Der richtige Dreh (Teil 2)

Transcrição

Feulner, Ehrenstein et al.
Wissenschaftlicher
Arbeitskreis der
Der richtige Dreh - Montagespritzgießen (Teil 2)Universitäts-
Zeitschrift Kunststofftechnik
Journal of Plastics Technology
Nicht zur Verwendung in Intranet- und Internet-Angeboten sowie elektronischen Verteilern.
Professoren der
Kunststofftechnik
© 2009 Carl Hanser Verlag, München
www.kunststofftech.com
archivierte, peer-rezensierte Internetzeitschrift des Wissenschaftlichen Arbeitskreises Kunststofftechnik (WAK)
archival, peer-reviewed online Journal of the Scientific Alliance of Polymer Technology
www.kunststofftech.com; www.plasticseng.com
eingereicht am:
angenommen/accepted:
06.03.2009
30.07.2009
Dr.-Ing. R. Feulner, Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h.c. G.W. Ehrenstein
Lehrstuhl für Kunststofftechnik, Universität Erlangen-Nürnberg
Dipl.-Ing. S. Amesöder, RF Plast GmbH, Gunzenhausen
Dipl.-Ing. W. Kornsteiner, EJOT Schweiz AG, Dozwil
Dr.-Ing. R. Künkel, EJOT GmbH & Co. KG, Bad Berleburg
Der richtige Dreh (Teil 2) - Reibschlüssige
Verbindungen durch Montagespritzgießen als
Überlastschutz
Das Spritzgießsonderverfahren Montagespritzgießen kann zur wirtschaftlichen Herstellung reibschlüssiger Kunststoffverbunde für die Verwendung als Überlastschutz, der ein gleichmäßiges Gleitdrehmoment zur Eigenschaft hat, eingesetzt werden. Die erfolgreiche Anwendung setzt jedoch eine
systematische Auseinandersetzung mit den Teilaspekten Werkstoffauswahl, Prozessführung und
Konstruktion voraus. In diesem Beitrag werden die wichtige Werkstoff- und Prozesseinflüsse aufgezeigt und Ansätze zur Dimensionierung solcher Komponenten vorgestellt.
The right turn (part 2) – Friction-locked compounds via assembly injection molding for
overload protection
The special injection molding process assembly injection molding can be used for the economic
production of friction-locked plastic compounds for overload protection, which realizes a constant
torque when activated. Its successful application requires the systematic discussion on the aspects
material selection, processing and product design. In this article important influences of material
properties and processing are shown as well as strategies for part design.
© Carl Hanser Verlag
Zeitschrift Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 5 (2009) 5
Der richtige Dreh - Montagespritzgießen (Teil 2)
Der richtige Dreh (Teil 2) - Reibschlüssige Verbindungen durch Montagespritzgießen als Überlastschutz
R. Feulner, G.W.Ehrenstein, S. Amesöder, W. Kornsteiner, R. Künkel
1
EINLEITUNG
Thermoplastische Werkstoffe erlauben durch die Möglichkeit der Verarbeitung
mittels Spritzgießen die kosteneffiziente Herstellung komplexer Bauteile in
großer Stückzahl. Durch Innovationen im Bereich der Verarbeitungstechnik
lassen sich zunehmend neue Anwendungsfelder erschließen, die eine hohe
Funktionsintegration sowie robuste und kurze Prozessketten erfordern. So
ergaben sich in den letzten Jahren große Erfolge auf dem Gebiet der Mehrkomponententechnik. Das Charakteristische dieser Technik ist, dass die
Verarbeitung mehrerer Polymer-Werkstoffe möglich ist, wodurch nicht haftende,
gleitfähige oder haftende, miteinander verbundene Systeme entstehen. Dabei
kommt es zu einer Kombination verschiedenfarbiger, harter und weicher,
dekorativer und funktioneller Komponenten. Interessante Aspekte des Montagespritzgießens gegenüber konventionellen Fertigungstechniken sind exemplarisch im Folgenden aufgeführt [1-11]:

Einsparung nachträglicher Montagevorgänge bei einfachen Gelenken

Herstellung beweglicher Verbindungen, welche aufgrund ihrer Geometrie
aus Einzelkomponenten nicht montiert werden können

Herstellung beweglicher Verbindungen, welche unlösbar miteinander
verbunden werden sollen (Gelenke)

Herstellung beweglicher Verbindungen, die engere Toleranzen zulassen
als aus Einzelteilen montierte Verbindungen

Herstellung von Bauteilen, die bei definierten Drehmomenten oder unter
definierter Krafteinwirkung den Verbund aufgeben (Rutschkupplung)
In der Veröffentlichungsreihe „Der richtige Dreh“ soll in grundlegenden Untersuchungen die Strategie zur Nutzung dieser Technologie zur Herstellung von
reibschlüssigen Verbindungen systematisch betrachtet werden. Die Werkstoffauswahl und die Prozessführung sind hoch relevant für die resultierenden
Drehmomente bei Aktivierung der Kupplung im Überlastfall, da die Bauteilschwindung und die resultierende zeit-, temperatur- und lastabhängige Pressung gemeinsam mit den Reibungseigenschaften die charakteristischen
Drehmomente in Höhe und Konstanz beeinflussen. Die Bestimmung der Höhe
dieser Momente bei kontinuierlicher Aktivierung des Überlastschutzes machen
weiterführende Betrachtungen zum Verschleiß und zur reibinduzierten Wärme
Zeitschrift Kunststofftechnik 5 (2009) 5
360
erforderlich. In diesem Beitrag werden die werkstoffund prozessbeeinflussten
Eigenschaften (z.B. Schwindung, Abformungsqualität und resultierende charakteristische Drehmomente) exemplarisch dargestellt und Ansätze zur Dimensionierung solcher Komponenten vorgeschlagen. An den in diesem Beitrag präsentierten Ergebnissen wird deutlich, dass diese Technologie gut geeignet ist,
Rutschkupplungen im Montagespritzgießverfahren herzustellen, die selbst bei
hoher Beanspruchung schmierungsfrei betriebsfähig sind, d.h. langfristig
gleichmäßige charakteristische Drehmomente zur Eigenschaft haben.
Die Inhalte der mehrteiligen Veröffentlichung gliedern sich thematisch wie in der
folgenden Auflistung gezeigt. Die Auflistung nennt die für die Fertigung reibschlüssiger Verbindungen mittels Montagespritzgießen relevanten Aspekte.
Teil 1: Kennwertermittlung für das Montagespritzgießen [12]:

Verarbeitungskompatibilität

Nichthaftung der Einzelkomponenten

Entwicklung eines Versuchswerkzeuges
Teil 2: Reibschlüssige Verbindungen durch Montagespritzgießen als Überlastschutz:

Tribologische Eignung (Reibungs- und Verschleißeigenschaften)

Einfluss der Geometrie auf die Fertigteileigenschaften

Entwicklung von Mess- und Prüftechnik für Bauteiluntersuchungen

Simulation und Versuchsdurchführung zur Ermittlung der reib- und umgebungsinduzierten thermischen Bauteilbelastung im Einsatz
Teil 3: Zielgenaue Auslegung mittels Montagespritzgießen hergestellter Rutschkupplungen
2

Systematische Untersuchungen zur Prozessführung bei der Herstellung
reibschlüssiger Verbindungen mittels Montagespritzgießen

Untersuchungen zum Werkstoffeinfluss (u.a. auch zum Einfluss von Art
und Anteil von Füll- und Verstärkungsstoffen) auf das Formteilmaßänderungsverhalten (Schwindung, thermische Dehnung, etc.) und damit
auf die charakteristischen Fertigteileigenschaften
GRUNDLAGEN ZUR TRIBOLOGIE
Für die Herstellung von unter Aufwendung eines Mindestdrehmomentes
tordierbarer Verbindungen können prinzipiell zwei Varianten unterschieden
werden. Einerseits die Nutzung eines Formschlusses, der bei Aktivierung zu
einem ungleichförmigen Drehmomentverlauf führt und andererseits der in
361
diesem Fall angestrebte Kraft-/Reibschluss (bedingt durch Formteilmaßänderung, wie z.B. Schwindung sowie Werkstoff- und Oberflächeneigenschaften),
der ein gleichmäßiges Torsionsmoment ermöglicht. In Bild 1 sind die auf die
tribologischen Fertigteileigenschaften Einfluss nehmenden Größen zusammengefasst und der in den folgenden Versuchen verwendete Schubprobekörper mit
den Elementen zur Krafteinleitung dargestellt.
Bild 1:
Systemverhalten mittels Montagespritzgießen hergestellter Schubprobekörper
1.1
Charakteristische Drehmomente der Schubprobekörper
Charakteristische Drehmomente des tordierten Schubprobekörpers sind neben
dem Lösedrehmoment das Haftdrehmoment und das Gleitdrehmoment. Unter
dem Lösedrehmoment versteht man das zum erstmaligen Verdrehen der
beiden Hülsen notwendige Drehmoment. Nachdem das Lösedrehmoment ML
erreicht ist, ist für die weitere Verdrehung ein niedrigeres Gleitdrehmoment MG
nötig. Bei jedem weiteren Verdrehen des Probekörpers aus der Ruhelage (z.B.
nach einem Drehrichtungswechsel) sind nur noch das Haftdrehmoment MH und
das Gleitdrehmoment MG aufzubringen, Bild 2.
362
- Drehrichtung:
entgegen dem
Uhrzeigersinn
- Drehrichtung:
entgegen dem
Uhrzeigersinn
- Leerlauf
- Torsion
- Drehrichtung:
im Uhrzeigersinn
- Drehrichtung:
im Uhrzeigersinn
- Leerlauf
- Torsion
8
Zyklus 2
Zyklus 1
6
Drehmoment [Nm]
LosbrechLösedrehdrehmoment
moment
4
Haftdrehmoment
Gleitdrehmoment
2
Gleitdrehmoment
0
Gleitdrehmoment
-2
Haftdrehmoment
-4
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Zeit [s]
Bild 2:
Charakteristische Drehmomente der tordierten Schubprobekörper
1.2
Tribologische Modellbetrachtungen
Das tribologische Verhalten trägt wesentlich zur Funktionserfüllung der beweglichen Bauteile bei. Das Reibungs- und das Verschleißverhalten werden durch
die Reibungspartner, das Lastkollektiv (z.B. Gleitgeschwindigkeit, Flächenpressung, Bewegungsart etc.) und die Umgebungsbedingungen bestimmt. Reibung
und Verschleiß sind Systemgrößen, wie in Bild 1 für den Schubprobekörper
entsprechend skizziert [13-15]. Es kann allgemein formuliert werden, dass für
tribologisch stärker beanspruchte, trocken laufende Bauteile heterogene
Materialpaarungen auf Grund ihrer besseren tribologischen Kompatibilität stets
vorzuziehen sind [16]. Die Paarung gleicher, unmodifizierter Werkstoffe führt in
der Regel zu hohen Reibungs- und Verschleikoeffizienten. Die Verschleißfestigkeit kann in Modellversuchen wie dem Stift-Scheibe Versuch ermittelt werden. Sie ist von entscheidendem Einfluss, wenn hohe Belastungszyklenzahlen
bei langfristig gleich bleibendem Drehmoment gefordert sind. Der verschleißbedingte Volumenverlust beeinflusst, als Ursache für die folglich abnehmende
Flächenpressung, das Haft- und Gleitdrehmoment.
363
Der Reibungskoeffizient f ist zudem wichtig für thermische Betrachtungen. I
Abhängigkeit von der im Reibkontakt wirkenden Flächenpressung p bestimmt f
ebenfalls die charakteristischen Drehmomente.
Die Flächenpressung p resultiert aus der prozess- und werkstoffbedingten
Formteilmaßänderung (z.B. Schwindung). An dieser Stelle sei auf Teil 3 der
Veröffentlichungsreihe „Der richtige Dreh“ verwiesen. Mittels folgender Beziehungen kann die Flächenpressung p bestimmt werden. Über den Hebelarm rK
(entspricht dem Kontaktflächenradius des HT-Schubprobekörpers) und das
Gleitdrehmoment MG lässt sich die Reibkraft FR bestimmen. Mit dem aus den
Stift-Scheibe Versuchen ermittelten Reibungskoeffizienten f und der Reibkraft
FR wiederum die Normalkraft FN. Die Flächenpressung p ergibt sich über die
Beziehung zwischen der Normalkraft FN und der Kontaktfläche AK zwischen
Innen- und Außenhülse, Gleichung (1).
p=
MG
FN
F
= R =
A K f • A K f • rK • A K
(1)
Die aus der Torsionsdrehzahl resultierende Gleitgeschwindigkeit v in der
Gleitfläche errechnet sich nach Gleichung (2).
v = n • 2 • π • rK
(2)
mit
MG
FR
rK
f
FN
p
AK
v
n
1.3
Thermische Belastung des Fertigteils bei Torsion
=
=
=
=
=
=
=
=
=
Gleitdrehmoment [Nm]
Reibkraft [N]
Radius der Kontaktfläche [mm]
Reibungskoeffizient [-]
Normalkraft [N]
Flächenpressung [N/mm²]
Kontaktfläche [mm²]
Gleitgeschwindigkeit [m/s]
Torsionsdrehzahl [s-1]
Die Betrachtung der maximalen Gleitflächentemperatur ist vor dem Hintergrund,
dass die thermische Einsatzgrenze der verwendeten Thermoplaste im Einsatzfall nicht überschritten werden darf, von besonderer Wichtigkeit. Die aus dem
Gesamtsystem resultierende thermische Belastung setzt sich vor allem aus der
Umgebungstemperatur und der in der Reibfläche entstehenden Reibleistung
zusammen. Der Energieaustrag erfolgt durch Wärmeleitung, Konvektion und
Wärmestrahlung. Bei der Temperaturbetrachtung kann man eine transiente
(Aufwärmen bei kurzfristiger Belastung) und eine stationäre Phase (langfristige
Ausgleichsvorgänge) unterscheiden.
364
Es gilt:
dQ ges = dQR
mit
Qges =
QR =
QV =
dQ V
(3)
Wärme gesamt [J]
Reibungswärme [J]
Wärmeverlust [J]
Der Energieeintrag durch Reibenergie dQR lässt sich nach Gleichung (4)
berechnen. Die Kennwerte der verwendeten Werkstoffpaarungen sind in Bild 6
enthalten. Die Flächenpressung p errechnet sich nach Gleichung (1). Die
Gleitgeschwindigkeit v folgt aus der Torsionsdrehzahl n nach Gleichung (2).
dQ R  f  p  v  A  dt
mit
QR
f
p
v
A
t
=
=
=
=
=
=
(4)
Reibungswärme [J]
Reibungskoeffizient [-]
Flächenpressung [N/mm²]
Gleitgeschwindigkeit [m/s]
Übertragungsfläche [m²]
Belastungsdauer [s]
Die eingebrachte Energie wird durch Wärmestrahlung, Konvektion und Wärmeleitung aus dem System ausgetragen. Der Energieverlust durch Strahlung
dQStrahl hängt gemäß Gleichung (5) von der Temperatur des abstrahlenden
Körpers TK, der Umgebungstemperatur TU, und den werkstoffspezifischen
Emissionskoeffizienten  ab [17].
dQ Strahl 
mit

K,U =

=


AK,U
TK
TU
t
=
=
=
=
K  U    
4
 A 1  ( TK
AK
1  (1   K )  (1   U )
 ²
AU
TU4 )  dt
(5)
Emissionskoeffizienten [-]
Stefan-Boltzmann-Konstante [W/m²K4]
Einstrahlzahl
Übertragungsflächen [m²]
Körpertemperatur [K]
Umgebungstemperatur [K]
Zeit [s]
Bei den betrachteten Geometrien, Temperaturgrößenordnungen und Werkstoffen spielt die Wärmestrahlung dQStrahl eine untergeordnete Rolle. Von entscheidender Wichtigkeit ist die Betrachtung der Wärmeleitung dQLeit und der Konvektion dQKonv, welche die Wärmeübertragung von der Oberfläche an die Umgebungsluft zusätzlich verstärkt. Die thermodynamischen Modelle zur Berechnung
der Wärmeleitung, Gleichung (6), lassen die Berechnung des Temperaturgradienten im Material zu.
365
dQ Leit 
mit

s
A
TK
TU
t
=
=
=
=
=
=
A
s

(TK
TU )  dt
(6)
Wärmeleitkoeffizient [W/mK]
Wandstärke [mm]
Zeit [s]
Die konvektiven Wärmeverluste hängen nach Gleichung (7) in erster Linie von
der Strömungsart und Geschwindigkeit des Energie aufnehmenden Mediums
ab. Bei dem untersuchten Versuchsystem liegt je nach Torsionsgeschwindigkeit
und Komponente freie und erzwungene Konvektion bei stets laminarer Strömung vor.
dQKonv = α • (TK
mit

s
A
TK
TU
t
=
=
=
=
=
=
TU ) • A • dt
(7)
Wärmeübergangskoeffizient [W/m²K]
Wandstärke [mm]
Zeit [s]
Die Wärmeübergangskoeffizienten müssen unter Berücksichtigung der Geometrie der Bauteile und der Anströmungsverhältnisse berechnet werden. Die
instationäre Betrachtung des Temperaturhaushaltes des Schubprobekörpers
bei Torsionsbelastung ist vor allem für den kurzzeitigen Betrieb interessant. Wie
in den folgenden Mess- und Simulationsergebnissen gezeigt wird, wird die
stationäre Gleitflächentemperatur erst nach mehreren Minuten erreicht.
3
PROBEKÖRPER UND PRÜFEINRICHTUNGEN
3.1
Ermittlung tribologischer Kennwerte (Stift-Scheibe)
Das Modellsystem Stift-Scheibe stellt ein einfaches tribologisches System dar,
das die systematische Untersuchung von Einflussgrößen wie Reibpartner,
Oberflächenrauheit, Flächenpressung, Gleitgeschwindigkeit und Umgebungstemperatur ermöglicht. Es zeichnet sich insbesondere durch reproduzierbare
Lastkollektive für vergleichende Untersuchungen aus, Bild 3. Die Probekörper
werden in Form von quaderförmigen Stiften (Abmaße: 4 x 4 x 6 mm³) und
Scheiben (Außendurchmesser: 110 mm, Innendurchmesser: 75 mm) aus im
Spritzgießverfahren hergestellten Platten (Abmaße: 110 x 110 x 4 mm³) präpariert. Während des Versuches werden die Längenabnahme des Stiftes mittels
366
eines induktiven Wegaufnehmers und die Reibkraft mittels einer Kraftmessdose
aufgezeichnet. Der Verschleiß an der Scheibe wird nach der Versuchsdurchführung mittels eines Perthometers taktil ermittelt. Die verwendeten Materialpaarungen werden zur Berücksichtigung des Einflusses der Verstärkungsfasern
jeweils in der Kombination Stift-Scheibe und Scheibe-Stift getestet.
Bild 3:
Stift-Scheibe Prüfstand zur Ermittlung tribologischer Kennwerte
3.2
Werkstoffwahl
Tabelle 1 zeigt die in den folgenden Versuchen verwendeten Werkstoffe. Die
Paarung Polyamid (PA66) - Polyoxymethylen (POM) zeichnet sich insbesondere für dauerbelastete Maschinenelemente mit einer maximalen Gleitflächentemperatur bis 95 °C [18] aus. Die Paarung Polyetheretherketon (PEEK) Polyphenylensulfid (PPS) ist für den Einsatz unter höheren Temperaturen
geeignet. Dies ermöglicht eine maximale Gleitflächentemperatur von bis zu
240 °C [18], die aus der Beaufschlagung höherer Gleitgeschwindigkeiten und
damit höheren Reibleistungseinträgen in die Gleitfläche oder aus höheren
Umgebungstemperaturen resultieren kann.
367
Bezeichnung
PA 66
POM
PPS
Werkstoff
Polyamid 66
Lubricomp RCL
4536
LNP
 30 Gew.-% CF
 15 Gew.-% PTFE
 Silikon
Polyoxymethylen
Ultraform N2320
003
BASF
Polyphenylensulfid
Polyetherketon
Lubricomp OCL
Victrex 450G
4036 L natur
LNP
Victrex
 30 Gew.-% CF
-/ 15 Gew.-% PTFE
Handelsname
Hersteller
Füllstoffe
-/-
PEEK
Charakteristische Eigenschaften



Wassereinlagerung 
bis zu 2%
sehr verschleißfest 
teilkristallines
Gefüge (35-45%)



hohe Festigkeit
und Steifigkeit
hohe Maßbeständigkeit
geringe Spannungsrisssempfindlichkeit
empfindlich
gegen UV-Licht
teilkristallines
Gefüge (70-80%)






sehr spröde
hohe Wärmeformund Chemikalienbeständigkeit
hohe Steifigkeit

und Härte
gute Witterungsbeständigkeit
teilkristallines

Gefüge

gute Spannungsrissbeständigkeit (außer
gegen Aceton)
hohe Temperatur- und Chemikalienbeständigkeit
schwer
entflammbar
teilkristallines
Gefüge (35%)
Thermische Einsatzgrenzen [Fehler! Textmarke nicht definiert.]
kurzzeitig
dauernd
Gleitfläche
140 – 180 °C
80 – 100 °C
95 °C
140 °C
80 °C
120 °C
260 °C
200 °C
240 °C
300 °C
250 °C
250 °C
Verarbeitungskennwerte laut Hersteller
TM
TWZ
S
°C
°C
%
274-288
79,4-93,3
0,15-0,43
E
Z
ES
EB
N/mm²
N/mm²
%
%
23100
228
2,0
190-230
60-100
1,0-2,0
316-321
135-163
0,04-0,36
370-380
170-210
1,2-1,9
Mechanische Kennwerte laut Hersteller
2700
65
9,4
27
30700
167
1,1
1,1
3500
100
5
34
Tabelle 1: Werkstoffkennwerte laut Hersteller, bzw. nach [18]
3.3
Herstellung der Schubprobekörper mittels Montage
spritzgießen
Reibschlüssige Verbindungen lassen sich dann herstellen, wenn die werkstoffund prozessbedingte Abmaßänderung einen Presssitz hervorruft, der dauerhaft
aufrecht erhalten werden kann. Das zeitabhängige viskoelastische und viskose
(Kriechen) Verformungsverhalten kann hier begrenzen. In gezielten Voruntersuchungen wurden eine Reihe von Materialpaarungen unter Variation der
Prozessparameter, Werkstoff- und Komponentenfolge hinsichtlich der Verarbeitbarkeit und Eignung für reibschlüssige Schubprobekörper analysiert.
Tabelle 2 zeigt eine Auswahl an für diese Anwendung geeigneten Materialpaa-
368
rungen und Verarbeitungsparametern, die bei den hier exemplarisch dargestellten Untersuchungen Anwendung fanden.
Versuch
1
2
3
4
Werkstoffreihenfolge
Spritzreihenfolge
PA66I) =>
POM
PA66I) =>
POM
PEEK =>
PPSII)
PEEK =>
PPSII)
innen =>
außen
innen =>
außen
innen =>
außen
innen =>
außen
Werkzeugtemperatur
Zwischenkühlzeit
Nachdruck
PA66I) /
PEEK
Nachdruck
POM /
PPSII)
70 °C
5s
400 bar
350 bar
100 °C
20 s
900 bar
700 bar
125 °C
5s
400 bar
200 bar
125 °C
5s
900 bar
200 bar
Tabelle 2 : Prozessparameter beim Montagespritzgießen
PA66I):
PPSII):
3.4
PA66 CF30 TF15 Silikon
PPS CF30 TF15
Überprüfung der Bauteilgeometrie
Prozessbedingt ist die Kontaktgeometrie (Rundheit und Zylinderform) der zuerst
gespritzten Komponente des Probekörpers hochrelevant für den Verlauf des
Drehmomentes während der Torsion. Der Durchmesser des umschließenden
Kreises der Minimum Zone Circle (MZC) der zweiten Komponente kann in
Zusammenhang mit dem Maß der ersten als Indikator für die resultierende
Pressung herangezogen werden. Zur Überprüfung der Formteilqualität werden
die Probekörper hinsichtlich der Kriterien Minimum Zone Circle (MZC), Rundheit
und Zylinderform mittels eines Koordinatenmessgerätes nach DIN ISO 1101
vermessen. Für nähere Angaben ist an dieser Stelle auf „Der richtige Dreh (Teil
1)“ verwiesen [12].
3.5
Prüfstand zur Durchführung der Torsionsversuche
Das Drehmoment zur gegenseitigen Verdrehung der Innen- und Außenhülse
des Schubprobekörpers charakterisiert die Eignung des Zwei-KomponentenSchubprobekörpers für spezifische Anwendungen. Die Messung der Drehmoment-Drehwinkel-Verläufe erfolgt an einem rechnergesteuerten Torsionsprüfstand, siehe Bild 4. Die Außenhülse des Probekörpers wird in der unteren
Probekörperaufnahme, die in einem Drei-Backen-Futter fixiert ist, gehalten.
Durch den Freilauf sind prüfstandsbedingte Drehmomentanteile (Lagermomente) im Messschrieb sichtbar und können so bei der Versuchsauswertung
berücksichtigt werden.
369
Drehmomentmesswelle
Schubprobekörper
Freilauf
verzahnte Probekörperaufnahme
feste Einspannung
Bild 4:
Prüfeinrichtung zur Durchführung von Torsionsversuchen
3.6
Präparation der Schubprobekörper zur Messung der
Gleitflächentemperatur
Aufgrund der geringen Wärmeleitfähigkeit von Kunststoffen und der folglich
niedrigen Abfuhr der reibinduzierten Wärme aus der Gleitfläche, ist die Betrachtung der im Praxisfall auftretenden maximalen Gleitflächentemperatur von
hoher Wichtigkeit. Um die tatsächliche Wärmebelastung messen zu können,
wurde der Schubprobekörper mit einer gleitflächennahen Bohrung zur Einbringung eines Thermoelementes ausgestattet, siehe Bild 5. Die Probekörpertemperatur wird während des gesamten Versuchs aufgezeichnet.
Bild 5:
Schubprobekörper (inkl. Bohrungen für Thermoelemente)
370
VERSUCHSDURCHFÜHRUNG UND -ERGEBNISSE
4.1
Tribologische Untersuchungen am Modellsystem StiftScheibe
Da sich Verstärkungsstoffe (in Form von Fasern, Kugeln etc.) wesentlich auf
das Schwindungsverhalten und damit die Probekörpergeometrie auswirken,
wurden auch faserverstärkte Materialien in die Untersuchungen einbezogen.
Die für die Materialauswahl, die Temperatur- und Drehmomentenberechnung
notwendigen tribologischen Kennwerte zeigt Bild 6.
50
40
30
20
10
0,8
70
0,7
60
0,6
50
0,5
40
0,4
30
0,3
20
0,2
10
0,1
0
0,0
II)
80
PEEK - PPS
II)
I)
PPS - PEEK
0
0,9
Reibungskoeffizient f [-]
60
3
70
90
-6
Verschleißkoeffizient k - Scheibe [10 mm /Nm]
80
I)
Bild 6:
technisch trocken
100
1,0
90
PA66 - POM
3
-6
100
v = 0,5 m/s
p = 1 N/mm²
TU = 23 °C
Verschleißkoeffizient k - Stift
Verschleißkoeffizient k - Scheibe
Reibungskoeffizient f
POM - PA66
4
Verschleißkoeffizient k - Stift [10 mm /Nm]
Tribologische Kennwerte; Stift-Scheibe System
PA66I):
PPSII):
PPS CF30 TF15
Zuordnung der Probengeometrie: POM-PA66 = Stift-Scheibe
Die Ergebnisse machen deutlich, dass die Variation der Probekörperanordnung
Stift/Scheibe innerhalb der gleichen Werkstoffpaarung zu einer Ergebnisabweichung innerhalb der jeweiligen Streubalken führt und damit hier von niedriger
Signifikanz ist. Die Reibungszahlen unterscheiden sich geringfügig, dies kann
auf die unterschiedliche Erwärmung der Kontaktfläche des Stiftes bzw. der
Scheibe und der daraus resultierenden abweichenden Adhäsion zurückgeführt
werden [14].
371
4.2
Qualität der Geometrie der Schubprobekörper
16,3
Durchmesser (MZC)
Rundheit
Zylinderform
16,2
DIN ISO 1101
Rundheit [mm]
16,1
16,0
15,9
15,8
15,7
1
0
Versuch 1
Versuch 2
Versuch 3
Versuch 4
TWZ = 70 °C
TWZ = 100 °C
TWZ = 125 °C
TWZ = 125°C
tZK = 5 s
tZK = 20 s
tZK = 5 s
tZK = 5 s
0,28
0,28
0,24
0,24
0,20
0,20
0,16
0,16
0,12
0,12
0,08
0,08
0,04
0,04
0,00
0,00
Zylinderform [mm]
Bild 7 zeigt eine Auswahl interessanter Messergebnisse, die mittels eines
Koordinatenmessgerätes nach DIN ISO 1101 ermittelt wurden. Der nach dem
Kriterium Minimum Zone Circle (MZC) bestimmte äußere Durchmesser dR(MZC),
die Rundheit und Zylinderform wurden an der zuerst gespritzten Komponente
des Schubprobekörpers gemessen, da diese die Kontaktgeometrie wesentlich
bestimmt. Bei den hier dargestellten Versuchen wurde stets die Innenhülse
zuerst gefertigt, da sich dadurch am erfolgreichsten (jedoch nicht ausschließlich) ein Presssitz herstellen lässt, welcher für eine reibschlüssige Verbindung
Voraussetzung ist.
Durchmesser (MZC) [mm]
p1PA66 = 400 bar p1PA66 = 900 bar p1PEEK = 400 bar p1PEEK = 900 bar
I)
I)
p2POM = 350 bar p2POM = 700 bar p2PPS = 200 bar p2PPS = 200 bar
II)
Bild 7:
II)
Geometriemessung mittels eines Koordinatenmessgerätes
TWZ
=
tZK
=
p1/2xxx =
PA66I):
PPSII):
Werkzeugtemperatur [°C]
Zwischenkühlzeit [s]
Nachdruck 1./2. Komponente [bar]
PPS CF30 TF15
Die Innenkomponenten der Schubprobekörper aus Versuch 1 und 2 sind jeweils
aus kohlenstofffaserverstärktem Material, wodurch die Schwindung sehr gering
ist (großer dR(MZC)) und sich eine geringe Formabweichung (niedrige Werte für
Rundheit und Zylinderform) erzielen lässt. Höhere Nachdrücke und Werkzeugtemperaturen verbessern die Geometrieergebnisse. Die Innenkomponenten der
Schubprobekörper aus Versuch 3 und 4 sind jeweils aus unverstärktem,
ebenfalls teilkristallinem Material. Die deutlich erkennbare schlechtere Geomet-
372
rieabbildung ist eine Folge der größeren Schwindung, die sich jedoch über
einen höheren Nachdruck erheblich reduzieren lässt.
4.3
Torsionsversuche
Die Messergebnisse aus den Torsionsversuchen werden hinsichtlich folgender,
für reibschlüssige Kupplungen relevanten, Kriterien untersucht und diskutiert:

Niveau der charakteristischen Drehmomente (BK 1)

Gleichmäßigkeit des Drehmomentverlaufs (BK 1)

langfristiger Drehmomentverlauf (Verschleißfestigkeit, BK 2)

Temperatur in der Gleitfläche (Vergleich thermische Simulation, BK 2)
Für die unterschiedlichen Kriterien wurden gemäß der Tabelle 3 unterschiedliche Belastungskollektive gefahren. Das Belastungskollektiv BK 1 ist in Tabelle 3 exemplarisch gezeigt. Es ermöglicht die Ermittlung der Niveaus sowie der
Gleichmäßigkeit der charakteristischen Drehmomente. Der langfristige Drehmomentverlauf (für Überlastschutzkupplungen im Stundenbereich) wurde unter
Belastungskollektiv BK 2 untersucht.
Torsionsdrehzahl
Belastungszeit
Drehrichtungswechsel
Umgebungstemperatur
Umgebungsmedium
Beanspruchungskollektiv 1
Beanspruchungskollektiv 2
(BK 1)
(BK 2)
1 min-1
1 min-1; 30 min-1; 360 min-1
60 s - 80 s
2h
6
0
Raumtemperatur 23 °C
Luft, rel. Feuchte 50 %
Tabelle 3: Belastungskollektive der Torsionsversuche
Die Schubprobekörper wurden zunächst mit dem Belastungskollektiv BK 1
beaufschlagt, das heißt mit einem mehrmaligen Drehrichtungswechsel bei einer
Drehzahl von 1 min-1 tordiert.
Die gemessenen charakteristischen Größen Lösedrehmoment ML, Haftdrehmoment MH und Gleitdrehmoment MG zeigen eine starke Abhängigkeit von den
Verarbeitungsparametern. Die Signifikanz der wichtigsten Prozessparameter
wie Massetemperatur, Werkzeugtemperatur, Zwischenkühlzeit und Nachdruckhöhe der Komponente 1 und 2 wurden ermittelt. Die systematische Analyse der
Ergebnisse wird im dritten Teil der Veröffentlichungsreihe „Der richtige Dreh
(Teil 3)“ genauer beschrieben. An dieser Stelle soll die realisierbare Größenordnung der Drehmomente aufgezeigt werden und dass erhebliche Variationen
über die Verarbeitungsparameter bei gleichem Werkstoff möglich sind, siehe
Bild 8. Die Werkstoffpaarung PEEK – PPS CF30 TF15 (Versuche 3 und 4) zeigt
kein signifikant vom Gleitdrehmoment abweichendes Haftdrehmoment.
373
-1
n = 1 min
TU = 23 °C
Losbrechdrehmoment ML
Haftdrehmoment MH
Gleitdrehmoment MG
14
12
technisch trocken
BK1
10
8
6
4
2
0
Versuch 1
Versuch 2
Versuch 3
Versuch 4
TWZ = 70 °C
TWZ = 100 °C
TWZ = 125 °C
TWZ = 125 °C
tZK = 5 s
tZK = 20 s
tZK = 5 s
tZK = 5 s
16
16
14
14
12
12
10
10
8
8
6
6
4
4
2
2
0
0
Gleitdrehmoment MG [Nm]
Haftdrehmoment MH [Nm]
16
Losbrechdrehmoment ML [Nm]
p1PA66 = 400 bar p1PA66 = 900 bar p1PEEK = 400 bar p1PEEK = 900 bar
I)
I)
p2POM = 350 bar p2POM = 700 bar p2PPS = 200 bar p2PPS = 200 bar
II)
Bild 8:
Ergebnisse der Torsionsversuche unter Belastungskollektiv BK 1
TWZ =
tZK =
p1xxx =
p2xxx =
PA66I):
PPSII):
4.4
II)
Werkzeugtemperatur [°C]
Zwischenkühlzeit [s]
Nachdruck 1. Komponente [bar]
Nachdruck 2. Komponente [bar]
PPS CF30 TF15
Gleichmäßigkeit des Drehmomentverlaufs
Bild 9 bis Bild 12 zeigen den Drehmomentverlauf bei den Torsionsversuchen
mit Richtungswechsel (Belastungskollektiv BK 1, siehe Tabelle 3). Die Werkstoffpaarung POM – PA66 CF30 TF15 Silikon (Versuche 1 und 2) zeigen bei
beiden Prozesseinstellungen einen über den Drehwinkel und über die Messzyklen sehr gleichmäßigen Drehmomentverlauf (Bild 9 und Bild 10). Die in Bild 7
dargestellte gute Geometriequalität spiegelt sich in den geringen Gleitdrehmomentschwankungen wider. Besonders bemerkenswert ist die geringe Beeinflussung der Haft- und Gleitdrehmomente gegenüber der hochsignifikanten Änderung des Lösedrehmomentes bei Variation der Prozessparameter.
Die Ergebnisse aus den Versuchen 3 und 4 stehen in Zusammenhang mit den
in Bild 7 dargestellten Formabweichungen. Durch eine Nachdruckerhöhung
konnten die Gleichmäßigkeit des Gleitdrehmomentes verbessert werden, was
jedoch mit einem erheblich niedrigeren Niveau des Momentes verknüpft ist.
374
12
12
9
BK1
6
3
0
-3
-6
0
Bild 9:
100
200 300
Zeit [s]
400
=
=
=
=
3
0
-3
-6
0
100
200 300
Zeit [s]
400
500
Versuch 2
70 °C
5s
400 bar
350 bar
TWZ =
tZK
=
p1PA66I)=
p2POM =
100 °C
20 s
900 bar
700 bar
12
BK1
6
3
0
-3
0
100
200 300
Zeit [s]
400
=
=
=
=
9
125 °C
5s
400 bar
200 bar
BK1
6
3
0
-3
-6
500
Versuch 3
TWZ
tZK
p1PEEK
p2PPSII)
Drehmoment [Nm]
9
Bild 11:
BK1
6
Bild 10:
12
-6
9
500
Versuch 1
TWZ
tZK
p1PA66I)
p2POM
Drehmoment [Nm]
Drehmoment [Nmm]
Bedingt durch die höhere Kontaktgeometriequalität und der geringeren Flächenpressung, da gegenüber den Versuchen 1 und 2 die Innenkomponenten
stärker und die Außenkomponenten geringfügiger schwinden, fallen hier die
Gleitdrehmomente niedriger aus. Für die Erzeugung reibschlüssiger Verbindungen mit einem möglichst konstanten Drehmoment während der Torsion ist es
demnach vorteilhaft, wenn die Innenkomponente aus einem verstärkten Material hergestellt wird. Die zweite Komponente schwindet dann auf die erste,
formgebende Komponente auf.
Drehmoment [Nm]
Bild 12:
0
100
200 300
Zeit [s]
400
500
Versuch 4
TWZ =
tZK
=
p1PEEK =
p2PPSII)=
125 °C
5s
900 bar
200 bar
375
4.5
Langfristiger Drehmomentverlauf
Zur Untersuchung der Konstanz des Gleitdrehmomentes bei dauerhafter
Belastung wurden die Schubprobekörper bei jeweils zwei unterschiedlichen
Drehzahlen über eine Dauer von 2 h in einer Drehrichtung tordiert (Belastungskollektiv BK 2, Tabelle 3). Die niedrige Drehzahl dient zum Vergleich unterschiedlicher Werkstoffsysteme, die unterschiedlich höheren sollen das Verhalten bei thermischer Grenzbelastung aufzeigen.
200
10
Drehmoment
Drehmoment
160
120
8
80
7
6
30
5
25
4
20
3
15
2
10
1
5
0
0
0
Bild 13:
Temperatur [°C]
Drehzahl n: 1 min-1:
9
Drehmoment [Nm]
20
40
60
Zeit [min]
80
100
120
Dauerlauf mit Erfassung der Gleitflächentemperatur, Versuch 1
Werkzeugtemperatur TWZ = 70 °C
Zwischenkühlzeit tZK = 5 s
Nachdruck 1. Komponente p1PA66I) = 400 bar
Nachdruck 2. Komponente p2POM = 350 bar
PA66I):
Die Gleitdrehmomentverläufe der Schubprobekörper aus Versuch 1 zeigen bei
der Torsionsgeschwindigkeit von 1 min-1 eine sehr gute Konstanz, Bild 13. Bei
dieser Torsionsdrehzahl nimmt die Temperatur über die gesamte Versuchsdauer geringfügig zu. Bei höheren Torsionsgeschwindigkeiten ist ein deutlicher
Abfall des Gleitdrehmomentes zu beobachten, der vor allem auf die erwärmungsbedingte thermische Ausdehnung zurückzuführen ist. Nach einer Einlaufphase von ca. 20 Minuten sind die Drehmomentverläufe konstant, was
darauf schließen lässt, dass die Änderungen des Drehmomentes thermisch
verursacht sind. Das nötige Potential für die Anwendung als reibschlüssige
Rutschkupplung scheint gegeben zu sein. Bild 14 zeigt die Topografie der
präparierten Schubprobekörper aus Versuch 1 vor und nach dem Torsionsversuch bei höherer Drehzahl (30 min-1). Die in Bild 6 dargestellten VerschleißkoefZeitschrift Kunststofftechnik 5 (2009) 5
376
fizienten der Werkstoffpaarung POM – PA66 CF30 TF15 Silikon lassen folgern,
dass der Abfall des Gleitdrehmomentes auch durch den Volumenverlust der
Komponente aus POM bedingt ist. Die Aufnahmen des Rasterelektronenmikroskops (Bild 15 und Bild 16), die eine unbelastete und eine im Dauerversuch
getestete Probe vergleichend zeigen, machen deutlich, dass die Gleitfläche der
Komponente aus PA66 CF30 TF15 Silikon nach Versuchsdurchführung keine
signifikante Schädigung aufweist. Die Gleitfläche der Komponente aus POM
zeigt geringfügige Riefenbildung (Bilder 19 und 20), die eine Folge der Kohlenstofffaserverstärkung des Reibpartners ist.
Bild 14:
Topografie POM - PA66 CF30 TF15 Silikon, Versuch 1
links: Keine Belastung
rechts: Belastungsdauer: 2 h; Drehgeschwindigkeit: 30 min-1
Bild 15:
Topografie PA66 CF30
TF15 Silikon
Keine Belastung
Bild 16:
Topografie PA66 CF30
TF15 Silikon
Belastungsdauer: 2 h
Torsionsdrehzahl: 30 min-1
377
Bild 17: Topografie POM
Bild 18: Topografie POM
Keine Belastung
4.6
Belastungsdauer: 2 h
Torsionsdrehzahl: 30 min-1
Simulation der Gleitflächentemperatur
Für die Simulation der im Einsatz maximal auftretenden Temperaturbelastung
des Schubprobekörpers wurden zunächst aus den in Torsionsversuchen
gemessenen Drehmomenten und aus den tribologischen Kennwerten (StiftScheibe) die Reibleistungseinträge in die Gleitfläche ermittelt. Die Wärmeleitfähigkeit kommt als werkstoffspezifische Kenngröße hinzu. Diese Größen sind
temperaturabhängig, jedoch ist der Einfluss der Kennwertabweichung gegenüber der zu erwartenden Genauigkeit der Berechnungsergebnisse vernachlässigbar. Die Wärmeübergangszahlen wurden nach [17] unter Berücksichtigung
der Oberflächengeometrien der Krafteinleitungselemente und den Anströmungsgeschwindigkeiten berechnet, siehe Tabelle 4. Die Simulationsergebnisse wurden an einer Reihe von Versuchseinstellungen validiert. Zur Demonstration wird im Folgenden Versuch 2 (siehe Tabelle 2) herangezogen.
Torsionsdrehzahl
Reibleistung in der Gleitfläche PR
Wärmeübergangszahl stehende Komponente 
Wärmeübergangszahl rotierende Komponente 
Wärmeleitfähigkeit Quelle: Herstellerdaten]
POM BASF Ultraform N 2320 003 natur
PA66 LNP Lubricomp RCL 4536
PPS LNP Lubricomp OCL 4036 L natur
PEEK Victrex 450G
Chromstahl (Krafteinleitung)
1 min-1
0,304 W
6 W/m²K
6 W/m²K
30 min-1
8,8 W
9,4 W/m²K
12 W/m²K
0,25 W/mK
0,53 W/mK
0,6 W/mK
0,25 W/mK
18 W/mK
Tabelle 4: Kennwerte zur Simulation der Gleitflächentemperatur
378
Das in Bild 19 dargestellte Ergebnis einer thermischen Simulation zeigt die
Temperaturverteilung nach einer Belastungsdauer von 2 h. Das Modell wurde
zur effizienten Vernetzung geometrisch vereinfacht, d.h. die Zahnkontur, die zur
Krafteinleitung dient, wurde durch eine zylindrische Kontaktfläche ersetzt. Die
verwendeten Wärmeübergangskoeffizienten wurden berechnet. Dadurch
fließen in das Simulationsmodell an im Versuch ermittelten Größen lediglich die
Umgebungstemperatur, das Gleitdrehmoment und der Reibungskoeffizient ein.
In Bild 19 ist die Position des Thermoelementes skizziert. Die thermische
Simulation wurde instationär, d.h. in Zeitintervallen berechnet. Die Temperatur
der berechneten Einzelergebnisse und die Messergebnisse des Bauteilversuchs sind in Bild 20 gegenübergestellt. Die gemessenen Temperaturen liegen
tendenziell unter den berechneten, was auf die Abstraktionen des Simulationsmodells zurückführbar ist. Insbesondere die thermische Dehnung und der
resultierend sich ändernde Reibleistungseintrag sind hier nicht berücksichtigt.
Die Ergebnisse zeigen, dass eine plausible und ausreichend tragfähige Studie
des Wärmehaushaltes sowohl im stationären als auch im transienten Bereich
möglich ist.
feste Einspannung
Schubprobekörper Außenhülse
Bohrung für
Thermoelement
Schubprobekörper Innenhülse
100
Torsionseinleitung
90
80
°
70
Bild 19:
60
50
40
30
Temperatur [°C]
Thermische Simulation zylindrischer Probekörper, COSMOSWorks®
379
200
180
thermische Simulation
thermische Simulation
gemessene Temperatur
gemessene Temperatur
160
Temperatur [°C]
140
120
100
80
60
40
20
0
0
Bild 20:
20
40
60
Zeit [min]
100
120
Vergleich der ermittelten Temperaturverläufe aus Torsionsversuch
und thermischer Simulation
Reibleistung in der Gleitfläche PR = 8,8 W
Umgebungstemperatur TU = 29,5 °C
Schubprobekörper Innenhülse:
Schubprobekörper Außenhülse:
Einspannung und Torsionseinleitung:
5
80
Torsionsdrehzahl = 30 min-1
Gleitdrehmoment MG = 2,8 Nm
POM natur
Chromstahl
ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK
Aus den durchgeführten und exemplarisch dargestellten Untersuchungen
konnten Empfehlungen und Methoden zur Dimensionierung reibschlüssiger
Verbindungen für die Herstellung mittels Montagespritzgießen abgeleitet und
überprüft werden. Mittels Montagespritzgießen hergestellte reibschlüssige
Verbindungen, die beispielsweise als Überlastschutz mit gleichmäßigem
Überdrehmoment Einsatz finden können, bleiben auch über mehrere Stunden
mit Gleitflächen-Temperaturbelastungen im Bereich der thermischen Einsatzgrenze einsatzfähig. Sowohl Prozess als auch Füll- und Verstärkungsstoffe
bieten breiten Spielraum zur gezielten Einstellung der charakteristischen
Drehmomente. Füllstoffe (z.B. PTFE, PE, MoS2 etc.) erlauben die Einflussnahme auf das Drehmoment über den Reibungskoeffizienten, Verstärkungsstoffe
(z.B. mineralische Füllstoffe, Glas- oder Kohlenstofffasern etc.) durch Änderung
der Schwindung und damit der Kontaktflächenpressung. Eine Größenordnung
der mittels Prozessführung erzielbaren Variationen konnte an den dargestellten
380
Beispielen gezeigt werden. Weiterführende systematische Betrachtungen zur
Thematik der Prozessführung sowie zum Werkstoffeinfluss auf das Formteilmaßänderungsverhalten folgen im dritten Teil der Veröffentlichungsreihe „Der
richtige Dreh (Teil 3)“. Die Möglichkeit der erfolgreichen Simulation des Wärmehaushaltes wurde gezeigt, dieser ist wesentlicher Baustein zur effizienten und
effektiven Dimensionierung solcher Maschinenelemente. In Bild 21 ist ein erster
Prototyp dargestellt, der unter Einbeziehung der ermittelten Zusammenhänge
entwickelt wurde. Er soll eine vorhandene formschlüssige Lösung für ausgewählte bestehende Systeme ablösen.
Bild 21:
Form- und reibschlüssige Rutschkupplungen (Quelle: Fa. Ejot)
links:
rechts:
6
Konventionelles Kupplungselement (Formschluss)
Mittels Montagespritzgießen hergestellte reibschlüssige Rutschkupplung
DANKSAGUNG
Für die Bereitstellung der im Rahmen der Untersuchungen benötigten Werkstoffe danken die Autoren der BASF SE und GE Plastics (Gruppe LNP).
Herrn Prof. Weckenmann vom Lehrstuhl für Qualitätsmanagement und Fertigungsmesstechnik, Universität Erlangen-Nürnberg, danken wir für die Unterstützung bei der Durchführung der Messungen an den Probekörpern.
Für die finanzielle Unterstützung gilt unser besonderer Dank der Deutschen
Forschungsgemeinschaft DFG.123456789101112131415161718
381
7
LITERATURVERZEICHNIS
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Multi-Component Injection Moulding – Heat
Transfer, Thermal Extension and Bonding
Strength
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Society 24th Annual Meeting June 15-19,
2008 Salerno (Italy)
[2]
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Feulner, R.;
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Ehrenstein, G.W.;
GötSchmachtenberg, E.
Rationelle Fertigung eines tribologisch
optimierten Mikrogetriebes in Montagespritzguss, Werkstoffe und Werkstofftechnologien
In: Tagungsband Tribologie-Fachtagung,
tingen, 2006, S. 29/1-29/10
[3]
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Montage- und Verbundspritzguß – Innovative
Produktbeispiele
Sonderpublikation: Mehrkomponentenspritzgießen Springer-VDI-Verlag, Düsseldorf, 1997
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Michaeli, W.
Montagespritzgießen
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Spritzgießen von Formteilen aus mehreren
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Bewegliche Teile ohne Montage durch Mehrkomponetenspritzgießen
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Bewegliche Formteile aus dem Werkzeug
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Vollbewegliche Lüfterklappen bei jedem
Spritzzyklus
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2007
382
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Hochleistungszahnräder aus Kunststoff
mittels Montagespritzgießen
In: Tagungsband Tribologie-Fachtagung
Göttingen, 2008, S. 23/1-23/11
[12]
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Feulner, R.;
Ehrenstein, G.W.;
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Künkel, R.
Der richtige Dreh (Teil 1) – Kennwertermittlung
für das Montagespritzgießen/ The right turn
(part 1) - Determination of characteristic
values for assembly injection molding
Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 4 (2008) 4 (WAK), S. 1-21
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Tribologie-Handbuch
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Tribologisches Verhalten faserverstärkter
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Physik für Ingenieure
7. Auflage, Springer Verlag, Berlin Heidelberg
New York, 1999
[18]
Ehrenstein, G.W.
Mit Kunststoffen konstruieren
3. Auflage, Carl Hanser Verlag, München,
2007
383
Stichworte:
Montagespritzgießen, Mehrkomponentenspritzgießen, Haftung, Schwindungsverhalten, Tribologie, Reibung, Verschleiß, Werkstoffpaarung, Drehmoment
Keywords:
Assembly injection molding, multi component injection molding, adhesion,
shrinkage, tribology, friction, wear, material matching, torque
Autor/author:
Dr.-Ing. Robert Feulner
Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein
Lehrstuhl für Kunststofftechnik
Universität Erlangen-Nürnberg
Am Weichselgarten 9
91058 Erlangen-Tennenlohe
E-Mail: [email protected]
Webseite: www.lkt.uni-erlangen.de
Tel.: +49/(0)9131/85 - 29700
Fax.: +49/(0)9131/85 - 29709
Dipl.-Ing. S. Amesöder (Autor)
RF Plast GmbH, Gunzenhausen
Weinstraße 8
91710 Gunzenhausen
Webseite: www.rf-plast.de
Tel.: +49(0)9831/6196-10
Fax.: +49(0)9831/6196-27
Dipl.-Ing. W. Kornsteiner (Autor)
EJOT Schweiz AG, Dozwil
Uttwilerstraße 3
CH-8580 Dozwil
Webseite: www.ejot.ch
Tel.: +41(0)71414/5232
Fax.: +41(0)71414/5228
Dr.-Ing. R. Künkel (Autor)
EJOT GmbH & Co. KG, Bad Berleburg
Adolf-Böhl-Straße 7
57319 Bad Berleburg
Webseite: www.ejot.de
Tel.: +49(0)2751/529-611
Fax.: +49(0)2751/529-98 611
Herausgeber/Editor:
Europa/Europe
Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein, verantwortlich
Lehrstuhl für Kunststofftechnik
Universität Erlangen-Nürnberg
Am Weichselgarten 9
91058 Erlangen
Deutschland
Phone: +49/(0)9131/85 - 29703
Fax.: +49/(0)9131/85 - 29709
E-Mail-Adresse: [email protected]
Verlag/Publisher:
Carl-Hanser-Verlag
Jürgen Harth
Ltg. Online-Services & E-Commerce,
Fachbuchanzeigen und Elektronische Lizenzen
Kolbergerstrasse 22
81679 Muenchen
Tel.: 089/99 830 - 300
Fax: 089/99 830 - 156
E-mail-Adresse: [email protected]
Amerika/The Americas
Prof. Prof. h.c Dr. Tim A. Osswald, responsible
Polymer Engineering Center, Director
University of Wisconsin-Madison
1513 University Avenue
Madison, WI 53706
USA
Phone: +1/608 263 9538
Fax.: +1/608 265 2316
E-Mail-Adresse: [email protected]
Beirat/Editorial Board:
Professoren des Wissenschaftlichen Arbeitskreises Kunststofftechnik/ Professors of the Scientific
Alliance of Polymer Technology
384

Der richtige Dreh (Teil 2)

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