestemperaturen yder, vil køletiden af formen være urealistisk lang for en produktion. Det afgrænses altså til udelukkende at regulere temperaturen, således at den ikke varierer med mere end 2 C af den fastsatte temperatur, når der ikke er plastsmelte i formen. Figur 12.9: Diagram over plastsprøjtestøbningens produktionscyklus Model af systemet Som det fremgår af figur 12.8, udgør formen det valgte system. For at få et indblik i, hvilken orden systemet har, modelleres systemet. Varmelegemet udsættes for en konstant effekt, der omdannes til varme i formen. Da formen ikke er et isoleret system, fordeler varmen sig både i formen og i formens holdere, der er af stål, og således en god varmeledere. Systemet udvides således til også at omfatte stålfatningen fra figur 12.2(a) på side 91. Desuden afgiver form og formholder varme til omgivelserne ved luftkøling. Støbeform og holder er et lukket system, hvor der ingen masseudveksling sker med omgivelserne, og den eneste energiudveksling sker i form af varme. Dette betyder, at den mængde varme, der ophobes i systemet, er forskellen på den tilførte og den bortledte energi, som vist på figur på næste side

100 96 Varmeregulering Figur 12.10: Blokdiagram for systemet, der omfatter støbeform og formholder. Da varme er den eneste energi-udveksling, der sker i systemet, kan energibetragtningen i henhold til termodynamikkens første hovedsætning, opskrives som i udtryk 12.1 på modstående side [Turner(2005)]. E = U + KE + P E E = U E =(u 2 u 1 ) m Q =m C p (T 2 T 1 ) (12.1) hvor E er ændringen af energien i systemet, U er ændringen i den indre energi, KE er ændringen i den kinetiske energi, er i dette tilfælde lig med nul, P E er ændringen i den potentielle energi, der ligeledes er lig med nul. Alle enheder er i kj. (u 1 -u 2 ) er ændringen i den specifikke indre energi i kj kg, og m er massen i kg. Det antages at varmen er ligeligt fordelt igennem formen og formholderen. Varmeoverførslen fra formen til omgivelserne sker ved konvektion og stråling, men da temperaturforskellen imellem form og omgivelser ikke er alt for stor, tages stråling ikke i med betragtningerne [Ogata(2002)]. Varmeafgivelsen ved konvektion kan beskrives som ved udtryk 12.2 Q conv =h A s (T s T ) Q conv =h A s ( T ) (12.2) hvor Q conv er varmen der bortledes ved konvektion, h er konvektionsvarmeoverførselseskoefficienten, A s er overfladearealet. T ( s) er temperaturen på overfladen, der antages at være den samme som inde i formen, og T er omgivelsestemperaturen. Systemets begyndelsesbetingelser er den temperatur T 1, som værktøjsformen har, når systemet startes, hvilket antages at være den samme temperatur som omgivelsestemperaturen. Ligningerne 12.1 kan derfor omskrives, og da det er ændringen af temperaturen over tid, som er interessant, differentieres udtrykket som i ligning Q =m C p (T 2 T ) Q =m C p d(t 2 T ) dt Q =m C p d T dt (12.3) I henhold til den opstillede model for varmetilførslen til systemet, antagelsen om at varmen er konstant fordelt i formen og formholderen, samt antagelsen om at T er begyndelsesværdien for systemet, kan modellen for systemet beskrives som ved ligning 12.4 P in P out = Q P in = Q = m C p d T dt + h A s h A s ( T ) (12.4)

101 12.1 Systembeskrivelse 97 Udføres der Laplace-transformation i henhold til [Edwards and Penney(2000)] udtrykket i ligning 12.4 på foregående side, fås udtrykket i 12.5 P (s) =C p m s T (s) + h A s T (s) P (s) =(C p m s +h A s ) T (s) (12.5) Nu kan overføringsfunktionen findes som udtryk 12.6, systemet bestemmes til at være et første ordenssystem med forstærkning [Ogata(2002)]. T (s) P (s) = R C p m s R + 1 (12.6) Konstanterne i overføringsfunktion fra udtryk 12.6 kan bestemmes ud fra [Turner(2005)], den endelige udledning ses i appendiks P, således at den modellerede overførings funktion bestemmes til at være som i nedenstående udtryk To-trins regulering Temperatur regulering T (s) P (s) = 3, 37 C W 938 J W s + 1 Da varmelegemet er relæstyret, kan det kun befinde sig i to tilstande. Et relæ er enten er tændt eller slukket, der er derfor tale om en proces, som styres af en to-trins regulering. Der er flere måder, hvormed en to-trins regulering kan konstrueres. I det følgende er on-off regulering og en modulerende regulering beskrevet. On-off regulering On-off regulering er i forvejen implementeret i det eksisterende program til styring af de to varmelegemer. En On-off regulering virker på samme måde som et termostat. Når temperaturføleren registrerer, at den ønskede temperatur er nået, slukkes varmelegemet og tændes igen, når temperaturen atter er under det ønskede setpunkt. Dette resulterer i, at temperaturen svinger omkring sætpunktet, som vist på figur 12.7(b) på side 93. Er der forsinkelse i systemet, vil temperaturen svinge yderligere. En sådan forsinkelse opstår, når temperaturføleren reagerer langsomt på temperatur udsving, som følge af varmetransporttiden gennem materialet mellem føler og varmelegeme. Dette er ikke ønskeligt, hvis temperaturen skal være stabil inden for et snævert interval. På den viste måling på figur 12.7(b) er formtemperaturen sat til 85 C og det ses, at temperaturen svinger mellem 82 C og 93 C. Dette udsving kan reduceres ved at benytte modulerende regulering Modulerende regulering Den modulerende regulering arbejder med med en cyklustid, hvor der sker en opdeling i en off-periode og en on-periode. Herved fås et udgangssignal, i form af et firkantsignal. Firkantsignalet har en fast frekvens, hvori det er forholdet mellem on-perioden og off-perioden, der reguleres som illustreret på figur på modstående side. Dette kaldes også for et pulsbreddemoduleret signal, fordi det er pulsbredden, der moduleres. Herved kan varmetilførelsen reguleres trinløst over en given tidsperiode. At kunne styre varmetilførelsen trinløst, giver mulighed for at eliminere de temperatursvingninger, der opstår ved en on/off regulering, som det er tilfældet i den eksisterende styring af formvarmen.

102 98 Varmeregulering Figur 12.11: Udgangsignal på regulator med duty-cycle. Perioden er P er konstant. Den modulerende regulering implementeres ved at regulatoren regulerer en duty-cycle på varmelegemet. En duty-cycle bestemmes med et tal mellem 0 og 100, der bestemmes af regulatoren. Dette tal beskriver on-perioden i forhold til off-perioden i procent. Det er derfor nødvendigt, at bestemme duty-cyclen som funktion af temperaturen. Hvilket er gjort ved med en duty-cycle på henholdsvis 2%, 5%, 7%, 9% og 11%. Disse dc(duty-cycle) værdier giver en stabil temperatur, som alle er plottet ind på figur Figur 12.12: Resultat fra målinger af temperatur ved forskellige dc værdier. Der er en lineær sammenhæng mellem temperaturen og duty-cyclen, som tilnærmelsesvis kan beskrives ved udtryk 12.7, hvor dc er duty-cyclen i % og T dc er den stabile temperatur. dc = 0, 0721T dc 1, 7785 (12.7) Den fundne sammenhæng i udtryk 12.7 implementeres i regulatoren tilføjet i styreprogrammet. Derved kontrollere regulatoren selv, hvilken duty-cycle, der er nødvendig for at regulerer temperaturen i forhold til referencen Eksperimentelt bestemt overføringsfunktion For at verificere den analytisk bestemte overføringsfunktion, bestemmes overføringsfunktionen eksperimentelt. Systemet tilføres et firkant-signal ved en duty-cycle på 5%, da den derved vil stabilisere sig på et lavere niveau end ved 100%. Grafen for dette input kan ses på figur 12.13(a) på næste side, hvor temperaturudviklingen blev meget langsom ved en C, datafilen er vedlagt på [CD-ROM(2005)], fil onsdag. På figur 12.13(b) på den følgende side ses et udsnit af grafen, hvor der kun er medtaget de første s af måletiden. Det ses, at systemet oplever en forsinkelse i begyndelsen, hvilket tillægges en tidsforsinkelse af varmeudbredelse i systemet. Endvidere kan det ikke udelukkes, at der er en forsinkelse i selve temperaturføleren. Overføringsfunktionen kan derved beskrives som produktet af to første ordenssystemer, et for formen, og et for tidsforsinkelsen, hvilket er vist på blokdiagrammet på næste side. Systemet influeres af et step-input W T (s) s. Overføres dette til overføringsfunktionen P (s), fås udtrykket i 12.8 på den følgende side. Udføres der efterfølgende invers Laplace-transformation af ligningen i 12.8 på næste side, fås udtryk i 12.9 på den følgende side

103 12.1 Systembeskrivelse 99 (a) (b) Figur 12.13: Graferne for temperaturudvikling i formen ved en duty-cycle på 5%, vist ved henholdsvis s og s. Figur 12.14: Blokdiagram over de to første ordensfunktioner, der repræsentere systemet. T (s) = W d s K 1 sτ sτ T (t) =W d K 1 (1 + τ 1 e 1/τ1 t τ 2 τ 1 T (t) =W d K 1 (1 + τ 1 e 1/τ1 t τ 2 τ 1 (12.8) τ 2 e 1/τ2 t τ 2 τ 1 ) (12.9) τ 2 e 1/τ2 t τ 2 τ 1 ) + T i (12.10) Hvor T (t) er temperaturen afhængig af tiden, K 1 er forstærkningen, τ 1 er den første tidskonstant og τ 2 er den anden tidskonstant, W d er effektinputtet reguleret i henhold til en duty-cyclus, og t er tiden i sekunder. Til udtrykket i 12.9, skal desuden huskes begyndelsesværdien for systemet, T i, der var den samme som omgivelsestemperaturen, hvilket i dette tilfælde er 20, 6 C, og udtrykket bliver som i ligning Det er nu muligt at bestemme konstanterne i ligning 12.9, således at dens funktion tilnærmelsesvist ligner den målte, som det fremgår af figur 12.15(a) på modstående side. På figur 12.15(b) kan den tilnærmelsesvise indlagte forsinkelse ses i forhold til den målte. Tidskontanter bestemmes til τ 1 = 1330 og τ 2 = 5 og forstærkningen K 1 = 5, 38, hvilket giver en overføringsfunktion af formen T (s) P (s) = 5, s s + 1 (12.11) På figur på modstående side er funktionerne for den idealiserede overføringsfunktion og den tilnærmede målte overføringsfunktion vist. Det ses, at den idealiserede, hvor der ikke er indlagt en forsinkelse i systemet, har en bedre svartid end den tilnærmede, hvilket ikke er overraskende, da den idealiserede funktion har den mindste tidskonstant.

104 100 Varmeregulering (a) (b) Figur 12.15: Den målte funktion (grå)og den tilnærmede funktion (sort) bestemt ved tidskontanterne τ 1 og τ 2, ved 7000 sekunder og 1000 sekunder. Figur 12.16: Graf der viser funktionerne for den idealiserede overføringsfunktion, og den tilnærmede overføringsfunktion. Den sorte linie, data 1, er den analytiske bestemte funktion, mens den grå, data 2, er den eksperimentelt bestemte funktion.

105 12.2 Design af regulering Design af regulering I dette afsnit er tre forskellige regulatortyper beskrevet og implementeret i reguleringen af værktøjsformen temperaturstyring Regulatorsystemer Dette afsnit behandler tre fundamentale regulerings principper, Proportional- (P), integral-(i) differential- (D) regulering (PID). Det er disse principper, som er benyttet til at regulere temperaturen i sprøjtestøbemaskinens støbeform. Styring af temperaturreguleringen, foregår ved en termostat-funktion, hvor varmelegemet er enten tændt eller slukket i kortere eller længere tid. I afsnit på næste side er dette reguleringsprincip beskrevet. P-regulator Ved anvendelse af P-regulator vil der opstå en steady state fejl eller offset, hvilke vil sige, at der altid vil være en forskel på den ønskede og den faktiske temperatur. Dette offset kan reduceres ved at sætte forstærkningen K p op, hvilket vil medføre et større oversving, men en hurtigere reaktionstid i systemet. Det vil sige, at indsvinget vil være mere stejlt end uden en P-regulering. En stor forstærkning vil kunne medføre ustabilitet som følge af det stejle indsving. I-regulator Offsettet fra P-reguleringen kan fjernes ved at kombinere den med en integralregulator. Påvirkes systemet med en stor I-virkning, resulterer det i en hurtigere eliminering af afvigelsen. I-virkningen afhænger af integralkonstanten K i, hvor en lille integraltid medfører en stor I-virkning. Ulempen ved integralregulatoren er at den forøger tendensen til svingninger i regulatorsløjfen. Hvis K i bliver for lille i forhold til sløjfens reaktionstid vil reguleringen blive ustabil. D-regulator Reaktionstiden for en regulering kan øges ved at tilføje en differentialregulering, der desuden dæmper tendensen til oversving, som P-regulatoren medfører. En større differentialkonstant K d vil have bedre egenskaber for dette end en mindre, dog kun til en vis grænse. Hvis D-virkningen bliver for stor, vil regulatoren reagere for hurtigt på forandringer, og derved give mulighed for en ustabil sløjfe. En ulempe ved en differentialregulering er at udefrakommende støj forstærkes i D-leddet, hvilket kan medføre støjproblemer i regulatoren. Støjproblemer kan i nogle tilfælde fjernes ved at indsætte et filter. Dette kan lade sig gøre, hvis støjen ligger ved en væsentligt højere frekvens end de signaler, der ønskes bibeholdt Regulator til temperaturstyring De tre regulator typer beskrevet i kan kombineres, således at deres egenskaber supplerer hinanden. For at bestemme behovet for en regulering, opsættes følgende krav til systemet: Der ønskes at formtemperaturen har en stabilitet på minimum ±2 C. Formtemperaturen skal have stabiliseret sig efter 2min Der ønskes en smeltetemperatur med en stabilitet på min ±5 C. Disse krav er valgt ud fra det anbefalede interval i databladet for PA66, som er den i dette tilfælde benyttede plast i sprøjtestøbemaskinen. Desuden ønskes det, at kunne iagttage, hvilke konsekvenser det har, at ændre temperaturen i formen med interval på 5 C.

106 102 Varmeregulering PID-regulator En PID-regulator er opbygget af en parallelkobling af tre blokke, som vist på figur En P-del, der er forstærker, en I-del med en integrerende virkning, og nederst en D-del med en differentierende virkning. Hvor K p er forstærkningen i regulatoren, K i er integralkonstanten og K d er differentialkonstanten. SP er setpunkt, P V er tilbagekoblingssignalet og u er outputsignalet. De tre regulatorkonstanter har som beskrevet i afsnit på modstående side forskellige egenskaber, der varierer størrelsen. Figur 12.17: Principdiagram af en PID-regulator. PV er tilbagekoblingssignalet, SP er setpunktet og U er udgangen på regulatoren Til tuning af regulatoren benyttes følgende fremgangsmåde. Gennem en forsøgrække i programmet simulink, der er en del af MATLAB, bestemmes K p i en ren proportionalregulering. Blokdiagrammet for P-regulatoren ses på figur Figur 12.18: Blokdiagram af P-regulator fra simulink. Ved at sende et step svarende til den ønskede temperatur ind i regulatoren, kan svaret plottes ud på en graf som funktion af tiden. Steppet er her valgt til 85 og forstærkningen K p til 55. Ved at vælge en høj forstærkning frem for en lav, fås et system, der reagerer hurtigere på ændringer i temperaturen. Ulempen er, at der fremkommer et større offset i forhold til setpunktet, som det ses på figur For at at fjerne dette offset, tilføjes et integral-led til P-regulatoren, således at det nu er en PI-regulator. Blokdiagram ses på figur på den følgende side. I simulink bestemmes integralkonstanten til 0, Når temperaturen har stabiliseret sig, vil offsettet fra P-regulatoren herved være fjernet. I-leddet bevirker, at indsvinget bliver løftet så setpunktet nås efter cirka 75 sekunder, se figur på side 103. Der er

107 12.2 Design af regulering 103 Figur 12.19: Steprespons fra P-regulator målt på formen i laboratoriet med K p = 55. valgt den værdi, som netop fjerner offset. Vælges en højere værdi end nødvendigt, vil indsvinget stige i amplitude, og temperaturen vil være længere tid om at stabilisere sig. Figur 12.20: Blokdiagram fra simulink af PI-regulator. Da der ikke køling på formen, er den forholdsvis langsom til at køle ned igen. Derfor er det ønskeligt, at reducerer oversvinget. Dette kan enten lade sig gøre ved at reducere forstærkningen eller tilføje et differential-led, som vist på figur på modstående side. D-leddet fjerner ikke nødvendigvis oversvingene, men skulle i teorien dæmpe det. Hvis der vælges en for høj K d -værdi, kan udgangssignalet blive ustabilt og gå i svingninger. Det vælges at sætte K d = 20. Gennem simulink er PID-regulatorens stepresponse afbilledet på figur på side 104. Steppet er sat til 85 C. Efter et indsving med en amplitude på 94 C er temperaturen efter cirka 60s stabil omkring 85 C. På figur 12.24(b) på side 104 ses måleresultater fra formen foretaget i laboratoriet. Som det ses på figur og 12.24(b) på side 104, afviger den målte regulering fra den simulerede. Den simulerede regulering bliver helt stabil efter 60s, mens den målte kun delvist stabilisere sig efter ca 85s. Dette kan måske skyldes den lave frekvens på duty-cyclen. Hvis denne øges, vil det være muigt at regulere mere præcist ved indsvinget. Endvidere vil en højere frekvens give mulighed for en mere jævn regulering. På og 12.24(b) på side 104 ses reguleringen før og efter indsættelse af PID-reguleringen. Det ses på figur 12.24(b) på side 104, at temperaturen efter cirka 80 sekunder svinger mellem 84 og 87 C. Dette er inde for de opstillede krav på ±2 C afvigelse fra setpunktet. Den forhåndværende on-off regulering svinger mellem ca 84 og 95 C. Det vil sige, at der er opnået en bedre regulering af støbeformen i forhold til on-off reguleringen.

108 104 Varmeregulering Figur 12.21: Målt steprespons fra PI-regulator i laboratoriet med K p = 55 og K i = 0, Figur 12.22: Blokdiagram fra simulink af endelig PID-regulator, der er implementeret i LabVIEW

109 12.2 Design af regulering 105 Figur 12.23: Step respons modelleret ved simulink. (a) (b) Figur 12.24: a) Måleresultat på formtemperaturen med gammel on-off regulering. (b):måleresultat på formtemperaturen med PID-regulering. Setpunkt er 85 C.

110 106 Varmeregulering 12.3 Dataopsamling For kunne kommunikere med sprøjtestøbemaskinen og indsamle data omkring temperaturudviklingen i støbeform og plastsmelte, er et styreprogram nødvendigt. Ved denne procesrealisering er programmet LabVIEW benyttet. LabVIEW er primært valgt, fordi det allerede er installeret til at styre maskinen. Det har den fordel, at det kan kommunikere direkte med de benyttede instrumenter. LabVIEW er er virtuelt programmeringssprog, forstået på den måde, at programskrivningen foregår ved brug af ikoner i stedet for tekst. Det består af en brugerflade og et blokpanel. Blokpanelet består af en VI (virtual instrument) og eventuelle subvi er. VI en er hovedbrugerfladen for blok-panelet, der overfører funktionerne for et fysisk instrument, til et virtuel system. SubVI erne er underprogrammer til VI en, og kan kaldes ind i VI en, for derved at gøre VI en mere overskuelig. Med LabVIEW er det muligt, både at modtage signaler fra eksternt tilsluttede programmer og at generere et kunstigt signal inde i VI en. I det følgende vil brugerfladen og blokdiagrammet for det benyttede program til LabVIEW blive præsenteret Præsentation af program I henhold til specifikationerne af systemet og den ønskede regulering af temperaturen, se underafsnit på side 93, bestemmes processen i programmet til at have en struktur, som bestemt på figur på næste side Til brug for realiseringen af processen vist på figur på den følgende side, benyttes som grundstamme, det program, der i forhånd er programmeret til styre sprøjtestøbemaskinen. Dette program er udarbejdet af [Knudsen(2005)] og indeholder subvi s, der kommunikerer med motor, varmelegemer, stempel og skriv-til-fil funktionen. For at bestemme systemets egenskaber, og kontrollere en efterfølgende regulering, er der benyttet tre niveauer af blok-diagrammer. I dette afsnit vil det sidste blokdiagram tempforsog 5b, blive beskrevet, da det er det mest udbyggede program. De øvrige to brugerflader afviger, ved ikke at indeholde en PID-regulator (tempforsog 4 ) og en simulate signal funktion til at simulere en duty-circle (tempforsog 3 ), programmerne forefindes på [CD-ROM(2005)]. Frontpanelet for tempforsog 5b kan ses på figur på side 107. Heraf ses det, at det manuelt er muligt at regulere stempel (3), stempeltryk (2), motorhastighed (1) og temperatur i støbeform og smelte (4). Indikatorerne viser temperaturudviklingen både i form og smelte udtrykt ved en numerisk værdi og på grafform (6). Endvidere er der indikatorer, der viser, hvornår varmelegemet er i funktion (11), hvilken andel i % som duty-cyclen (5) opererer med, mens lampen varme klar indikerer, hvornår både smelte og formtemperatur er opvarmede til den ønskede temperatur (8). Den sidste knap er til brug for dataopsamlingen (9), hvor opsamlingsintervallet defineres i den numeriske kontrollator (7). Ved aflæsning af de opsamlede data, skal det huskes, at programmets standard aflæsningstid er i millisekunder. Ved VISA ressource name defineres dataopsamlingsporten. På figur på side 107 er vist blokdiagrammet for det endelige program, se bilag for større billede. Ud fra blokdiagrammet på figur på side 107, kan det overordnede forløb for program tempforsog 5 skitseres til at være som følger: 1. VISA-funktionen, Virtuel Instrument Software Architecture, aflæser de eksterne instrumenter. En while-løkke sikrer, at programmet fortsætter med at sende data rundt i systemet, indtil den møder sin stop-betingelse, der er en boolsk sandhedsværdi, som udløses ved at stoppe programmet (11). 2. I subvi en Temp messure aflæses temperaturen fra varmelegemerne til smelten og formen. Resultatet sendes videre til numerisk og grafisk aflæsning, og til sammenligning med den ønskede

111 12.3 Dataopsamling 107 Figur 12.25: Flow-diagram for arbejdsprocessen under sprøjtestøbning.

112 108 Varmeregulering Figur 12.26: Brugerflade for det endelige LabVIEW program. 1) Motorhastighed 2) Stempeltryk 3) stempel op/ned, 4) ønsket temperatur 5) Duty-cycle 6) Graf for temperatur udvikling 7)Dataopsamlingsinterval 8) Varme klar 9) Gem Datasæt 10) Indgangsport 11) Varmelegeme tændt. Figur 12.27: Blok diagram, tilhøre brugerfalde, program tempforsog5b. De markerede områder viser hvor de forskellige funktioner i programmet foregår.

113 12.4 Støbeforsøg 109 temperatur for de to elementer. Endvidere sendes oplysningerne om formtemperaturen videre til PID-reguleringen. 3. I PID-reguleringen modtages signaler fra temperaturmåleren og den ønskede temperaturindstilling for formen. Herefter reguleres signalet med de simulerede konstanter k p, k i, k d og duty-circlen indstilles i henhold til den fundne sammenhæng med temperaturen. 4. Når Simulate Signal -funktionen ikke får andet input, kan duty-cyclen kontrolleres via denne, ved at udsende et savtakket signal. Efter indføringen af reguleringen, går kommunikationen stadig igennem simulate signal -funktionen, men duty-cyclen er ikke længere brugerdefineret, da den kontrolleres af PID-regulatoren. En indikator informerer på brugerfladen om duty-cyclens størrelse i procent. Signalet sendes ind i subvi en Heat and Piston, hvor varmelegemet kontrolleres af inputtet fra simulate signal. 5. Stemplet kontrolleres af en case strukture, der styres af en sand/falsk værdi. Det er kun muligt at bevæge stemplet, såfremt trykket er lig nul, ellers melder funktionen falsk. Desuden kan stempeltrykket kun varieres, når stemplet er nede. 6. SubVI en motorspeed og piston pressure modtager den ønskede hastighed for motoromdrejning og stempeltryk fra kontrolknapperne. SubVI en læser dataen til styreboksen. 7. De to subvi er, med duplikatnavnet klar, fortæller, hvornår opstillingen har ramt den rette temperatur. Når temperaturfølerne for smeltevarme og formvarme måler den ønskede temperatur, lyser indikatoren på brugerfladen. 8. Ved at aktivere stop-knappen i whileløkken, slutter programmet og VISA-instrumentet giver besked til styreboksen om at stoppe kommunikationen. 9. De aflæste værdier af temperaturen for smelten og formen aflæses i en numerisk indikator, hvilket kan gøres direkte, og på en x-y-graf. Denne del omdanner signalet til et tidsafhængigt signal, der kan aflæses på graf-form 10. Her læses den opsamlede data til en ønsket fil. Programmet tester om den definerede fil eksisterer, er det tilfældet, melder case-strukturen sand, og programmet skriver til filen. Meldes der falsk, forbliver case-strukturen tom, og programmet gemmer ingen data Støbeforsøg I dette afsnit vil der blive gennemgået resultater fra forsøg med sprøjtestøbningen med PA66. Det benyttede støbeudstyr til forsøgene er det beskrevne udstyr i underafsnit og styreprogrammet LabVIEW. Forsøgene er udført med forskellige formtemperature, for at analysere, hvilken betydning denne har for emnets overfladestruktur og styrke. Desuden er der kontrolleret for sugninger i emnet og målt størrelse af disse Støbemateriale Det benyttede materiale til forsøget med plastsprøjtestøbemaskinen på Pontoppidanstræde 103, rum 7, er forskelligt fra det, som er omtalt i afsnit R på side 181. Under materialevalget til forsøget, er det tilstræbt, at finde et materiale, der ligner materialet fra klemmetvingen. På klemtvingen er der anvendt PA6 med 30% glasfibre. Til forsøget er der anvendt Ultramid A3X2G5, der er en PA66 med 20% fibre fra firmaet BASF Corporation. I tabel ses temperaturparametrene for PA66, se datablad i bilag omkring plast PA66.

114 110 Varmeregulering Smeltepunkt Smeltetemeratur Formtemperatur Indsprøjtningstryk 260 C C C 3, 5 12, 5MP a Udfra parametrene i tabel , sættes følgende setpunkter for temperaturen under sprøjtestøbeprocessen. Formtemperaturens maksimale temperatur udsving bestemmes til ±2 C, der udføres forsøg mellem 60 C og 90 C med stignings intervaller på 5 C. Smeltetemperaturen sættes til 295 C. For smelten gælder, at temperaturen ikke må falde til under 285 C eller overstige 300 C. I afsnit på side 98 det maksimale stempeltryk beregnet til 6, 2MP a, hvilke er indenfor det tilladelige trykinterval Fremgangsmåde Sprøjtemaskinen startes op ved af indstille temperaturen på smelte og form. Det tager cirka 15 minutter at varme smelten op til 290 C, hvilket også er den af BASF anbefalede opvarmningstid. Når denne temperatur rammes, fyldes plasten i smeltekaret. Stempeltrykket reguleres til cirka 15% af maksimalværdien, og motorhastigheden indstilles 100% af maksimalværdien. Derved bliver plastgranulaten trykket sammen og blandet på samme tid. Når smelten er klar sættes stempeltrykket til 100%. Formen monteres i støbemaskinen lige umiddelbart før plasten er klar og det fulde stempeltryk etableret. Under opvarmning af plasten, skal formen være afmonteret maskinen, for at minimere varme transmissionen mellem smeltekaret og formen, da varmetransmissionen vil medføre, at formen bliver for varm i forhold til setpunktet, og uden ekstra køling er dette ikke tilladeligt. Formen monteres derfor først på maskine lige inden sprøjtestøbningen. Når formen er placeret korrekt, åbnes et spjæld og plastsmelten sprøjtes ned i formen. Herefter afmonteres formen igen, køler af til settemperaturen og skilles ad. Det færdige emne udtages af formen Sugning Med den tilgængelige form har det ikke været muligt, at skabe et eftertryk ved sprøjtestøbningen af plastemnerne. Grunden til dette er, at de nuværende udluftningskanaler i formen er for høje. Det viser sig ved, at plasten under støbeprocessen presses ud igennem udluftningskanalerne. Det har været forsøgt at få fremstillet en form med mindre udluftningskanaler, hvilket dog ikke har kunne lade sig gøre. De eksisterende udluftningskanaler er omkring 1, 8mm høje. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] anbefales det, at højden på udluftningskanalerne ikke overstiger 0, 015mm. På baggrund af dette har det derfor ikke været muligt, at gennemføre en meningsfuld undersøgelse af eftertrykkets effekt på emnerne i praksis. På figur på den følgende side ses et gennemskåret plastemne. Emnet er støbt ved 85 C uden eftertryk. Der er konstatere der en sugning på 0, 28mm i emnet, hvilket muligvis kunne reduceres eller fjernes med eftertryk på støbeprocessen Resultat af forsøg med varierende formtemperatur Overfladefinish På figur på næste side ses syv plastemner, der er sprøjtestøbt ved forskellige formtemperaturer. Det ses på billedet, at der er der forskel på overfladetrukturen og den geometriske udformning af de forskellige

115 12.4 Støbeforsøg 111 Figur 12.28: Tværsnit af et plastemne. Tykkelsen er angivet i mm og målt med skydelære. Det ses med det blotte øje, at der sugning midt på emnet. emner. Formtemeperaturen er altså af betydning for kvaliteten af det støbte emne. Plastproducenten BASF anbefaler en formtemperatur mellem C. De syv emner er sprøjtestøbt ved en formtemperatur på C. Figur 12.29: Forsøgsresultater ved varierende form temperatur. Fra højre: 95, 85, 80, 75, 70, 65 og 60 C. Ved 60 C og 65 C ses det, at plasten er størknet førend at formen er blevet helt fyldt. Først omkring 80 C bliver overfladen glat. Det ses på overfladeruheden, at formtemperaturen ikke er jævnt fordelt i formen. Ud fra de syv emner, må det konkluderes, at en formtemperatur på omkring 85 C giver det bedste resultat med hensyn til overfladestruktur og fyldning af form. Materialeegenskaber De støbte emner er desuden undersøgt i en trækprøvemaskine, for derved at fastlægge deres egenskaber med hensyn til styrke og stivhed. Dokumenteringen heraf forefindes i appendiks Q. Forsøgene er foretaget af to omgange. I første forsøg er der syv prøver og anden gang med tre prøver af tre omgange. Ud fra disse forsøg, er det ikke muligt at give en kvalificeret vurdering af formtemperaturens indflydelse på trækstyrken og E-modulet i et plastemne. Set som gennemsnitsværdi er tendensen, at det er emnet, som er støbt ved den anbefalede temperatur, der har den højeste trækstyrke. Det skal bemærkes, at den højeste trækstyrke fremkommer ved den laveste temperatur. På baggrund af dette forsøg, vurderes det, at homogeniseringen af smelten, er en anden vigtig faktor, i bestræbelserne på at opnå ensartede plastemner.

116 112 Varmeregulering 12.5 Resultat af procesrealisering Igennem dette kapitel er der udarbejdet en regulering til regulering af formtemperaturen, således at den er mere stabil omkring et givet setpunkt. Reguleringen har i praksis ikke været så stabil som den simulerede, men holder sig indenfor de ±2 C, der er fastlagt som øvre og nedre grænse for temperaturudsvinget. PID-reguleringen er implementeret i et allerede eksisterende LabVIEW program, der også er benyttet til dataopsamlingen. Reguleringen er benyttet til at procesrealisere plastemner i en mindre sprøjtestøbemaskine. Der igennem er der opnået erfaring omkring sprøjtestøbning. Ud fra forsøg er det eftervist, at såvel en ensartet varme igennem værktøjet som små temperaturudsving i formtemperaturen, er afgørende for overfladestrukturen af plasten. Det fastsatte interval, for temperaturudsvinget i formtemperaturen, er bestemt på baggrund af ønsket om en jævn fordeling af de støbte emners kvalitetsniveau. Efter udførsel af forsøg vurderes det ligeledes, at en homogen smeltemasse er vigtig for at kvaliteten af emnerne bliver stabil. Det har ikke været muligt, at lave forsøg med eftertryk på plasten, da de nuværende udluftningskanaler er for bredde. Det bevirker, at plasten strømmer ud igennem udluftningskanalerne. På grund af travlhed på maskinværkstedet på Pontoppidanstræde 105, har det ikke været muligt, at få fremstillet en ny form med mere hensigtsmæssige udluftningskanaler.

117 Konklusion Kapitel 13 Dette projektet tager sit udgangspunkt i et processystem til produktion af den faste kæbe til en klemmetvinge. Klemmetvingen er af typen Quick-Grip r, som er behandlet i en produktanalyse. I denne analyse, blev det taget op til overvejelse, hvorvidt der var grundlag for et redesign af den faste kæbe med henblik på at forbedre produktions egenskaberne. Dette var ikke tilfældet og procesdesignet er således baseret på den oprindelige udformning. Det er lykkedes at udforme et forholdsvist enkelt procesdesign, der lever op til de specifikationer, som udformningen af den faste kæbe giver. Det vurderes derfor, at det oprindelige produktdesign var et udemærket valg. Endvidere anses det valgte materiale, og specifikt glasfiberforstærket PA6-plast, at være et velegnet produkt til at fremstille den faste kæbe med. For at opfylde de stillede krav til produktionshastigheden, er der udformet et værktøj med 4 hulrum. Til dette værktøj er der fundet en egnet sprøjtestøbemaskine. Der er udarbejdet et system til fødning af skinner i sprøjtestøbemaskinen. Styringen til anlægget er konstrueret med SFC og derefter verificeret i laboratorium med PLC-styring. På processen er der beregnet en køletid på 60 sekunder og en samlet cyklustid på 71 sekunder. Valget af maskine er fortaget ud fra producents produktblad, og må således betragtes som et fornuftigt valg til den ønskede proces. Indsprøjtningskanalerne er udarbejdet i henhold til anbefalet fremgangsmåde. Valg af værktøjsstålet er foretaget ud fra de produktspecifikationer, som producenten angiver. Kølesystemet er udformet, således at energiændringen under en cyklus holdes på nul. Da den valgte formgeometri til den faste kæbe er relativ kompleks er der udarbejdet en model, der kan beregne varmetransmissionen. Dette er gjort i 2D, for at give et mere retvisende billede af køletiden og temperaturændringen i plasten. De i problemformuleringen opstillede krav om produktionstid bliver overholdt af det beskrevne produktionsanlæg. Ved to Arburg Allrounder 320 K sprøjtestøbemaskiner tager det lige under 21 dage at sprøjtestøbe styk af den faste kæbe. Herved er der en dag til opsætning og indkøring af produktionen, på en måned med normalt 22 arbejdsdage. Der er gennem forsøg med temperaturstyring i laboratoriet konstateret et behov for bedre regulering af formtemperaturen. Denne regulering er verificeret med en PID-regulering, hvis tuning er baseret på forsøg. Til den designde regulering er der opstillet et krav om, at temperaturen ikke må svinge mere end ±2 C hvilket blev overholdt. Der er efterfølgende udført forsøg med sprøjtestøbning ved forskellige formtemperatur, hvor det blev vist, at temperaturen er af afgørende betydning for resultatet af overfladestrukturen på emnet. Det blev efterprøvet, at den af plastproducenten anbefalede formtemperatur gav det bedste overflade resultat. Der er her tale om en formtemperatur på 85 C Perspektivering For at en produktion af klemmetvinger på det designede procesanlæg kan gennemføres, skal der udføres nogle forbedringer og tilpasninger. Styresystemet er designet således, at det fungerer. For at realisere styresystemet er det nødvendigt med nogle sikkerhedsforanstaltninger, samt mulighed for manuel styring af anlægget. Desuden skal temperaturstyring implementeres i form af varmefølere og regulatorer til varmelegemet. For kølesystemet kan det være relevant at udføre forsøg, for derved at eliminere fejlkilderne vedrørende fibrene i polymeren. Procesanlægget er designet for den faste kæbe. For at kunne starte en produktion, er det nødvendigt

118 114 Konklusion at designe et tilsvarende procesanlæg for de resterende dele af klemmetvingen. Dog kræves der ikke et fødesystem til de resterende sprøjtestøbeprocesser, hvorved her kun skal designes et formværktøj samt vælges en passende sprøjtestøbemaskine. Produktionen af den eksisterende klemmetvinge foregår i Kina, hvilket kan skyldes flere faktorer. Produktionsapparatet kan være baseret på en manuel betjening frem for en automatisk, hvorved produktionen bliver mere løntung. Der kan være skattemæssige fordele ved at have en afdeling i Kina. Desuden er Kina et stort potentielt marked, som ofte er nemmere at komme ind på, hvis produktionen i forvejen har destination i Kina. Det vurderes dog, at ved opstart af en produktion baseret på den fundne løsningsproces, vil det med stor sandsynlighed bedst kunne betale sig at placere produktionen i et I-land. Dette skyldes, at omkostninger til produktionen af en klemmetvinge med det opstillede produktionsanlæg kun i meget lille grad afhænger af lønomkostninger til ufaglært arbejdskraft til montage, som er dyrt i et I-land. Fremstillingsprisen af klemmetvingen vil sandsynligvis tilnærme sig den fundne fremstillingspris i problemanalysen. Herved kan det forventes, at fremstillingsprisen vil blive lig den nuværende fremstillingspris, og hermed burde produktet være konkurrencedygtig.

119 Litteratur [cam(2005)] Campus plastics [Alm(1991)] Lars Alm. Styrteknik. Studenlitteratur, Lund, Sverige, 2nd edition, [Appel(2004)] Erik Jensen Appel. Note mm trykfaldsberegninger i plastsprøjtestøbning. Februar [Appel(2005)] Erik Jensen Appel. Institut for produktion, [Arburg(2005a)] Arburg a. [Arburg(2005b)] Arburg. Technical data: ALLROUNDER 320 K. CD-ROM, 2005b. [Ashby(1999)] Michael F Ashby. Material selection in mechanical design. Butterworth Heinemann, 2 edition, [BASF(2005)] The Chemical Company BASF [Bey(2005)] Niki Bey. Oil point method [Cambridge(2005)] University Cambridge [CD-ROM(2005)] CD-ROM [Conrad Vogel(2001)] Ernst Maahn Conrad Vogel, Celia Juhl. Metallurgi for ingeniører, volume 1. Polyteknisk Forlag, 9 edition, [Crawford(1998)] R.J. Crawford. Plastics Engineering. Butterworth-Heinemann, [Danckert(2005)] Joachim Danckert. Plastisk formgivning for i [DeClaville(2005)] Jesper DeClaville. Lukkekraft i sprøjtestøbemaskiner [Dominick V. Rosato(2000)] Marlene G. Rosato Dominick V. Rosato, Donald V. Rosato. Injection Molding Handbook. Kluwer Academic Publishers, 3rd edition, [Edwards and Penney(2000)] C. Henry Edwards and David E. Penney. Elementary Differetial Equations, with Boundary Value Problems. Prentice Hall, fourth edition, [Gere(2002)] James M. Gere. Mechanics of Material. Nelson Thornes, 5th edition, [Grøn(2005)] Jesper Grøn. Salgstal for quick-grip r, jem & fix aars [Heilmann(2002)] Thomas Heilmann. Logisk styring med PLC - relætekning og digital elektronik. Heilmanns Forlag, Holte, 3. edition, [Institut for Produktion(2005)] Institut for Produktion

120 116 LITTERATUR [Irwin(2005)] Tools Irwin. Irwin industrial tools, [Jensen(2005)] Jørn Holm Jensen. Dækningsgrader for sund produktions økonomi. In PricewaterhouseCoopers, [Kalpakjian and Schmid(2001)] Serope Kalpakjian and Steven R. Schmid. and Technology. Prentice Hall, 4 edition, Manufacturing Engineering [Karbæk and Lilholt(1993)] Kjeld Karbæk and Hans Lilholt. Materialekendskab, volume 1. Dansk Teknologisk Institut, 1 edition, [Knudsen(2005)] Frank V. Knudsen. LabVIEW program. Technical report, Institut for Maskinteknik, [Kreyszig(1999)] Erwin Kreyszig. Advanced Engineering Mathematics. Peter Janzow, [Lagerfeldt(2005)] Holger Lagerfeldt. Digital Audio - et Kig under Køleren. rev. 3 edition, 18. april [Larsen(2005)] Jens Peter Hedelund Larsen. Slides til måleteknik og dataopsamling for I [Larsen(2004)] Mikael Larsen. Institut for maskinteknik [Menges and Mohren(1993)] Georg Menges and Paul Mohren. How to Make Injection Molds. Carl Hanser Verlag, second edition, [Mills(1995)] A.F. Mills. Heat and Mass Transfer. IRWIN, [Møllers(2005)] A/S Maskinfabrik Povl Møllers [Norma(2005)] Strack Norma [Ogata(2002)] Katsuhiko Ogata. Modern Control Engineering. Prentice Hall, 4. edition, [Ole Madsen(2005)] Peder Pedersen Ole Madsen. Sekvensstyring for i4. Aalborg Universitet, [Plastics(1992)] Dow Plastics. Designing with Thermoplastics. The Dow Chemical Company, [Rasmussen(2005)] Leif Rasmussen. Sortoxydering [RIVAL(2005)] A/S Maskinfabrikken RIVAL. Varmbrunering af maskinkomponenter [Smith(2005)] J Barry Smith. Injection moulding - gates and runners Shear Rate - Cause and Effect. [Sørensen(2002a)] Jesper Neerholt Sørensen, editor. Materialeforståelse - Materialernes struktur, egenskaber Og anvendelse. Læremidler til fremtidens uddannelser og job... Industriens Forlag, 2002a. [Sørensen(2002b)] Jesper Neerholt Sørensen, editor. Materialeforståelse - Valg og varmebehandling af værktøjsstål. Læremidler til fremtidens uddannelser og job... Industriens Forlag, 2002b. [Thomsen(2005)] CO & Thomsen. Artikler for brunering [Turner(2005)] Yunus A. Cengel / Robert H. Turner. Fundamentals of Thermal-Fluid Sciences. McGraw Hill, 2005.

121 LITTERATUR 117 [Uddeholm(2005)] Uddeholm. Publikationer af Uddeholm. CD-ROM, [Vink(2004)] A/S Industriens Plastleverandør Vink. Plast i focus

122 118 Del IV Appendiks

123 Appendiks A Navngivning af klemmetvinge

124

125 Nomenklatur kapitel 8 Appendiks B

126 R N Sfærisk radius af indsprøjtningsdysse [mm] R S Sfærisk radius af insprøjtninsbøsningen [mm] d N Indsprøjtnings diameter af indsprøjtningdysse [mm] d S,min Mindste diameter i indsprøjtningsbøsning [mm] d S,max Største diameter i indsprøjtningsbøsning [mm] L ind Længde af indsprøjtningsbøsning [mm] D Diameteren af det parabolske tværsnit [mm] W Top bredde af det parabolske tværsnit [mm] γ Forskydningshastigheden i plasten [10 3 s 1 ] Q Volumen flow rate [ mm3 s ] V M Volumen af kavitet [mm 3 ] V R Volumen af indsprøjtning [mm 3 ] t I Indsprøjtningstiden [s] A Tværsnit af kanalen [cm 2 ] T K Luft temperaturen [K] v Volumenændring [mm 3 ] n Antal hulrum [] K R Konstant for antal kasserede emner [] t cykl Cyklustid [s] t m Tid til rådighed for produktionen [s] F lukke Lukkekraft [N] A skygge Skyggeareal for fast kæbe [mm 2 ] P Tryk [MP a] V hulrum Volume af hulrum [cm 3 ] V ind Volumet af indsprøjtningssystem [cm 3 ] V skud V skudvolume [cm 3 ] S V Skudkapacitet [g] V ind Indsprøjtningsflow [ cm3 s ] Z Antal skud per [ skud min ] M s Starttemperatur for martensitomdannelse [ C] τ Tværspænding [P a] µ Viskositeten [P a s] du dy Hastighedsgradienten [s] σ Forskydningsspændingen [P a] γ Forskydningshastigheden [s 1 ] µ( gamma) Viskositeten afhængig af forskydningshastigheden [P a] V Volumemetriske strømningshastighed [ mm3 s ] b, b c Bredde [mm] h, h c Højde rektangulært profil [mm] r Radius af rørprofil [mm] l, l c Længde af profil [mmc] P Trykfaldet over et profil [P a] A e He Dimensioner på delemne C [mm] V A V F Volume af deleelement i kavitet [mm 3 ] V indløb, V tilløb, V indsprøjt, V kammer Volume for delelement i fødesystem [mm 3 ] t indsprøjt Indsprøjtningstiden [s] P tot Det totale trykfald i kavitet og fødesystem [P a] T Temperaturændringen i plasten under støbning [ C] v Volumenændring ved varmebehandling af stål [mm 3 ]

127 Nomenklatur kapitel 9 Appendiks C

128 A overfalde,rør Overfladeareal af kølerør [m 2 ] A overfalde Overfladeareal af værktøjet [m 2 ] A t Tværsnintsareal af kølerør [m 2 ] b Afstand mellem kølerør [mm] Bi Biot-tallet [] C p Varmekapacitet J [ kg K ] d rør Diameter på kølerør [mm] h Konvektionseffektivetets koefficient W [ m 2 C ] j Forskel mellem q min og q max [%] W k Varmelednings koefficienten [ m C ] K L Tabskoefficient [] L Afstand fra hulrum til kølerør [mm] L rør Længden af kølerør [m] N u Nusselt-tallet [] Re Renolds-tallet [] P r Prandtl-tallet [] P L,primær Primært tryktab [kp a] P L,skekundær Sekundært tryktab [kp a] P L,total Totalt tryktab [kp a] Q cyklus Ændring af varmeenergi i cyklusen [J] Q plast Varmeenergi der borttranspoteres fra plasten [J] Q overflade Varmeenergi der borttranspoteres fra overfladen af værktøjet [J] Q køle Varmeenergi der borttranspoteres af kølevandet [J] Q plast Varmeeffekt der afgives fra plasten [W ] Q køle Varmeeffekt der borttranspoteres af kølevandet [W ] Q overflade Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet [W ] Q overflade,konv Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet ved konvektion [W ] Q overflade,straa Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet ved stråling [W ] Q overført Varmeeffekt overført igennem elementet [W ] q Specifik varmeeffekt [ w m ] 2 T køle,ind Indløbstemperatur af kølevandet [ C] T køle Temperaturstigning af kølevandet [ C] T plast Temperatur ændring af plasten [ C] T værktøj Temperatur på værktøjet [ C] T væske Gennemsnitstemperatur af kølevandet [ C] T omgivelser Temperatur af luften omkring værktøjet [ C] T overflade Overfladetemperatur af værktøjet [ C][K] T omgivende elementer Temperatur af omgivende elementer [K] v køle Hstigheden af kølevandet [ m s ] v m Kølevandets gennemsnitshastighed [ m s ] V Samlede volume af plasten [cm 3 ] V Volumenflow [ m3 s ] W Effekttab [W ] α Termisk diffusitet [ m2 s ] ɛ Udstrålingsfaktor [] ρ Densitet [ kg cm ] 3 W σ Stefan-Boltmann konstant [ m 2 K ] 4 τ Fourier-tallet []

129 Nomenklatur kapitel 10 Appendiks D

130 σ sekant Spænding i plast ved 160 N C [ mm ] 2 σ y,160 C Flydespænding plast ved 160 N C [ mm ] 2 N P in Indsprøjtningstryk [ mm ] 2 F Kraft [N] F s,d Udskyder kraften der kræves per kavitet [N] F e,u Udskyder kraft per udstøder [N] f stål,p a Friktion mellem staal og Pa [] N E stål E-modul stål [ mm ] 2 E plast,23 C E-modul for plast ved 23 N C [ mm ] 2 E plast,160 C E-modul for plast ved 160 N C [ mm ] 2 A s Det areal som friktionen opstår på [mm 2 ] ν Poisson s ratio [] ε Forlængelse [] S t Plastikes termiske krympning på tværs af diameteren [mm] L Længde af udstøder [mm] d diameter [mm] d min Mindste krævet diameter [mm] A Areal [mm 2 ] A y Ydre areal [mm 2 ] A i Indre areal [mm 2 ] A s Samlet areal [mm 2 ] S Sikkerhedsfaktor [] B Slipvinkels korrektion faktor [] T h Den termiske krympning kofficient (parallel) [ 1 C ] T Samlet temperatur ændring [ C] T in Plastens insprøtningstemperatur [ C] T V icat Blødgøringstemperaturen for plasten [ C]

131 Nomenklatur kapitel 12 Appendiks E

132 kj C p Specifikke varmefylde [ kg C ] W h Konvektionvarmeoverførselskoefficienten [ m 2 C ] A s Overflade areal [mm 2 ] L Længde [m] m Masse [kg] R Modstand mod at afgive varme [ C W ] T Temperatur [ circ C] P in Effekttilførsel [W ] P out Effekt fraførsel [W ] K p Proportionalkonstant [] K i Integralkonstant [] K d Differentialkonstant [] SP Setpunkt [] P V Tilbagekoblingssignalet [] Q conv Konvektionsvarme [] T s Overfladetemperatur [ C] T Omgivelsestemperaturen [ C] T 1, T i Begyndelsestemperaturen [ C] T 2 Sluttemperatur for form [ C] E Ændringen i energi [J] U Ændringen i indre energi [J] KE Ændringen i kinetisk energi [J] P E Ændringer Potentiel energi [J] u 1, u 2 Specifikke indre energi [J] K 1, K 2 Forstærkning [ C W ] T dc Stabile temperatur ved en given duty-cycle [ C] dc Duty-cycle [ J W ] τ 1, τ 2 Tidskontant 1 og 2 [] W d Effektnputtet, reguleret af dc [W ] t Tid [s] P (S) Laplacetransformerede effekt [W ] T (s) Laplacetransformerede temperatur [W ]

133 Forsøgsrapport for stål Appendiks F Forsøg udført i metal-lab på Pontoppidanstræde 103, i perioden Februar 2005 og på Fibigerstræde 14, lokal F.1 Formål At fastlægge den metalurgiske identitet af det stål, der er benyttet til klemmetvingens låseplade og skinne. De metoder, der benyttes, er som følger: Skinne Låseplade Magnetisering Kulstofanalyse Mikroskopi Grundstofanalyse Hårdhedsprøvning Overfladeruhed Magnetisering Mikroskopi Kulstofanalyse Hårdhedsprøvning Overfladeruhed Tabel F.1: Analysemetoder Da nogle af metoderne går igen for begge emner, vil strukturen i forsøgsrapporten være således, at metoderne tages enkeltvis, og under de relevante metoder behandles de fundne data enkeltvis for låsepladen og skinnen. F.2 Forsøgsopstilling Det fornødne udstyr til at foretage de metallografiske undersøgelser, forefindes i metal-laboratoriet på Pontoppidanstræde 103. Til de enkelte forsøg skal det i tabel F.2 angivne udstyr benyttes. Metoden til at framarte et slib er beskrevet i afsnit F.3. F.3 Præparation af emnet For at gennemføre en metallografisk undersøgelse af emnerne er det nødvendigt at præparere dem, således at strukturen kan fremstå tydeligt. Når et emne er præpareret, kaldes det et slib, og fremgangsmåden vil blive beskrevet i dette afsnit. På discomten, der fungerer med vandafkøling, afskæres et emne med en snit flade på 1-3cm 2. Den efterfølgende behandling af emnet er som følger:

134 130 Forsøgsrapport for stål Forsøg Udstyr a) Magnetisering Magnet b) Hårdhedsprøvning Mikrohårdhedsprøveapparatur Slib af det færdige Slip af det normaliserede stål c) Mikroskopi Slib Mikroskop med mulighed for at tage billeder d) Kulstofanalyse Ovn Slip Mikroskop med mulighed for at tage billeder e) Grundstofanalyse Slib Elektronmikroskop f) Overfladeruhed Ruhedsmåleapparat Tabel F.2: Materialer til brug ved forsøgene 1. Plastindstøbning -Emnet placeres i et rullet stykke metal, med fjedrende egenskaber og opsættes på varmeindstøbningsmaskinens brugsflade -Opsætningen føres ned i maskinen med en pumpefunktion -Hullet fyldes med to og en halv skefuld resin 3, der forefindes i laboratoriet -Låget drejes på, og trykket hæves til 1 ton -Situationen opretholdes i ti miuntter -Trykkes hæves til to tre ton -Efter 10 minutter sættes der langsom vandkøling på, der vedbliver til hovedet er håndvarmt 2. Vådslibning på Knuth-rotor -Indstøbningen slibes først med en grovkornethed på 220, indtil plastikken er slæbet af metallet og støbningen er plan, der slibes hele tiden fra samme vinkel -Herefter slibes der med korn 320, 500 og 800, mellem hvert slib skylles der i vand og slibet vendes 90 grader 3. Manuel polering -Slibet vaskes i vand, skylles i sprit og føntørres. Den videre proces foregår på en roterende flade, der er beklædt med et klæde og pådryppet flydende diamant og smøremiddel. Diamanten påføres inden hver polering begynder, mens klædet holdes konstant fugtigt med smøremidlet. -Diamant 6µm i tre minutter Skylles med vand og sprit og føntørres -Diamant 3µm i to minutter Skylles i vand og sprit og føntørres -Diamant 1µm i et minut Skylles i vand og sprit -Ætses i fire sekunder i en jern/jernlegering, 4% Nital Skylles i vand og sprit og føntørres.

135 F.4 Forsøg 131 F.4 Forsøg F.4.1 Hårdhedsprøve Hårdhedsprøven foretages efter Vickers hårdhedmåling, der er standardiseret i DS Endvidere opfylder målingerne kriterierne om, at overfladerne skal være glatte og plane, og afstanden imellem målingerne skal være 4 diagonalen. Emnerne er i en sådan størrelse, at der benyttes et mikroscan, der fungerer med belastninger fra g. Der foretages hårdhedsprøver både på det materiale der sælges som det færdige produkt, og på materialet i normaliseret udgave. Låseplade - Færdigt emne På Mikroscannet foretages to typer af hårdhedsmålinger på låsepladen. I den første foretages vilkårlige stikprøver af pladen, og prøverne er således ikke dybde afhængige, se tabel F.3. På figur F.1 er vist den vilkårlige hårdhedsprøve foretaget ved snit 1 s tværsnit. Ved at benytte mikroskopets længdemåler, kan diagonalen af den fordybning, som hårdhedsprøven efterlader på emnet, måles i µm. I manualerne, der tilhører mikroscannet, forefindes omregningstabeller fra µm til Vickers hårdhedstal. Figur F.1: Skitse af låseplade der viser de valgte steder til hårdhedsprøvning Måling nr / vægt Diagonal Vickers hårdhed 1 / 300g 44,3µm 283HV 2 / 300g 42µm 315HV 3 / 500g 50µm 371HV 4 / 500g 45,4µm 450HV 5 / 500g 39µm 610HV 6 / 500g 39µm 610HV 7 / 500g 40,6µm 562HV 8 / 500g 39,5µm 594HV 9 / 500g 38,5µm 626HV 10 / 500g 40,6µm 562HV Tabel F.3: Hårdhedsprøve for Låsepladen Den anden type hårdhedsprøvning er dybde-afhængig og blev foretaget over fire omgange, for at få et så entydigt billede af hårdheden som mulig. På figur F.1 er den dybde-afhængige måling foretaget ved snit 2 s tværsnit. På figur F.2.a er en skitse af det benyttede tværsnit, hvor pilene angiver i hvilken retning målingerne er taget. Tabel F.4-F.7 viser ændringen i hårdheden på låsepladen afhængigt af dybden.

136 132 Forsøgsrapport for stål Det grafiske billede kan ses på figur F.2.b, hvor ændringen af diagonalen bliver vist som funktion af målestedet på låsepladen. Der gøres opmærksom på, at ændringen af diagonalen er omvendt proportional med ændringen i hårdheden. (a) (b) Figur F.2: a) Tværsnit af låsepladen, der viser retningerne for hårdhedsprøvningen b) Tværsnit af låsepladen der viser ændringen i diagonalen som funktion af placeringen på låsepladen Måling nr / Vægt Position på låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g Kant 50µm 371HV 2 / 500g +0,5mm 45,5µm 448HV 3 / 500g +1,0mm 45µm 458HV 4 / 500g +1,5mm 43,5µm 490HV 5 / 500g +2,0mm 43,5µm 490HV 6 / 500g +2,5mm 43,5µm 490HV 7 / 500g +3,0mm 43,5µm 490HV Tabel F.4: Hårdhedsprøvning af låsepladen, dybdeafhængig, fra retning 1 Måling nr / Vægt Position på Låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g Kant 50 µm 371HV 2 / 500g +0,5mm 46,5µm 429HV 3 / 500g +1,0mm 46µm 438HV 4 / 500g +1,5mm 46µm 438HV 5 / 500g +2,0mm 44µm 479HV Tabel F.5: Hårdhedsprøvning af låsepladen, dybdebetinget i retning 2 Som det fremgår af tabel F.3 vil hårdheden for låsepladen ved den vilkårlige hårdhedsprøvning ikke stabilisere sig på et enkelt niveau, der er stor forskel på hårdheden målt ved 300g og hårdheden målt ved 500g, men ved 500g stabiliserer den sig med en værdi 10 ± 600 HV. Til gengæld viser den dybde-afhængige måling, at låsepladen langs de korte sider er en smule svagere end langs de lange sider og inde på midten. Skinne - Færdigt emne Der er udført to typer af hårdhedsprøver på skinnen. En med en vilkårlig placering af målområderne se tabel F.8, og en hvor måleområdet hver gang er flyttet en halv milimeter længere ind på emnet, se tabel F.9. I følge tabel F.9 fremgår det, at skinnens hårdhed er størst i kanten og aftager efterhånden, som hårdhedsprøvningen bevæger sig ind mod midten af emnet, for at stabilisere sig på et niveau med en hårdhed på 276 HV.

137 F.4 Forsøg 133 Måling nr / Vægt Position på Låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g langs kant 43,5µm 490HV 2 / 500g +0,5mm 44,5µm 468HV 3 / 500g +1,0mm 44,5µm 468HV Tabel F.6: Hårdhedsprøvning på låseplade, dybdebetinget, retning 3 Måling nr / Vægt Position på Låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g +0,5mm 44,5µm 468HV 2 / 500g +1,0mm 44,0µm 479HV 3 / 500g +1,5mm 44,0µm 479HV 4 / 500g +1,5mm 44,5µm 468HV 5 / 500g +2,0mm 47µm 420HV 6 / 500g +2,5mm 46µm 438HV Tabel F.7: Hårdhedsprøvning af låsepladen, dybdebetinget. Retning 4 Måling nr / Vægt Diameter Vickers hårdhed 1 / 500g 50µm 371HV 2 / 500g 51µm 356HV 3 / 500g 50,5µm 363,6HV Tabel F.8: Vilkårlig hårdhedsprøvning på skinne Måling nr / Vægt Position på Skinne Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g Så tæt på kanten som muligt 37,2µm 670HV 2 / 500g + 0,5mm 40,5µm 565HV 3 / 500g + 1mm 45,3µm 452HV 4 / 500g + 1,5mm 55,51µm 301HV 5 / 500g + 2mm 58,0µm 276HV 6 / 500g + 2,5mm 58,0µm 276HV 7 / 500g + 3,0mm 58,0µm 276HV 8 / 500g + 3,5mm 58,0µm 276HV Tabel F.9: Dybdebestemt hårdhedsprøvning på skinne

138 134 Forsøgsrapport for stål Låseplade - normaliseret Der benyttes det samme stålemne, som til at bestemme kulstof-indholdet i underafsnit F.4.5. Låsepladen er undersøgt på langs og på tværs. Målingerne er foretaget på tilsvarende vis, som de dybdeafhængige målinger. Dybden har dog ingen betydning, da et normaliseret stål har lige stor hårdhed overalt. Resultatet er vist i tabel F.10-F.11 Måling nr / vægt Position på låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g På langs, Kant 69,3µm 193,3HV 2 / 500g +0,5mm 63µm 234HV 3 / 500g +1,0mm 66µm 213HV 4 / 500g +1,5mm 65µm 219HV 5 / 500g +2,0mm 67,5µm 203,5HV Tabel F.10: Hårdhedsprøvning på låsepladen i normaliseret udgave, på langs Måling nr / vægt Position på låseplade Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g På tværs, Kant 64,5µm 223HV 2 / 500g +0,5mm 66,8µm 208HV 3 / 500g +1,0mm 60,6µm 252HV 4 / 500g +1,5mm 64,3µm 224,5HV 5 / 500g +2,0mm 64,4µm 224HV Tabel F.11: Hårdhedsprøvning på låsepladen i normaliseret udgave, på tværs Skinne - normaliseret Ligesom for låsepladen gælder der for skinnen, at den er undersøgt på langs og på tværs. Resultaterne kan ses i tabel F.12, på langs, og i tabel F.13, på tværs. Måling nr / vægt Position på Skinne Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g På langs, Kant 61µm 249HV 2 / 500g +0,5mm 61,9µm 242HV 3 / 500g +1,0mm 58µm 276HV 4 / 500g +1,5mm 64,8µm 221HV 5 / 500g +2,0mm 64,1µm 225,5HV 6 / 500g +2,5mm 62,9µm 234,5HV Tabel F.12: Hårdhedsprøvning på skinnen i normaliseret udgave, på langs af tværsnittet F.4.2 Magnetisering Med en magnet undersøges det, hvorvidt metallet i de to emner er magnetiske. Da skinnestål og magnet og låseplade og magnet reagerer på hinanden, konkluderes det, at emnerne er magnetiske.

139 F.4 Forsøg 135 F.4.3 Skinnen Måling nr / vægt Position på skinne Diagonal Vickers hårdhed 1 / 500g På tværs, Kant 56µm 296HV 2 / 500g +0,5mm 60,6µm 252HV 3 / 500g +1,0mm 60,5µm 253HV 4 / 500g +1,5mm 60,4µm 254HV 5 / 500g +1,95mm 60,4µm 254HV Tabel F.13: Hårdhedsprøvning på skinnen i normaliseret udgave, på tværs Mikroskopi Undersøgelse 1 Et slebet og manuelt poleret emne placeres i mikroskopet og undersøges i forstørrede udgaver. På figur F.3.a og F.3.b ses mikroskop-billeder af skinnens tværsnit på den korte led. Billederne er i en 500 forstørrelse. Figur F.3.a viser et udsnit fra midten af tværsnittet og figur F.3.b viser et udsnit ved kanten af tværsnittet. (a) (b) Figur F.3: a) Snit af midten af skinnen, set fra enden, forstørrelse 500 b) Snit fra kanten af skinnen, set fra enden, i forstørrelse 500. I midten af skinnen har materialet en sejhærdet struktur, der dog er svær at strukturbestemme. Dette gælder også for kantsnittet. Undersøgelse 2 En mere nøjagtig strukturmæssig bestemmelse foretages ved at undersøge slibet med et tværsnit på langs af skinnen der er slebet i henhold til den i afsnit F.3 forklarede fremgangsmåde, men i stedet for den manuelle polering, er der gennemført en elektropolering med efterfølgende ætsning, for at sikre en perfekt overflade. I mikroskopet ses det, at der langs korngrænserne er slagge i materialet, se figur F.4.a og b. Det vurderes at strukturen består af α-jern, og anløbent martensit, der er opstået ved at opvarmningen, der skulle føre til en fuldstændig dannelse af austenit, ikke har været tilstrækkelig. Omdannelsen er således gået i stå i to-fase området med α- og γ-jern. Emnet bærer ikke spor af deformation eller at kornene er blevet trukket. Det er derfor sandsynligt, at emnet efter formgivningsprocessen er blevet varmebehandlet. Da materialet er anløbent martensitisk, kan en kornstørrelsebedømmelse kun bliver tilnærmelsesvist og er ikke relevant.

140 136 Forsøgsrapport for stål (a) (b) Figur F.4: a) Tværsnit af skinnen fra siden i en forstørrelse 500 b) Tværsnit af skinnen fra siden i en forstørrelse Låsepladen Efter at være forbehandlet efter fremgangsmåden beskrevet i afsnit F.3 undersøges låsepladen i mikroskopet. Figur F.5 viser det fremkommende resultat, der vurderes til at være anløbet martensit. Figur F.5: Låsepladen set ved en forstørrelse 500 F.4.4 Grundstofanalyse I et scanning elektronmikroskop SEM bestråles emnet, der er slebet og poleret som beskrevet i afsnit F.3, men ikke indstøbt i plastik, med røngtenstråler. Ud fra de reflekterende elektronstråler analyseres emnet og grundstofferne kan kortlægges. Det er kun skinnestålet, som undersøges med denne analysemetode, da låsepladen er enkel i sine bestanddele. Det første skærmbillede afslører et par mørke pletter, hvilket vidner om slagge indeslutninger. Der udvælges et område på 100µm 100µm hvilket anses for at være stort nok til at give et retvisende aftryk af materialet. Resultatet afbildes på en graf der ad y-aksen har tællepulsen for hvert eneste røngten signal og af x-aksen har foton-energien. Der måles i minimum 100 sekunder. På

141 F.4 Forsøg 137 grafen er udsvingene de interessante signaler, da de mellemliggende målinger er støj. Støjen fjernes ved at ligge en figur over signalet som opsluger støjen. Det vigtige ved denne figur er, at den er passende ved toppene, således at de karakteristiske toppe fremstår tydeligt. Endvidere er det muligt at folde toppene ud, i tilfælde af at der skulle være overlap på et signal. Figur F.6: Graf, der viser grundstofindholdet i skinnen Elektronmikroskopet identificere materialet til at indeholde α-jern, Silicium og Mangan Endvidere foreslås emnet til at indeholde fluor, aluminium og kulstof. Kulstof afvises som mulighed, da elektronmikroskopet for dette grundstof medfører fejl i den kvalitative analyse. Identiteten bestemmes til at være ulegeret kulstof-stål, der er overflade-hærdet. Slaggen vurderes til at være mangansulfid, hvilket ikke er ønskeligt. Databladet der ligger til grund for den grafiske afbildning i figur F.6 findes på den medfølgende CD under navnet Elektroskop analyse F.4.5 Kulstofanalyse For at bestemme kulstofindholdet normaliseres emnet ved at skinnen varmes op til 900 grader C. Herved passerer emnet austenitiseringstemperaturen og opnår fuld austenitisering, den efterfølgende afkøling foregår med luftafkøling i ovnen, som er den nødvendige afkølingshastighed for at danne en finkornet struktur og dermed mere perlit. Perlittens kulstof-indhold vil da næsten svare til udgansmaterialets kulstofmængde, der herved kan bestemmes. Ligesom ved mikroskop-analysen skæres et emne i en passende størrelse. Emnet normaliseres efter ovenstående beskrivelse og indstøbes i plast, slibes og poleres efter den i afsnit F.3 beskrevne fremgangsmåde. I et mikroskop undersøges den fremkommende struktur for henholdsvis skinnen og låsepladen. Skinnen Figur F.7 viser et udsnit af den normaliserede skinne taget fra kant-området i en forstørrelse 200. Det ses, at austenitkornene er omdannet til perlit med ferrit voksende på korngrænserne. Figur F.8 viser to snit af den normaliserede skinne, taget fra centrum af emnets tværsnit. Snit fra figur F.8.a er taget med en forstørrelse 200 og snit fra figur F.8.b er 500. På b kan de karakteristiske

142 138 Forsøgsrapport for stål Figur F.7: Skinnen normaliseret, snit fra kantområdet med en opløsning 200 (a) (b) Figur F.8: a) Skinnen normaliseret, snit i midten med forstørrelse 200. b) Skinnen normaliseret, snit i midten med forstørrelse 500.

143 F.4 Forsøg 139 streger i perlit-kornene ses, omkranset af ferrit og cementit, der vokser på korngrænserne. På a vises fordelingen af ferrit og perlit over et lidt større område. Da den maksimale opløsning for kulstof i austenit, er på 0,8% kulstof, vil perlitten have optaget denne mængde, da ferrit stort set ikke optager kulstof [Conrad Vogel(2001)]. Kulstofsmængden kan derfor bestemmes som forholdet imellem perlitten og ferrit. Af figur F.8a) fremgår det, at der er 0,4% kulstof i skinnestålet, da fordelingen er cirka 50% til hver strukturtype. Låsepladen På figur F.9 ses den normaliserede låseplade i et snit taget ved kanten og i en forstørrelse 100. Det er sket en kraftig kornvækst ved kanten, hvor kulstoffet er diffunderet ud af materialet og austenitten blevet til stabilt ferrit. Længere inde på låsepladen, se figur F.10 a. og b. er der ligeledes sket kraftig kornvækst, men ikke regelmæssigt, da der er forskel på de enkelte kornstørrelser. På figur F.10.b træder de karakteristiske streger i perlit-kornene frem, og det kan ses, hvordan de er vokset ud af de oprindelige austenitkorn. På figur F.10.a bestemmes kulstofindholdet på baggrund af de samme overvejelser som for skinnestålet, til at være 0,6%. Figur F.9: Låsepladen normaliseret. Snit taget ved kanten med en forstørrelse 100. F.4.6 Overfladeruhed Forsøget er udført med et apparat, der kan måle overfladeruhed. Apparatet fungerer på den måde, at sensoreren, der måler på overfladen, manuelt føres ned i nærheden af emnet, der ligger på en plan flade. Ved igangsættelse skal der være plads til at sensoreren kan køre den valgte distance tilbage på emnet. Kører sensoreren udover emnte, kan det medføre ødelæggelse af sensoreren på returvejen. Det skal ligeledes kontrolleres, at den valgte Cut-off værdi passer til den fremkomne R a -værdi, dette kan findes ved tabelopslag. I tilfælde af uoverensstemmelse, korrigeres Cut-off værdien og der foretages en ny måling. Da den målte overflade ikke er helt vinkelret på målemnet, er grafernes udseende meget svingende. Dette har dog ikke betydning for selve overfladeruheden. Det lykkedes at korrigere grafen, der viser overfladeruheden på skinnestålet, mens låsepladen ikke kunne rettes ind. På figur Der er aflæst tre vilkårlige værdier for overfladeruheden på grafen. Desuden er R a -værdien aflæst. De målte værdier ses i tabel F.14.

144 140 Forsøgsrapport for stål (a) (b) Figur F.10: a) Låsepladen normaliseret, snit i midten med forstørrelse 200. b) Låsepladen normaliseret, snit i midten med en forstørrelse 500. Skinne R a = 0,173µm R t = 1,769µm R z = 1,427µm Låsepladen R a = 1,652µm R t = 14,494 µm R z = 9,497µm Tabel F.14: Måledata for overfladeruheden for Skinne og låsepladen hvor R a er den standardiserede værdi for overfladeruheden, der beskriver gennemsnittet af afvigelserne fra den gennemsnitlige værdi. R z er den største afstand fra en vilkårlig dal til en vilkårlig bølgetop på grafen. R z er den gennemsnitlige værdi af forskellen imellem de 5 højeste og 5 laveste udsving i en samplingsperiode. F.5 Resultater Låsepladen Skinnen - Låsepladen har i det færdige materiale gennemgående samme hårdhed over hele tværsnittet, mellem 438HV-490HV, en smule svagere ved de korte kanter (371HV) - For den normaliserede låseplade er hårdheden mellem 193,3HV og 234HV. - Strukturen er anløbet martensit. - Emnet er ulegeret - Kulstofindholdet er 0,6%. - Overfladeruheden er på Ra = 1,652µm - I det færdige materiale er der ændring i hårdheden med ændring i dybden. 670HV ved kanten, og 276HV i midten - I det normaliserede materiale er hårdheden mellem 208HV - 252HV - Strukturen er anløbet martensit med ferrit, hvor austenitiseringen ikke har været fuldstændig - Der forefindes slagge af mangansulfid

145 F.6 Fejlkilder Emnet består af α-jern, silicium, mangan og kulstof, men er ulegeret. - Kulstofindholdet er 0,4 % - Overfladeruheden er på Ra = 0,173µm F.6 Fejlkilder Som altid når der foretages forsøg er der mulighed for fejlkilder, hvor både mennesker og maskiner kan være årsagen. Disse kan minimeres ved at udføre forsøgene så omhyggeligt som muligt, hvilket er tilstræbt under udførselen af de ovenstående beskrevne forsøg. Ved hårdhedsprøvningen skal der tages højde for at værdierne kun er vejledende, hver enkelt måling er kun foretaget en gang i det pågældende område. Ligesom er at der kan være aflæsnings og måleafvigelser som følge af menneskelige fejl. Ved mikroskop undersøgelserne skal der tages højde for at det er en vurderingssag bygget på erfaringer og sammenligninger, der har bestemt strukturerne, da forsøgene i midlertidigt er udarbejdet i samarbejde med Mikael Larsen, Lektor og PH-d på Aalborg Universitet, vurderes det at bedømmelserne er foretaget ud fra et kvalificeret grundlag. Overfladeruheden blev målt og aflæst af en computer, og den menneskelige faktor kan have indflydelse ved udvælgelse og placering af emnet og behandling af måleproben.

146 Appendiks G Forsøgsrapport for undersøgelse af plast Forsøg udført i metal-laboratoriet på Pontoppidanstræde 103, samt plastlaboratoriet Fibigerstræde 14, i perioden 22 februar til 4 marts 2005 G.1 Formål At fastlægge, plasttyper, der er anvendt til fremstilling af klemmetvingens plast elementer, samt eventuelle fyldstoffer som kan være anvendt. G.2 Metoder For at bestemme plasttyperne blev der anvendt spektronomianalyse med infrarødt lys. For at bestemme eventuelle fyldstoffer i plasten blev der udarbejdet slib, samt afbrænding af plasten for at bestemme mængden af fyldstoffet. G.3 Forsøgsopstilling Forsøgene blev udført i metal-laboratoriet på Pontoppidanstræde 103, hvor udstyret til slib er opstillet. Afbrænding samt spektronomi analysen blev udført i plast-laboratoriet på Fibigerstræde 14, hvor det nødvendige udstyr er opstillet. G.4 Fremgangsmåde Fremgangsmåden for de enkelte emner bliver beskrevet i dette afsnit. 1. Slib - Slibet i plasten blev udført på samme vis som beskrevet i afsnit F.3, dog slibes der kun indtil korn800, ingen polering er her nødvendig. - De slebne flader undersøges i mikroskop og der tages billeder. 2. Spektronomisk analyse - Plasten placeres ud for spektrometeret og holdes stille mens plasten bliver belyst. Energi absorbtionen i plasten forskellige molekylegrupper bliver målt og outputtet bliver en kurve, som viser energi absorptionen i plasten. - Kurven for plasten gemmes på diskette og bliver derefter taget med til videre bearbejdning - Kurven bliver omdannet ved hjælp af en Kramers-Krönig transformation [Appel(2005)], og den ny kurve bliver normaliseret - Den normaliserede kurve bliver analyseret i henhold til programmets database og en sandsynligheds tabel bliver givet som resultat.

147 G.4 Fremgangsmåde Fyldstof analyse G Massen af plast delen bestemmes - Plasten brændes af og de tilbageværende fibres masse kan nu sammenholdes med den oprindelige masse og mængden af fibre kan findes. Gul Plast Spektronomi analyse udfra spektronomi analysen opstod følgende resultater: Figur G.1: Kurve over gul plasts energi-absorbtion(x-akse=bølgenummer (λ 1 )) y- akse=intensitet (størrelsen af energi optagelsen). Den ene kurve viser Kramers-Krönig transformationen, hvor den anden viser den normaliserede Kramers-Krönig transformation ABSORB.002 / Spectrum.lst Euclidean Search Hit List PA0357 PA0360.DX NYLON 6 DRIED PA0506 PA0514.DX WYCOA 471 NYLON PA0354 PA0357.DX NP10,000 NYLON PA0440 PA0443.DX NYLON 6/ PA0362 PA0365.DX NYLON PA0437 PA0440.DX NYLON 6/ PA0439 PA0442.DX NYLON 6/ PA0442 PA0445.DX NYLON 6/ AP0024 NYLON 6 (POLYCARPROLACTAM) AP0025 NYLON 6/6 (POLYHEXAMETHYLENE ADIPAMIDE) Fluka library supplied by Perkin-Elmer Tabel G.1: Sandsynligheds tabel for den gule plast

148 144 Forsøgsrapport for undersøgelse af plast Slib Der blev kun udført slib på den gule plast, slibet blev udfør for at bestemme retningen, længde samt tykkelse af fibrene. Udfra mikroskopiet blev der taget billeder henholdsvis på trykfladen i den fastekæbe samt i tværsnit af den variable kæbe. (a) (b) Figur G.2: a) Snit i Variabel kæbe i 100X forstørrelse. (b)trykflade på variabel kæbe i 100X forstørrelse. Fiberlængde Antal Fiberkængde Antal 66µm µm 1 100µm 3 233µm 1 116µm 2 266µm 3 133µm 4 300µm 1 166µm 4 333µm 1 183µm 2 Gennemsnit=144µm Tabel G.2: Fiberlængde i den gule plast baseret på figur G.2 (b) Afbrænding Afbrænding blev udelukkende udført på en lille del af den gule plast Emne Vægt start Vægt slut Diglen 5.46g 5.46g Prøve 0.80g 0.54g Ialt 6.32g 5.78g Vægtprocent af fibre 33% Tabel G.3: Vægt tabel før og efter afbrænding G.4.2 Sort Plast Spektronomi analyse udfra spektronomi analysen opstod følgende resultater:

149 G.5 Resultater 145 Figur G.3: Kurve over sort plasts enegi absorbtion(x-akse=bølgenummer (λ 1 )) y- akse=intensitet (størrelsen af energi optagelsen). Den ene kurve viser Kramers-Krönig transformationen, hvor den anden viser den normaliserede Kramers-Krönig transformation sort-pa.002 / Spectrum.lst Euclidean Search Hit List PA0357 PA0360.DX NYLON 6 DRIED PA0506 PA0514.DX WYCOA 471 NYLON PA0440 PA0443.DX NYLON 6/ PA0362 PA0365.DX NYLON PA0354 PA0357.DX NP10,000 NYLON PA0437 PA0440.DX NYLON 6/ PA0439 PA0442.DX NYLON 6/ PA0442 PA0445.DX NYLON 6/ AP0024 NYLON 6 (POLYCARPROLACTAM) PA0443 PA0446.DX NYLON 11 Fluka library supplied by Perkin-Elmer Tabel G.4: Sandsynligheds tabel for den sorte plast G.5 Resultater Resultater for de forskellige forsøg. G.5.1 Gul plast Ud fra sandsynlighedstabel G.1 er der 97.3% sandsynlighed at den gule plast er NYLON 6 DRIED, hvilket er en Polyamid 6 baseret plast. Det kan konkluderes at plasten er fiberforstærket. Dette kan ses ud fra undersøgelsen under mikroskop se figur G.2. Fibermængden i plasten kan ud fra tabel G.3 udregnet til at udgøre 33% af plasten. Fiberlængden kan bestemmes udfra figurene G.2, hvor de kan måles på baggrund af den indeholdene

150 146 Forsøgsrapport for undersøgelse af plast målestok. Fiberlængden er i gennemsnit 144µm, se tabel G.2. Dette gennemsnit er baseret på 35 fibre. Tykkelsen på fibrene variere næsten ikke fra hinanden. Denne kan sættes til 20µm. G.5.2 Sort plast Ud fra sandsynlighedstabel G.4 er der 97.7% sandsynlighed at den sorte plast er NYLON 6 DRIED, hvilket igen er en Polyamid 6 baseret plast. På baggrund af dette antages det at fibermængde og fiberlængde samt tykkelse er den samme. Den eneste forskel på de to plasttyper er farven. G.5.3 Gummimancheter Det var ikke muligt at foretage samme analyse af gummiet som med de to andre plastdele, da materialet ikke var indeholdt i databasen over materialer. Apparaturet analysen blev fortaget på kunne dog give et kvalificeret gæt på, hvad gummiet var fremstillet af, navnlig: EPDM (ethylen baseret gummi) G.5.4 Overfladerugheden Overfladerugheden for plasten er bestemt som beskrevet i appendiks F. Der er aflæst tre vilkårlige værdier for overfladeruheden på grafen. Desuden er R a -værdien aflæst. De målte værdier ses i tabel G.5. Skinne R a = 3,701µm R t = 24,025µm R z = 24,025µm Tabel G.5: Måledata for overfladeruheden for den gule plast

151 Trækprøve forsøg af plast Appendiks H H.1 Formål For at få et rimeligt bud på, trækstyrken og E-modulet, af det anvendte plast i klemmetvingen blev der i projekt perioden udført et trækprøve forsøg. H.2 Fremgangsmåde Da klemmetvingens plastemner ikke er udformet som en trækprøve var det nødvendigt at fræse et prøveemne ud fra den variable kæbe på klemmetvingen. Efter endt fræsning var det muligt at få en trækprøve med følgende mål: Bredde Længde tykkelse 13,24mm 40mm 2,39mm Tabel H.1: Mål på trækprøven, målene tager ikke hensyn til området hvor kæberne i trækprøve maskinen griber (a) (b) Figur H.1: a) Den variable kæbe, hvor cirklen viser hvor på kæben trækprøven er gennemført. (b) Billede af trækprøven. Efter trækprøven var udført blev der udarbejdet slib på prøven for at tjekke for fiberretningen. H.3 Resultater Udfra trækprøven på plasten blev der opnået følgende resultater: Udfra trækprøvemaskinen resultater blev der opnået er E-modul på 2046M P a, en brudforlængelse ɛ på 24%, hvilket svare til 3,36mm. Plasten havde en brudkraft på 46, 08N/mm 2. Udfra kurven ses det at der næsten ingen flydning er i trækprøven, se figur H.3.

152 148 Trækprøve forsøg af plast (a) original image (b) not original Figur H.2: Billede fra mikroskop hvor det ses at prøven er foretaget på tværs af fibrene

153 H.3 Resultater 149 Figur H.3: Resultater fra trækprøvemaskinen

154 Appendiks I Forsøgsrapport for maksimum belastning Formål Formålet med dette forsøg er, at finde stedet hvor klemmetvingen vil svigte først ved maksimal belastning, samt at bestemme den maksimale belastning. Endvidre skal det fastlægges hvad den maksimale kraft klemmetvingen kan trykke mellem kæberne, når en person klemmer greb og håndtag sammen Der er to muligheder for svigt. Enten vil en af kæberne på klemmetvingen svigte, hvilket vil være forårsaget af et brud, eller fiktionen mellem skinnen og låsepladen ikke er stor nok, hvorved den variabel kæbe glider, og derved ikke kan holde trykket mellem kæberne. Forsøgsopstilling Klemmetvingen sættes i spænd i en trækprøvemaskine, se figur I.1. Klemmetvingen spændes manuelt så hårdt det er muligt, hvorved trækprøvemaskingen måler den maksimale kraft, som klemmetvingen kan trykke. Dette forsøg omtales videre som forsøg 1. Dernæst trækker trækprøvemaskinen i klemmetvingen, således der påføres en større belastning på klemmetvingen. Belastningen øges indtil der opstår et svigt. Dette forsøg omtales videre som forsøg 2. Figur I.1: Forsøgsopstilling Resultater Forsøg 1 Den maksimale kraft, som klemmetvingen kan holde et konstant tryk på er 740 N. Ved denne kraft, vil låsepladen ikke gribe skinnen længere, hvorved det er friktionen mellem låsepladen og skinnen, som

155 151 sætter begrænsning for den maksimale belastning. Dog kan håndtaget på dette tidspunkt stadig klemmes, hvorved kraften kortvarigt kan øges til 1000 N. Forsøg 2 Den maksimale kraft klemmetvingen kan modstå før et brud er 1703 N. Brudet sker på den variable kæbe ved låsepladen, Figur I.2: Billed af brudet på den variable kæbe. Brudet er opstået bag låsepladen. Fejlkilder og måleusikkerheder Når klemmetvingen ved håndkraft strammes, er det besværligt ikke at rokke med klemmetvingen. Dette vil medfører en højere målning af kraften, en selve klemmetvingen yder. Dog vil dette også ske i den almindelige anvendelse af klemmetvingen. Forsøgene er kun foretaget en gang, hvorved der kun er målt styrken på én klemmetvinge. Konklusion Klemmetvingen har to forskellige steder, hvor den i to forskellige situationer først svigter. Ved manuelle klem på håndtaget, er det låsepladen, som glider på stangen. Når der er en kraft, som øges mellem kæberne, er det den variable kæbe der svigter. Svigtet sker via et brud på kæben. Dette brud er lige bag det sted, som låsepladen støtter på kæben. Dette er sandsynligvis fordi låsepladen påfører kæben en ekstra spændning i kæben på dette sted.