TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

(1)

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní

Studijní program M2301 - Strojní inženýrství

Strojírenská technologie zaměření tváření kovů a plastů

Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů

Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem

Analyzing and optimalization of cooling into injections molds

Jiří Technik KSP – TP – 791

Vedoucí diplomové práce: Ing. Aleš Ausperger Ph.D. - TU v Liberci Konzultant diplomové práce: Ing. Roman Fogl - ISOLIT Bravo s.r.o.,

Jablonné nad Orlicí

Rozsah práce a příloh:

Počet stran 80 Počet tabulek 15 Počet příloh 0 Počet obrázků 104

Datum: 25.5.2007

(2)

A N O T A C E

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

Fakulta strojní

Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů

Studijní program: M2301 – Strojní inženýrství Diplomant: Jiří Technik

Téma práce: Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem

Analyzing and optimalization of cooling into injections molds

Číslo DP: KSP-TP - 791

Vedoucí diplomové práce: Ing. Aleš Ausperger Ph.D. - TU v Liberci Konzultant diplomové práce: Ing. Roman Fogl - ISOLIT Bravo s.r.o.,

Jablonné nad Orlicí

Abstrakt:

Diplomová práce má za úkol analyzovat a případně optimalizovat chlazení vybraných vstřikovacích forem ve firmě ISOLIT-Bravo. Simulace chlazení bude provedena v programu Moldflow Plastics Insight 6.0.

Abstract:

Thesis have as one`s task analyze and eventuelly optimise cooling at choice mould in company ISOLIT-Bravo. Simulate cooling will design in program Moldflow Plastics Insight 6.0.

(3)

Místopřísežné prohlášení

Místopřísežně prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval(a) samostatně s použitím uvedené literatury.

V Liberci, 25. května 2007

………

Jiří Technik

Husova ul. 656/28 460 17 Liberec 1

(4)

Analýza a optimalizace chlazení vstřikovacích forem

Poděkování:

Touto cestou bych chtěl poděkovat firmě ISOLIT-Bravo spol. s r.o.

za umožnění realizace této diplomové práce a vytvoření celého zázemí u nich, konkrétně pak Ing. Kvidovi Štěpánkovi, Ing. Romanu Foglovi.

Dále chci poděkovat všem vyučujícím, kteří mě připravili k zvládnutí úkolu a hlavně mému vedoucímu diplomové práce Ing. Aleši Auspergerovi Phd.

Chci také poděkovat svým rodičům a přátelům za jejich psychickou a hmotnou podporu během mého studia.

(5)

Obsah

Seznam použitých zkratek a symbolů... 8

1. Úvod ... 9

2. Teoretická část ... 10

2.1. Princip temperace forem ... 10

2.1.1. Sdílení tepla vstřikovací formou ... 11

2.1.1.1. Tepelný tok ΦP mezi plastem a formou: ... 12

2.1.1.2. Tepelný tok Φ_O mezi formou a okolím ... 13

2.1.1.3. Tepelný tok Φ_R mezi rozváděcím blokem a formou ... 13

2.1.1.4. Tepelný tok ΦT mezi temperovací kapalinou a formou... 14

2.2. Vliv teploty formy na vlastnosti plastu ... 15

2.3. Vliv temperace na morfologii výstřiku... 15

2.3.1. Vliv temperace na velikost smrštění a deformace... 16

2.4. Vliv tloušťky stěny na dobu chlazení ... 17

2.5. Teplotní expanze... 18

2.6. Proudění kapaliny v temperovacím okruhu... 18

2.7. Klasický způsob chlazení – vrtané nebo frézované kanály... 19

2.7.1. Návrh průměru temperovacích kanálů ... 21

2.7.1.1. Možnosti vedení chladících kanálu... 23

2.7.1.1.1. Paralelní okruhy ... 23

2.7.1.1.2. Sériové okruhy... 24

2.7.1.2. Chlazení deskových tvarů... 25

2.8. Konstrukční možnosti v chlazení... 26

2.8.1. Normalizované prvky používané při temperaci... 26

2.8.1.1. Prvky používané pro zapojení okruhů ... 26

2.8.2. Prvky umístěné uvnitř okruhů ... 28

2.8.2.1. Prvky používané pro temperaci jader: ... 30

2.8.3. Nenormalizované prvky používané při chlazení... 33

2.9. Alternativní způsoby chlazení... 33

2.9.1. Chlazení štíhlých jader ... 33

2.9.1.1. Chlazení vzduchem štíhlých jader... 33

2.9.1.2. Chlazení tepelně vysoce vodivým jádrem ... 34

2.9.1.3. Temperace pomocí tepelně vodivých trubic ... 34

2.9.2. Temperace pomocí tepelně vysoce vodivých vložek ... 35

2.9.2.1. Technologie MECOBOND® ... 35

2.9.3. Temperace pomocí CO2 – Tool-Vac®... 36

2.9.3.1. Princip technologie „Tool – Vac“... 36

2.9.3.2. Výhody a nevýhody technologie Tool - Vac® ... 38

(6)

2.9.4. Temperace pomocí metody laserCUSING® od firmy HOFMANN... 38

2.9.5. Temperace pomocí metody CONTURA® ... 40

2.9.6. Temperace vstřikovací formy vodní parou ... 40

2.9.7. Temperace pomocí Ranque-Hilsch vírovou trubicí ... 41

3. Experimentální část... 43

3.1. Optimalizace forem... 43

3.1.1. Vstřikovací forma 9671 ... 43

3.1.1.1. Popis formy a jejího chlazení... 43

3.1.1.2. Výlisek 9671 ... 44

3.1.1.3. Analýza stávající situace chlazení formy 9671... 45

3.1.1.4. Detailní analýza míst s vysokou teplotou a návrh optimalizace těchto míst ... 49

3.1.2. Vstřikovací forma 9787 ... 62

3.1.2.1. Popis formy a jejího chlazení... 62

3.1.2.2. Výlisek 9787 ... 63

3.1.2.3. Analýza stávající situace chlazení formy 9787... 63

3.1.2.4. Návrh úpravy chlazení nástroje ... 66

4. Vyhodnocení... 70

5. Závěr ... 75

6. Literatura ... 77

(7)

Seznam použitých zkratek a symbolů

φP … tepelný tok mezi plastem a formou [W]

φR … tepelný tok mezi rozváděcím blokem vtokového systému a formou [W]

φT … tepelný tok mezi formou a temperovací kapalinou [W]

φO … tepelný tok mezi formou a okolím [W]

φV … tepelný tok vedením mezi upínací deskou formy a upínací deskou vstřikovacího stroje [W]

φK … tepelný tok prouděním mezi formou a okolím [W]

φS … tepelný tok sáláním mezi formou a okolím [W]

mp …hmotnost výstřiku [kg]

ϑE ´…teplota uprostřed výstřiku [^oC]

ϑF …teplota povrchu tvarové dutiny formy [^oC]

tmo … čas cyklu [s]

tm41 …čas chlazení [s]

tm42 …strojní čas [s]

tA11 …čas práce za klidu stroje [s]

β …součinitel úměrnosti [W.m^-2.K^-1]

SU …plošný obsah upínacích desek formy bez středících kroužků a podložek šroubů [m²] α …měrná tepelná přestupnost mezi formou a okolím [W.m^-2.K^-1]

SO …volný povrch formy [m²] ae …poměrná tepelná pohltivost

CO …sálavost černého tělesa [W.m^-2.K^-4] TV, TO …termodynamické teploty [K]

φKO … ztrátový tepelný tok mezi rozváděcím blokem a formou [W]

φVK … tepelný tok vedením [W]

λ …je měrná tepelná vodivost materiálu těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [W.m^-2.K^-1]

δ …tloušťka těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [m]

ϑ2 …teplota stěny rozváděcího bloku [^oC]

ϑ3 …teplota stěny formy [^oC]

φKK … tepelný tok prouděním [W]

αO …měrná tepelná přestupnost [W.m^-2.K^-1] tc … čas chlazení [s]

s … tloušťka stěny [mm]

a … součinitel teplotní vodivosti [mm².s^-1] TM … teplota taveniny [K]

TW … teplota formy [K]

TÊ … teplota středu stěny výstřiku při vyhození z formy [K]

TĒ … teplota výstřiku střední při vyhození z formy [K]

SOK …volný povrch rozváděcího bloku [mm²] φSK … tepelný tok sáláním [W]

s … tloušťka stěny plastu [mm]

ØD … průměr kanálu [mm]

λ…součinitel tepelné prostupnosti mezi povrchem tvarové dutiny formy a temperovací kapalinou [W.m^-2.K^-1]

δ … tloušťka stěny [m]

Ski … povrch temperovacího kanálu (pouze část odvádějící teplo od výlisku) [m²] lKi … délka temperovacího kanálu [m]

OKi … obvod temperovacího kanálu (omočný obvod) [m]

ϑK … teplota temperovací kapaliny (střední hodnota mezi vstupní a výstupní teplotou (většinou je daná) [^oC]

ϑF … teplota povrchu dutiny formy (daný materiálem plastu) [^oC]

ν … kinematická viskozita temperovací kapaliny [m².s^-1]

Re … Reynoldsovo číslo

(8)

1. Úvod

Záměrem této diplomové práce je analýza a případně optimalizace chlazení vybraných vstřikovacích forem ve firmě ISOLIT Bravo v Jablonném nad Orlicí.

Chlazení forem je nejdelší část celého cyklu vstřikování a jeho optimalizací lze dosáhnout výrazného zkrácení cyklu vstřikování. Což je výhodné hlavně z ekonomického hlediska.

K optimalizaci chlazení lze použít simulačních analýz vstřikovacího procesu, které pracují na principu konečných prvků. Tyto analýzy, spolu se stále výkonnějšími počítači, umožňují relativně přesné výsledky za krátkou dobu.

Jejich přesnost je dána kvalitou vstupních dat a kvalitou sítě. Doba výpočtu však s touto kvalitou kvadraticky roste a musí být volen kompromis mezi dobou a kvalitou výpočtu. Vývojem simulačních analýz se dnes zabývají hlavně firmy Simcon a Moldflow.

Tyto analýzy chlazení nám určí, zda navržená temperační soustava zajišťuje rovnoměrnou dobu chladnutí taveniny po celém průřezu výlisku. Rozdíly v teplotách jsou zde znázorněny barevnými izotermami nebo barevnými poli a výsledky analýz jsou tedy pro uživatele přehledné a dále dobře zpracovatelné. Základním formátem, využívaným simulační analýzou, je STL.

Do tohoto formátu se převede konstrukce dílce, která byla určena k výpočtu.

Uživatel může vytvořit temperační systém přímo v simulačním softwaru nebo v případě, že temperační systém je již navržený CAD konstruktérem, pak je optimální uložit temperační systém v podobě os funkčních částí temperačních kanálů ve formátu IGES a tento soubor přenést do výpočtového softwaru. Uživatel programu poté osy jednoduše "obalí" kanály a temperační systém je hotový.

V případě, že se analyzuje forma, která je již v provozu, je dobré ověřit správnost simulace termokamerou nebo dotykovým teploměrem.

(9)

2. Teoretická část

2.1. Princip temperace forem

Temperováním se rozumí ochlazování nebo ohřívání forem na požadovanou provozní teplotu a udržování této teploty na stejné hodnotě. Z formy se pak již odvádí co nejrychleji a stejnoměrně nadbytečné teplo, přestupující do stěn tvářecích součástí z taveniny. K tomuto účelu se ve formě zhotovují nejrůznější soustavy kanálů a dutin pro vedení temperovací kapaliny, které nazýváme temperovací okruhy. Optimální řešení, jejich konstrukce, rozhodujícím způsobem ovlivní jakost výstřiku, výkon a hospodárnost budoucí formy.

Hlavním cílem má být dosaženo co největšího a současně stejnoměrného přestupu tepla mezi stěnami tvářecích dutin a temperovací dutinou. Rozdíly teplot v různých místech stěn tvářecích dutin mají být co nejmenší. [1]

Temperační soustavu lze dnes kontrolovat a optimalizovat pomocí simulačních analýz jako je Moldflow nebo Cadmould. Tyto analýzy nám pomohou zjistit teplotní pole výlisku, dobu zamrznutí povrchové vrstvy na teplotu vyhazování, dobu plnění, míru smrštění, vnitřní pnutí, deformace, orientaci atd.

Důležitým požadavkem při konstruování nástroje je, aby konstruktér pojal do svých úvah temperaci již do základní koncepce, nikoliv ji koncipoval jako poslední, kde zbude prostor po ostatních funkčních prvcích.

Nutno mít dále na paměti, že forma by měla mít dostatečnou hmotnost. Tím se nejen zmenší mechanické deformace při plném vstřikovacím tlaku a působení uzavírací síly stroje, ale zvýší se tepelná stabilita samotné formy.

Nestabilita se projeví hlavně při přerušení výroby, nejenom mezi jednotlivými cykly po vyhození výlisku a novým nástřikem. [2]

Obecně vzato je pro fázi plnění formy vhodné volit jinou teplotu než pro fázi odvodu tepla. Tepelná setrvačnost formy a krátkost jednotlivých fází vstřikovacího cyklu však neumožňuje během jednoho cyklu teplotu formy regulovat. Proto se volí kompromisní teplota formy, která všem požadavkům vyhovuje. Teplota povrchu tvarové dutiny kolem této hodnoty během

(10)

vstřikovacího cyklu kolísá. V optimálním případě by měla mít teplota v každém bodě tvarové dutiny shodný časový průběh. [3]

2.1.1. Sdílení tepla vstřikovací formou předpoklady a zjednodušení pro tepelnou bilanci:

• vstřikovací forma tvoří uzavřený systém v tepelné rovnováze

• tepelné toky v nástroji a teploty částí formy jsou časově konstantní

• kolísání teploty povrchu formy během vstřikovacího cyklu se zanedbává

• za teplotu povrchu dutiny formy se považuje střední hodnota teplotního maxima a minima během vstřikovacího cyklu

• za teplotu temp. kapaliny se považuje stř. hodnota ze vstupní a výstupní teploty

Tepelný tok přiváděný do formy (obr.1) se považuje za kladný, tepelný tok odváděný z formy za záporný. Při výpočtu se tedy uvažují tyto tepelné toky [W]

φP – je tepelný tok mezi plastem a formou [W]

φR – je tepelný tok mezi rozváděcím blokem vtokového systému a formou. Uvažujeme jej pouze u forem s horkým vtokovým systémem [W]

φT – je tepelný tok mezi formou a temperovací kapalinou [W]

φO – je tepelný tok mezi formou a okolím [W]

φV – je tepelný tok vedením mezi upínací deskou formy a upínací deskou vstřikovacího stroje [W]

φK – je tepelný tok prouděním mezi formou a okolím [W]

Obr. 1: Tepelné toky ve vstřikovací formě

(11)

Obr. 2: Hodnoty entalpie v závislosti na teplotě a materiálu [3]

φS – je tepelný tok sáláním mezi formou a okolím [W] [1]

podmínka tepelné rovnováhy:

O 0

T R P

n =Φ +Φ −Φ −Φ =

∑

Φ ^(2.1)

2.1.1.1. Tepelný tok ΦP mezi plastem a formou:

Teplo, které přechází z výstřiku do formy, je dáno rozdílem entalpií výstřiku při teplotě zpracování plastu ϑP a při střední teplotě ve výstřiku při vyjmutí z formy ϑE ve °C (obr. 2).

] W t [

h m

mo P p P

∆

= ⋅

Φ (2.2)

mp…hmotnost výstřiku [kg]

rozdíl měrných entalpií:

] kg . J

[ ¹

P E

P =ϑ −ϑ −

∆ (2.3)

] C [ 363 , 0 637

,

0 ^´_E _F ^o

E = ϑ + ϑ

ϑ (2.4)

ϑE´…teplota uprostřed výstřiku [^oC]

ϑF…teplota povrchu tvarové dutiny formy [^oC]

čas cyklu:

] s [ t t

t

t_mo = _m₄₁ + _m₄₂ + _A₁₁ (2.5)

tm41…čas chlazení tm42…strojní čas tA11…čas práce za klidu stroje

(12)

2.1.1.2. Tepelný tok ΦO mezi formou a okolím

[ ]

W

S K V

O =Φ +Φ +Φ

Φ (2.6)

tepelný tok vedením φV mezi upínací deskou formy a upínací deskou vstřikovacího stroje:

( ) [ ]

^W

S_U _V _O

V =β⋅ ⋅ ϑ −ϑ

Φ (2.7)

β…součinitel úměrnosti [W.m^-2.K^-1]

SU…plošný obsah upínacích desek formy bez středících kroužků a podložek šroubů [m²]

tepelný tok prouděním φK mezi formou a okolím:

( ) [ ]

^W

S_O _V _O

O

K =α ⋅ ⋅ ϑ −ϑ

Φ (2.8)

α…měrná tepelná přestupnost mezi formou a okolím [W.m^-2.K^-1] SO…volný povrch formy [m²]

tepelný tok φS sáláním:

[ ]

^W

100 T 100

a T C S

4 O 4

e V O O

S ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎜⎜ ⎞

⎝

−⎛

⎟⎟⎠

⎜⎜ ⎞

⎝

⋅ ⎛

⋅

=

Φ (2.9)

ae…poměrná tepelná pohltivost

CO…sálavost černého tělesa CO = 5,67 W.m^-2.K^-4 TV, TO…termodynamické teploty [K]

Sálavý tepelný tok se výrazněji projeví až při teplotách formy ϑV > 100 ^oC

2.1.1.3. Tepelný tok ΦR mezi rozváděcím blokem a formou

[ ]

W n_T

KO KO

R =Φ +Φ ⋅

Φ (2.10)

ztrátový tepelný tok φKO mezi rozváděcím blokem a formou:

[ ]

^W

SK KK

VK

KO =Φ +Φ +Φ

Φ (2.11)

(13)

tepelný tok vedením φVK

( ) [ ]

W

S_K ₂ ₃

VK ⋅ ⋅ ϑ −ϑ

δ

= λ

Φ (2.12)

λ…je měrná tepelná vodivost materiálu těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [W.m^-2.K^-1]

δ…tloušťka těsnícího, přítlačného a středícího kroužku [m]

ϑ2…teplota stěny rozváděcího bloku [^oC]

ϑ3…teplota stěny formy [^oC]

tepelný tok prouděním φKK

( ) [ ]

W

S_OK ₂ ₃

O

KK =α ⋅ ⋅ ϑ −ϑ

Φ (2.13)

αO…měrná tepelná přestupnost [W.m^-2.K^-1] SOK…volný povrch rozváděcího bloku [mm²]

tepelný tok sáláním φSK

[ ]

W 100

T 100

a T C S

3 4 2 4

e O OK

SK ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ ⎟

⎠

⎜ ⎞

⎝

−⎛

⎟⎠

⎜ ⎞

⎝

⋅ ⎛

⋅

=

Φ (2.14)

2.1.1.4. Tepelný tok ΦT mezi temperovací kapalinou a formou

Temperovací okruh každé formy má být rozdělen nejméně na dva dílčí okruhy a to pevnou a pohyblivou část formy; tepelný tok ΦT může být rozdělen na „n“ dílčích temperovacích okruhů. Podrobnější postup návrhu temperovacích kanálů je v kapitole 2.7.1.

(14)

Tab. 1: Doporučené hodnoty teploty povrchu formy

2.2. Vliv teploty formy na vlastnosti plastu Teplota vstřikovací formy (tab. 1) ovlivňuje zabíhavost hmoty a tedy rychlost plnění dutiny jen v malé míře, zato má značný vliv na rychlost ochlazování výrobku, tzn. dobu chlazení a tedy na ekonomii výroby, a značně také ovlivňuje kvalitu povrchu výstřiku, zejména lesk (čím chladnější povrch dutiny formy tím je konečný lesk výlisku lepší). Při vyšší teplotě formy chladne výstřik rovnoměrněji, takže obsahuje menší vnitřní pnutí a tím se zlepšuje jeho tvarová stabilita. U semikrystalických polymerů se zvyšuje obsah krystalické fáze a tím se zlepšují jejich mechanické vlastnosti.

Nejvyšší použitelná teplota musí být nižší než je teplota tuhnutí příslušného plastu, u semikrystalických polymerů tedy pod Tm, u amorfních pod Tg.

Důsledky nerovnoměrného chladnutí se projevují vnitřním pnutím ve výstřiku a v kolísání vlastností na různých místech výrobku. Teplota formy se udržuje na žádané výši pomocí chladícího média, které protéká soustavou chladících kanálů. [4]

2.3. Vliv temperace na morfologii výstřiku

Morfologie polymerních výstřiků, resp. semikrystalických termoplastů, tedy vytváření polykrystalických útvarů při tuhnutí reálných výrobků zvaných

Zkratka

plastu Teplota povrchu formy [^oC]

HDPE 10-40 LDPE 10-40 PP 10-50 PS 10-60 LCP 30-150 PVC 40-60 PA 40-60 ABS 40-70 SAN 40-70 PMMA 50-80

PA 6.6 60-90

PET 60-140

PA 6.6 70-90

PBTP 70-140 PPO 70-150 PSU 70-190 POM 80-120 PC 80-150 PPS 80-180

PEI 90-180 PPSU 100-170

PES 120-190 PEEK 160-180

(15)

Obr. 3: Tloušťka amorfní vrstvy, při dané teplotě formy [5]

sféreolity, závisí nejen na strukturních předpokladech, ale také na vhodných kinetických podmínkách, související s pohyblivostí makromolekul nebo jejich částí. Vhodné kinetické podmínky závisí především na teplotě a době, kterou má plast při tuhnutí k dispozici, tedy na podmínkách temperace vstřikovací formy. Na základě výše uvedeného je tak zřejmé, že nejsou-li podmínky tuhnutí ve všech částech výrobku stejné, je krystalizace takovéhoto polymeru nerovnoměrná a ze strukturního hlediska vzniká nestejnorodý, anizotropní

materiál. Krystalizující polymery nemají v reálných podmínkách technologického zpracování možnost dokonalé krystalizace, proto jsou tyto ve skutečnosti látky semikrystalické, charakteristické stupněm krystalinity, který udává zastoupení krystalických oblastí v polymeru. Pro dosažení vysoké úrovně krystalinity, která se rozšíří až přímo do povrchové vrstvy výstřiku, je nezbytné pracovat s vysokými teplotami formy. Naopak nadměrné ochlazování brání tvorbě sféreolitů a u výrobků s následným tepelným působením má za následek tzv. dokrystalizaci, vyznačující se dodatečnou změnou rozměrů i vlastností výstřiku. Vliv morfologie pro materiál Liten MB 77 v závislosti na teplotě je na obrázku č.3. [5]

2.3.1. Vliv temperace na velikost smrštění a deformace

Se vzrůstající teplotou formy roste u plastů velikost výrobního smrštění, avšak klesá velikost dodatečného smrštění. A obráceně, s klesající teplotou formy roste vliv dodatečného smrštění. U semikrystalických plastů je tento vliv mnohem výraznější než u amorfních plastů.

Dodatečné smrštění je smrštění po 24 hodinách vyhození výrobku z formy.

(16)

Různým chlazením může také nastat zborcení výrobku. Nejčastější příčinou je rozdílná teplota protilehlých ploch dutiny

formy (obr. 4). Po vyjmutí výlisku z formy může být v pořádku, ale jak výlisek dále chladne, projeví se jeho rozdílné smrštění v deformaci výrobku. Zborcení způsobené rozdílným chlazením je běžné u krabicovitých nebo u dlouhých tvarů. Většinou je tento problém způsoben větší teplotou tvárníku a to způsobuje rozdílné smrštění. Stejný efekt se vyskytuje i u ploch s rozdílnou tloušťkou.

Je známo, že rozdílná teplota způsobuje u semikrystalických plastů rozdílnou krystalizaci a tím i smrštění. Tento problém

může být zmenšen použitím amorfního materiálu.

2.4. Vliv tloušťky stěny na dobu chlazení

Jak ukazují vzorce (4.1) a (4.2) roste čas chlazení s druhou mocninou tloušťky stěny. To znamená, že z hlediska chlazení by měla být tloušťka stěny co nejmenší. Do toho však vstupují i jiné aspekty jako je tekutost plastu, charakteristické poměrem délky tečení ku tloušťce stěny, a nakonec mechanické vlastnosti výlisku (pevnost, tuhost). Průběh teplot je na obr. 5.

Při střední teplotě vyjímaného výstřiku z formy TE platí (pro tvar desky):

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

−

⋅ −

⋅ π

= π

E W W

c TM T

T ln T

a t s

2 2

2 8

(4.1)

Při teplotě uprostřed stěny vyjímaného výstřiku TE

platí (pro tvar desky):

Obr. 4: Deformace vlivem rozdílných teplot [22]

Obr. 5: Průběh teplot ve stěně plastu [16]

(17)

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

−

⋅ −

⋅ π

= π

Eˆ W W

c TM T

T ln T

a

t s₂² 4₂

(4.2)

tc … čas chlazení [s]

s … tloušťka stěny [mm]

a … součinitel teplotní vodivosti [mm².s^-1] TM … teplota taveniny [K]

TW … teplota formy [K]

TÊ … teplota středu stěny výstřiku při vyhození z formy [K]

TĒ … teplota výstřiku střední při vyhození z formy [K]

V případě, že teploty stěn formy nejsou stejné, musí se tloušťka stěny korigovat (obr. 6).

1 2 1

2 1

2 q q

q q

s s & &

&

& ≤

+

′= (4.3)

q1,2 … tepelný tok

2.5. Teplotní expanze

Jak forma mění teplotu, ocel se rozpíná a smršťuje. Toto obecně nedělá problém pokud má celá forma přibližně stejnou teplotu. Problém je, pokud jsou chladící kanály navrženy tak, že rozdíl teplot ve formě je příliš velký. To může vytvořit vychýlení poloviny formy, která může ovlivnit rozměry výlisku a poškodit části formy jako je vedení nebo čelisti.

2.6. Proudění kapaliny v temperovacím okruhu

Pro laminární proudění je charakteristické, že se částice kapaliny pohybují po rovnoběžných drahách, vrstvy se vzájemně nemísí. Ikdyž je voda relativně dobrý izolátor, tak to má za následek, že vnější vrstva chladícího okruhu má mnohem větší teplotu než střed kanálu. Pro turbulentní proudění je charakteristické kolísání všech veličin. Dráhy částic jsou nepravidelné, chaotické dochází k intenzivnímu promíchávání objemu proudící kapaliny.

Obr. 6: Korekce tl.

stěny [16]

(18)

Obr. 7: Poměr mezi odvodem tepla a rychlostí toku chladící kapaliny [9]

Praktickou mez oběma druhy proudění udává Reynoldsovo kritické číslo, které bývá asi Re = 2300. [1]

Pro efektivní chlazení je požadováno Reynoldsovo číslo nejméně 10 000 a maximálně 20 000. Při vyšším Reynoldsově čísle roste tlakový spád a odvod tepla z dutiny formy se dále nezvyšuje (obr. 7).

Při postupném zvyšování Reynoldsova čísla, např. při snižování průměru kanálů, nedochází zpravidla ke změně proudění skokem.

Nejprve se objeví krátké úseky turbulentního proudu, vystřídané delšími úseky

laminárními. Úseky turbulentního proudu se

postupně prodlužují, až laminární úseky zcela zmizí.

Tento typ proudění se nazývá přechodový a projevuje se podle různých údajů asi do Re = 3000. [1]

2.7. Klasický způsob chlazení – vrtané nebo frézované kanály

Abychom dosáhli co nejúčinnějšího odvodu tepla, musíme temperovací kanály umístit co nejblíže k tvářecí dutině vstřikovací formy (obr. 8).

Kanály se umisťují zpravidla tak, aby chladící médium přicházelo do nejteplejšího místa ve formě (co nejblíže ústí vtoku) a aby se teplotní rozdíl ve směru toku zmenšoval. Průtočný průřez volíme tak velký, abychom nenarušili pevnost součásti formy. Vzdálenost kanálu od líce formy je omezena přípustným kolísáním teploty a závisí na velikosti tlaku (obr. 9, tab.2).

Doporučená hodnota je 2-3D, kde D je průměr kanálu. Rozteč mezi kanály by měla být maximálně 3D. Kanály se rozmisťují rovnoměrně kolem celého výlisku, vzdálenost od povrchu je ve všech místech shodná. [3] Obvykle se

(19)

Obr. 8: Průběh teploty na povrchu formy, ocel P20, pro různé hloubky a rozteče kanálů. [9]

chladící kanály vrtají nebo frézují (obr. 10) s velkou drsností. Hrubé vnitřní plochy tak lépe umožní důležité turbulentní proudění a tím i lepší sdílení tepla mezi formou a plastem. Turbulentní proudění umožňuje 3 až 5- krát větší odvod tepla. Kanály se rozmisťují rovnoměrně kolem celého výlisku, vzdálenost od povrchu by měla být ve všech místech shodná.

s [mm] 2 4 6

∅D [mm] 6-10 10-12 12-15

s … tloušťka stěny plastu

∅D … průměr kanálu

V některých místech se doporučuje účinnost chlazení zvýšit. Dosáhneme toho přiblížením kanálu k tvarové dutině, lokálním zmenšením rozteče kanálů, zapojením zvláštní větve chlazení s vyšší rychlostí průtoku, resp. větším průměrem kanálů, resp. nižší teplotou kapaliny. Tato opatření se doporučují provádět v koutech výlisků a v okolí vtokového kanálu. V každém případě je třeba zvýšenou účinnost chlazení zajistit v blízkosti horkých ústí, a to na straně trysky i proti ústí. [3]

Tab. 2: Doporučené hodnoty ∅ kanálu

Obr. 9: Rozmístění kanálů [9]

(20)

Obr. 10: Tvary chladících kanálů [3]

Obr. 11: Graf pro určení ν, λk, Pr [3]

Množství odvedeného tepla je závislé na množství protečeného chladícího média a na jeho teplotním

spádu při vstupu a výstupu.

Teplotní spád ∆t by měl být z důvodu rovnoměrnosti teplot tvarových částí formy v rozmezí 3-5 ^oC, aby byl

eliminován jeho vliv na různé anizotropie výlisku (již uvedené smrštění, pnutí) s důsledkem deformace.

2.7.1. Návrh průměru temperovacích kanálů

Při návrhu průměrů temperovacích kanálů je třeba kontrolovat proudění, tj.

vypočítat Re navrhovaného kanálu. Jednou z cest může být i stanovení omočného obvodu z podmínky Re = 3000. Velké zvyšování Re nemá ale význam, protože tím narůstají délky kanálů o malých průměrech a pro omezený prostor je potom nelze do formy umístit. Při dlouhých kanálech malých průřezů narůstají hydraulické ztráty v okruhu a zvyšuje se tím potřebný tlakový spád (rozdíl mezi vstupním a výstupním tlakem). Při laminárním proudění je tlakový spád

úměrný rychlosti kapaliny, při turbulentním proudění je úměrný druhé mocnině rychlosti. [1]

pro dílčí temperovací okruh platí rovnice pro tepelný tok: (obr. 11)

( ) [ ]

^W

S_Ki _F _K

Ti ⋅ ⋅ ϑ −ϑ

δ

= λ

Φ (7.1)

λ…součinitel tepelné prostupnosti mezi povrchem tvarové dutiny formy a temperovací kapalinou [W.m^-2.K^-1] (tab. 3) δ…tloušťka stěny [m]

(21)

Ski…povrch temperovacího kanálu (pouze část odvádějící teplo od výlisku) [m²]

SKi = OKi . lKi (7.2)

lKi…délka temperovacího kanálu [m]

OKi…obvod temperovacího kanálu (omočný obvod) [m]

ϑK…teplota temperovací kapaliny (střední hodnota mezi vstupní a výstupní teplotou (většinou je daná) [^oC]

ϑF…teplota povrchu dutiny formy (daný materiálem plastu) [^oC]

pro Reynoldsovo číslo platí:

ν

⋅ Φ

= ⋅

Ki i Ti

O

Re 4 (7.3)

ν…kinematická viskozita temperovací kapaliny [m².s^-1] pro omočný obvod tedy platí:

( )

^[^m^]

l 4 O Re

K F Ki ⋅λ⋅Ki⋅ ϑ −ϑ

δ

⋅ ν

= ⋅ (7.4)

Problém sdílení tepla je třeba vidět i v dalších aspektech, související s temperací forem. jednak je to přestup tepla z plastu do formy, jednak z formy, resp. stěny formy do temperačního média. [2]

Odpor při přestupu tepla vzniká i při chlazení výlisků, jeho smrštěním, kdy vznikne mezera mezi

stěnou formy a výliskem.

To se především projeví při tlustších stěnách a malém dotlaku, jež nedostatečně kompenzují objemovou kontrakci. Tento odpor proti

přestupu tepla je dán i o řád nižší tepelnou vodivostí λ vzduchu, proti tepelné vodivosti plastů. [2]

tepelná vodivost pro vzduch o teplotě 0-200 ^oC, bez proudění,

Tepelná vodivost λ [W.m^-1.K¹] používaných materiálů

Měď 410 Uhlíková ocel 55

Hliník 230 Slitinová ocel 21-38

Al slitina -

Fortal 130 Amcoloy slitiny

CuBeCo

106- 360 Moldmax HH

40HRC 103,8 Moldmax LH

30HRC 129,7

Tab 3: Tepelná vodivost vybraných materiálů

(22)

λ = 0,024-0,039 W.m^-1.K^-1

2.7.1.1. Možnosti vedení chladících kanálu

Chladící kanály uvnitř formy mohou být vedeny jako sériové nebo paralelní.

Každý má své výhody a nevýhody.

2.7.1.1.1. Paralelní okruhy

V paralelním okruhu (obr. 12) je vodou napájeno několik paralelních větví z jediného nebo z několika zdrojů. Ideální případ je, když je voda rovnoměrně rozdělena do všech větví při stejné teplotě a průtoku. Hlavní výhoda paralelního okruhu je, že jeho struktura má krátkou délku toku, Následkem toho je lépe zajištěna větší rychlost toku. Je také jasné, že teplota vody bude v paralelním okruhu více rovnoměrná než v sériovém okruhu. Představa je, že voda plní hlavní napájecí větev a dále se rozděluje do všech sekundárních větví se stejnou teplotou vody a průtokem. Vyskytuje se zde však několik problémů.

1. hlavní napájecí větev musí být dostatečně dimenzovaná, aby zde byl co nejmenší pokles tlaku podél délky kanálu.

2. jestliže bude v jakémkoliv ze sekundárních okruhů jakákoliv změna, změní se rychlost toku a požadované rovnoměrné chlazení nebude dodrženo. Například vlivem usazenin se mění průměr a tím se průtok zmenšuje.

3. další nevýhodou paralelního okruhu je, že průtokový poměr se v různých chladících

kanálech mění, protože každý jednotlivý kanál má různý odpor. To může

potenciálně snížit výkonnost chlazení snižováním úrovně

Obr. 12: Paralelní okruh [10]

(23)

turbulence. Pokud nemůže být dodrženo Reynoldsovo číslo kolem 10 000 v každé paralelní větvi, měl by návrhář uvažovat o modifikaci návrhu obvodu.

V některých případech volíme raději i několik samostatných temperovacích okruhů v jedné polovině formy.

2.7.1.1.2. Sériové okruhy

Sériové zapojení (obr. 13) neobsahuje žádnou větev a má jediný vstup a jediný výstup. To má za následek relativně dlouhý chladící kanál.

Výhody sériového zapojení jsou:

1. průtok vody jedním kanálem je větší než v paralelním okruhu a proto nemusí být čerpadlem vyvíjen tak velký tlak

2. Nastavení okruhu je rychlejší a je zde menší možnost špatného nastavení okruhu

3. je zajištěn konstantní průtok v kanálu po celé jeho délce, protože není rozdělen do jiných větví

4. je zde okamžitě vidět ucpaný okruh, což u paralelního není a nehrozí zde poškození výrobku. Neodhalená překážka totiž může ovlivnit výrobek.

Dvě hlavní nevýhody sériového okruhu jsou:

1. může zde nastat příliš velký pokles tlaku v okruhu

2. voda v okruhu se může nadměrně ohřívat (velký rozdíl na začátku a na konci okruhu, tento rozdíl by neměl být větší než 3-5°C).

Tlak v okruhu by neměl překonat tlakový limit čerpadla, jinak bude nedostatečný průtok a tím pádem i výkonnost chlazení. Nadměrné zvýšení teploty vody v okruhu bude mít za následek rozdíly v chlazení a

Obr. 13: Sériový okruh [10]

(24)

v chlazení mezi dutinami u několika násobných forem, může mít za následek rozdíly mezi vstřikovanými díly. Nicméně zvýšením průtoku, minimalizujeme rozdíl teplot na vstupu a výstupu.

2.7.1.2. Chlazení deskových tvarů Chlazení desek lze rozdělit mezi

chlazení kruhových desek a hranatých desek. Chlazení kruhových tvarů lze vidět na obr.14.

Chladivo teče ve spirále z prostředku k okraji desky, to zajišťuje rovnoměrný odvod tepla z výlisku. Toto řešení je oprávněné, kvůli jeho ceně, jen v případě centrální vtokové soustavy. Z ekonomických důvodů se někdy

vytvářejí pouze přímé chladící kanály.

U obdélníkových tvarů se používají buď frézované drážky do spirály nebo ekonomičtější vrtané díry v kombinaci

se záslepkami. Zapojení bývá většinou paralelní, zde se musí kontrolovat hlavně hydraulické rozdíly kanálů. Při sériovém zapojení pozor na dodržení teplotního rozdílu `5°C na začátku a na konci chladícího kanálu.

Pro krabicovité výrobky je možné chlazení vrtanými kanály spolu s ucpávkami a prvky pro chlazení jader jako jsou přepážky, fontánky, atd.

(obr.15).

Obr. 14: Chlazení kruhové desky frézovanými kanály, voda teče z bodu A do bodu B [16]

Obr. 15: Chlazení krabicovitých tvarů, zde pomocí přepážek. [16]

(25)

Obr. 17: Náustek pro připojení hadice s rychlospojkou [1]

Obr. 16: Náustek pro přímé připojení hadice bez rychlospojky [1]

2.8. Konstrukční možnosti v chlazení

V dnešní době jsou kladeny velké nároky na cenu a produktivitu výroby nástrojů. Z tohoto důvodu je většina prvků používaných ve vstřikovacích formách normalizována.

Na českém trhu je několik dodavatelů, kteří se jejich prodejem zabývají.

2.8.1. Normalizované prvky používané při temperaci

2.8.1.1. Prvky používané pro zapojení okruhů Náustky, rychlospojky, hadice

Náustek (nátrubek) spolu s rychlospojkami slouží k uchycení hadic na formu.

Použití rychlospojky není naprosto nutné, ale urychlují výrobu tam, kde je nutná častá výměna forem.

Pro pozici vstupů a výstupů je preferována spodní nebo boční strana formy.

V případě, že by vstup nebo výstup byl nevhodně umístěn a v případě, že by přípojky dobře netěsnily, mohla by nakapat do dutiny formy voda a zasažená místa by pokryla rez.

Všechny přípojky chlazení by měly být zapuštěny, tím se eliminuje jejich možné poškození.

Náustku je celá řada a jejich tvary lze najít v dokumentacích firem, které se jejich výrobou zabývají (HASCO, DME, atd.), (obr. 16, 17)

Funkce rychlospojky s ventilem je velmi jednoduchá. Na obrázku 19 je nakreslena rychlospojka s ventilem před nasazením na náustek. V této fázi dosedá ventil 4 pryžovým těsněním 10 na kuželovou těsnící plochu nástavce 1. Přitlačuje ho pružina 7, uložená ve vybrání tělesa 2. Temperovací kapalina

(26)

nemůže rychlospojkou protékat. Před nasunutím rychlospojky musíme stáhnout převlečný

kroužek 3 dozadu. Kuličky 5 zapadnou do zápichu b a umožní nasunout rychlospojku na čep náustku 11. Čelo náustku dosedne na ventil 4 a odsune ho vzad. Současně čelo náustku dosedne na těsnění 9 a zabrání tím unikání kapaliny z rychlospojky. Kuličky 5 zapadnou do drážky a v čepu náustku a po uvolnění tahu ruky vrátí pružina 6 převlečný kroužek 3 do původní polohy.

Ten dosedne na pojistný kroužek 8 a uzamkne kuličky 5 v drážce náustku.

[1]

konce rychlospojek jsou vyráběny v těchto provedeních:

o s hadicovým nátrubkem o se závitem

rychlospojky jsou vyráběny s pojistným ventilem nebo bez něj

Obr. 18: Princip připojení hadice, komponenty jsou od firmy HASCO.

1-náustek na formu (Z81), 2-rychlospojka (Z801), 3-hadicová spona (Z86), 4-hadice (Z853,atd.) , 5-náustek pro hadici (Z 83) [1]

Obr. 19: Rychlospojka s ventilem před nasazením na náustek HASCO.

1-nástavec, 2-těleso, 3-převlečný kroužek, 4-ventil , 5-kulička, 6-pružina, 7-pružina ventilu, 8-pojistný kroužek, 9,10-pryžové těsnění, 11-náustek, a-drážka pro kuličku v náustku, b-zápich pro kuličku v převlečném kroužku, c- výřezy v tělese ventilu [1]

(27)

Tab. 4: Parametry hadic [17]

Hadice

jsou rozděleny podle teploty temperujícího média, a odlišují se použitým materiálem (tab. 4).

Materiál hadice Maximální tlak [bar] Maximální teplota [°C]

PVC 12-19 70 Viton 15-20 200 Teflon 15-20 260

Ocel 30 250

Obtoková spojka

Jsou to dvě rychlospojky spojené trubicí.

Umožňují vnější spojení dvou chladících kanálů (obr. 20).

2.8.2. Prvky umístěné uvnitř okruhů

Po vyvrtání temperovacích kanálů do desky formy je nutné při vytváření uzavřených okruhů některá nadbytečná vyústění nepropustně uzavřít.

K tomu účelu se používají závitové zátky, rozpínací zátky a obtokové elementy (obr. 21).

Obr. 20: Obtoková spojka HASCO Z805 [1]

Obr. 21: Umístění prvků HASCO Z942, Z94, Z941 [17]

(28)

Obr. 24:Rozpínací zátka (HASCO Z942). [17]

Obr. 22: Zápustná zátka (DME AN, HASCO Z94). Těsnění zátky je pomocí kuželového závitu.

Zátka bývá z mosazi. [17]

Obr. 25: Umístění spojky Z 9641 [17]

Obr. 26: Příklad uložení záslepky v desce formy. 1-deska formy, 2-temp. kanál, 3- spojovací kanál, 4-drážka pro záslepku, 5- přehrnutí okraje dr., 6-závit pro manipulaci se záslepkou [17]

Obr. 23:Zátka s nákružkem (HASCO Z941). [17]

Zátky se závitem

Používají se k uzavírání vyústění temperovacích kanálů. Používají se 2 druhy zátek (obr.22, 23)

Rozpínací zátky

Používají se k uzavírání vnitřku vrtaných kanálů (obr. 24). Doporučená hodnota tolerance děr (dle dokumentace DME,

HASCO) je H13 pro maximální tlak 40bar. Pro dlouhé díry je u systému HASCO nutné při montáži použití speciálního nástroje Z945, tím také zaručíme přesné ustavení zátky.

Obtokové elementy

Propojení temperovacích kanálů přímo v desce formy se dělá v těch případech, kdy jejich vzdálenost je malá a nelze provést propojení hadicemi.

Stále častěji se ho používá místo obloukového propojení. Důvodem je, že na

(29)

Obr. 27:HASCO Z492 [17]

Obr. 28:HASCO Z962 [17]

obvodu formy nepřekážejí oblouky hadic a zůstávají jen přívody a odvody temperovací kapaliny.

Obtokový element od fy. HASCO Z9641 se používá do teploty 200°C a jsou z materiálu Viton® (obr. 25, 26).

2.8.2.1. Prvky používané pro temperaci jader:

Tvarový trn

Použití pro chlazení malých trnů a kolíků vstřikovacích forem (obr. 27).

Materiálem je bezberylliová speciální legovaná ocel s vyšší tepelnou vodivostí než ocel. Nebo slitiny

CuBeCo

Tvrdost 200±10HB (Ampcoloy 940)

Přepážkové normálie

K chlazení menších kruhových jader se používají přepážkové prvky, umožňuje sériové zapojení (obr. 28).

Např.: HASCO Z962, DME BBP (WV 700), CUMSA

Mezi jejich hlavní přednosti patří:

o snadná montáž a demontáž

o velká životnost

o jsou vyráběny z korozivzdorného materiálu (PA 6.6 GFK) o jsou vhodné pro sériové

zapojení o příznivá cena

(30)

Obr. 29: DME BBS [17]

Obr. 30: HASCO Z962 [17[

Obr. 32: HASCO Z968 [17]

Spirálové přepážky

Podobně jako u přímých přepážek, mají ale lepší homogenitu teploty na povrchu jádra (obr.29).

Kaskádové normálie (fontánky)

Zaručují homogenní chlazení tvárníku s dostatečným výkonem, umožňují jak paralelní tak i sériové zapojení. Lze jimi chladit i velice úzké a dlouhé jádra.

Např.: HASCO Z962, DME V (VL) (obr.30, 31)

Šnekové normálie Jednochodé

Tam kde potřebujeme odvést velké množství tepla, např. ve vtokové části, používáme jednochodé spirály. Zde je teplonosné médium přivedeno nahoru vrtaným otvorem a po šroubovici odvedeno dolů (obr. 32).

Obr. 31: Normálie HASCO, lze zašroubovat z vnějšku desky nebo čelisti.

Výhodné pro optimalizaci [17]

(31)

Obr. 33: HASCO Z969 [17]

Tab. 5: Teploty použití šnekových normálií

Dvouchodé

U dvouchodé spirály vzniká mezi přiváděným a odváděným médiem k rovnoměrnému míchání teplot, tím se dosáhne homogenní teploty uvnitř tvárníku (obr. 33).

maximální průměr d1 = 50mm Teploty použití ukazuje tab. 5.

Temperanční jádra z plastu

Homogenní chlazení jádra pomocí modulárního kaskádového chladícího jádra (obr. 34, 35). Neabsorbuje vodu, odolný proti oleji a chemikáliím, tepelná odolnost do 260°C. Mají tu výhodu, že délku lze libovolně měnit.

Maximální průměr je 50mm.

Materiál Max. teplota použití [^oC]

3.2315 200 PA 135

Obr. 34: DME WWK-WWM- WWF [17]

Obr. 35: Cumsa TT, RT, BT [17]

(32)

2.8.3. Nenormalizované prvky používané při chlazení Chlazení velkých jader

Pro chlazení velkých jader tj. 40mm a větší se používá vložek s vytvořenou šnekovou drážkou (obr 36). Chladící médium se dostává vyvrtanou dírou až k čelu tvárníku a poté proudí šnekovou drážkou zpět. Nevýhodou tohoto řešení je velké zeslabení stěny tvárníku.

Chlazení válcových jader

Chlazení válcových jader lze provádět dvojitou šroubovicí (obr. 37). Chladící médium je vedeno jednak fontánkou uprostřed a jednak po šroubovici. Tloušťka stěny s by měla být minimálně 4mm velká.

2.9. Alternativní způsoby chlazení

2.9.1. Chlazení štíhlých jader

2.9.1.1. Chlazení vzduchem štíhlých jader

Používáme v případě, když je průměr jádra velmi malý (méně než 3mm).

Tvarová dutina je ofukována vzduchem během otevření formy nebo se vhání centrálním otvorem v jádru. Tato možnost však neumožňuje dodržet přesnou teplotu formy a obecně se nedoporučuje. Tato metoda by měla být užita jen v případě, kdy není možnost použít jiných prostředků.

Obr. 36: Velká jádra [9]

Obr. 37: Válcová jádra [9]

(33)

Obr. 39: Tepelná trubice [6]

2.9.1.2. Chlazení tepelně vysoce vodivým jádrem Používáme v případě, když je průměr jádra velmi

malý (méně než 5mm). Principem je vložení vložky ze slitiny mědi do chlazeného jádra (obr.

38). Vložka by měla být obtékána chladící vodou nebo by se měla dotýkat jiné vložky, která je chlazena.

2.9.1.3. Temperace pomocí tepelně vodivých trubic Pro odvod tepla ze špatně přístupných míst jsou určeny tzv. tepelně vodivé trubice.

Tepelná trubice je duté, uzavřené těleso, nejčastěji kovová trubka kruhového průřezu od průměru 2mm do 10mm (HASCO Z975), která obsahuje těkavou kapalinu tzn. pracovní látku, a jejíž

vnitřní povrch je pokryt porézním materiálem, kapilární soustavou (obr. 39, 40). Pro nižší teploty se jako pracovní látka používá voda.

Tepelná trubice může být umístěna v jakékoliv poloze. Z hlediska

činnosti tepelné trubice je lhostejné, ve které části trubice je teplo přiváděno a odváděno. [2]

Kondensát vody se vzlínáním pohybuje do výparné části, kde vznikne ohřátím pára. Ta se vrací kapilární soustavou znovu do kondensační části.

Odebrané teplo se rovná skupenskému teplu z přeměny voda – pára.

Nejlepší případ je, když kondensační část trubky je obtékána chladícím médiem, jak ukazuje níže uvedený příklad.

Hlavní přednosti tepelných trubic jsou:

o tlakotěsný, vodou plněný dutý válec

o vhodné pro dlouhé tvarové části s extrémně malým průřezem

Obr. 38: Teplo vodivé jádro [9]

(34)

o je možné zabudování v blízkosti povrchu dutiny formy o bezobslužný provoz a lehká montáž

o odvod velkého množství tepla při minimálním rozdílu teplot

Poloha prvku určuje stanovenou výkonnost. Optimální tepelná výkonnost nastává ve svislé pracovní pozici s horním odvodem tepla

2.9.2. Temperace pomocí tepelně vysoce vodivých vložek Používají se v různých místech vstřikovací formy, jako jsou tepelně namáhané oblasti, obtížně temperovaná místa jako jsou tenké výstupky a dlouhé tvárníky. Ve většině případů doplňují temperační systém s aktivním temperačním prostředkem. Další nespornou výhodou takovéhoto způsobu temperace je lepší zatečení taveniny v zadních místech výstřiku bez místních studených spojů, a také zkrácení celkové doby cyklu až o 25%.Ovlivnění odvodu tepla z formy lze docílit nejen pomocí vložek z vysoce tepelně vodivých materiálů, ale také nástřiky z těchto materiálů na povrch tvarové dutiny formy. Mechanické vlastnosti těchto vrstev a vložek samotných jsou však nižší než u nástrojových ocelí a dochází k jejich rychlému opotřebení.

[6]

2.9.2.1. Technologie MECOBOND®

Principem technologie Mecobond (kompozitní díl formy) je pevné spojení oceli a mědi za účelem odvodu tepla (obr. 41).

Ocel zde tvoří "plášť" kolem celého povrchu vložky, tím jsou zajištěny výborné otěruvzdorné a mechanické vlastnosti vložky.

Obr. 40: Tepelná trubice Strack Z7760 (x = 30% délky trubice), HASCO Z975 [17]

(35)

Měď je umístěna uvnitř vložky a efektivně zajišťuje odvod tepla. Měď a ocel jsou difúzně spojeny mezi sebou a vzniká tak nerozebíratelný celek. Toto těsné a pevné spojení tedy nevytváří žádnou překážku odvodu tepla.

Díl z tohoto materiálu může být dále kalený a popouštěny, čímž je dosaženo vysoké tvrdosti a pevnosti a zároveň možnosti odvádět teplo.

2.9.3. Temperace pomocí CO2 – Tool-Vac®

Technologie „Tool – Vac“ , tedy chlazení plynem CO2, umožňuje uživateli zvýšení produktivity vstřikovacích nástrojů, při zachování kvality výrobku.

Velkou výhodou této technologie je její jednoduchost. Je ovšem nutné používat při konstrukci porézní ocel „Tool – Vac“, která zohledňuje vlastnosti CO2. Aby potřebné CO2 nevytvářelo tzv. „skleníkový efekt“ používá se přístroj pro recyklaci plynu. Technologie Tool - Vac je ještě na začátku jejích možností. V několika letech si, ale na základě jejích výhod vytvořila pevné místo vedle klasického chlazení vodou.

2.9.3.1. Princip technologie „Tool – Vac“

Jedná se o patentovanou technologii firmy Foboha Werkzeug GmbH ve spolupráci s AGA AB Schweden pod obchodním názvem „Tool – Vac“.

Princip technologie spočívá v použití mikroporézní oceli (např. TVBX 03) a odpařování kapalného CO2 (obr. 42). Vzniklé výparné teplo tak ochlazuje část formy až při minusových teplotách, tím umožňuje rychlý odběr tepla z chlazeného dílu plastu. Zkušenosti ukazují, že teplota bývá rovnoměrně rozložena po celé ploše dutiny formy.

Ocel TVBX 03 je speciální legovaná mikroporézní ocel. Speciální patentovaný výrobní proces zajišťuje oceli tyto vlastnosti:

o homogenní strukturu

Obr. 41: Mecobond [20]

(36)

o minimální vnitřní pnutí

o vysokou a rovnoměrnou tvrdost

o dobré tepelné a mechanické vlastnosti o dobrou leštitelnost

Ocel je vytvářena ve třech fázích – lisování za studena, spékání a následném tvrzení. Tvrzení oceli se děje až po mechanickém obrobení ocele. Všechny operace jako je frézování, vrtání, soustružení, broušení, atd. uzavřou povrch s póry o velikosti 0,025mm. Další možnosti jak uzavřít póry je použití aditiv nebo pomocí vysoké temperace.

V jádru se nachází kapilární trubice skrz kterou proudí tekutý dusík v expanzní komoře se vypařuje a ocel se ochlazuje na teplotu cca -15 ^oC až -20 ^oC.

Vzduch, který se vyskytuje v dutině formy zde může odcházet porézním materiálem vložky. Takže forma může být absolutně uzavřená a nemusí se chladící okruh vytvářet žádné odvzdušňovací kanály. Kromě toho případný uzavřený vzduch neklade žádný odpor tavenině. Tím může být snížen vstřikovací tlak.

Tekutý CO2 je tedy přiveden pomocí kapilární trubice o světlosti 0,3 – 0,5mm.

Zde kapalný dusík proniká póry, expanduje a ochlazuje formu.

Porézní ocel by neměla být vystavena velkému ohybovému namáhání.

V případě, že není možné, aby byl výstřik ze vzhledových důvodů v přímém styku s mikroporézní ocelí jsou mikropóry utěsněny (viz. výše) a odpařený CO2 je odveden vrtanými kanály. Plynný CO2 se v uzavřeném okruhu vrací zpět k novému zkapalnění. V obou případech vyžaduje zásobník na CO2

s kompresorem, který bývá umístěn vně vstřikovny. Proces je řízen přístrojem umístěným ve formě. V případě uzavřeného okruhu se vrací plynný CO2 k novému zkapalnění.

Obr. 42: Princip technologie, a) porézní materiál; b) kapilární trubice [16]

(37)

Obr. 43: Tvárník s chladícími kanály vyrobený pomocí metody LaserCUSING® [15]

2.9.3.2. Výhody a nevýhody technologie Tool - Vac®

Chlazení pomocí kapalného oxidu uhličitého se používá zpravidla ve vzájemné vazbě s temperačními kanály pro chlazení v tlustostěnných oblastí vstřikovaného dílce, tedy v oblastech, v nichž hmota chladne nejpomaleji.

Příkladem vhodné aplikace je temperace v tlustostěnné části vstřikovaného dílce technologií GIT. Metoda je vhodná také pro temperování dlouhých tvárníků, dlouhých můstků (např. u skříně světlometu) a tvárníků o velkém průměru. Mezi přednosti této metody temperace nástroje patří tedy snížení doby chlazení, resp. doby cyklu a zvýšení produktivity výroby, ale také rovnoměrné rozložení teplot na povrchu tvářeného dílu, vyšší kvalita povrchu výstřiku, flexibilní možnost umístění trubiček pro přívod CO2 a tím odstranění mnohdy složité konstrukce temperačních kanálů, účinné chlazení tlustostěnných částí výstřiku, rychlá návratnost pořizovacích nákladů na technologii a formu.

Nevýhodou této metody jsou dodatečné operace k zajištění vysoké jakosti povrchu (lesku) vstřikovaného dílce, vysoké požadavky na zajištění čistoty při montáži nástroje, ošetřování nástroje konzervačními prostředky při výrobních prostojích, únik CO2 do okolí v případě otevřeného chladícího okruhu. [6]

2.9.4. Temperace pomocí metody laserCUSING® od firmy HOFMANN

Concept Laser GmbH, mladý člen skupiny HOFMANN Innovation Group AG, představil tuto novou technologii bezmála před 6 lety na výstavě EuroMold 2001 a spolu sní i nově vyvinutý stroj „M3 linear“.

Tato metoda vyvinutá a patentovaná dceřinou společností CONCEPT Laser GmbH umožňuje zhotovit dílce vrstvením z téměř všech kovových materiálů (obr.

43). Principem této metody je, že jednokomponentní

kovový prášek (různé druhy ocelí) se vrstvu po vrstvě laserem zcela roztaví a to umožňuje vyrobit masivní díly požadovaného tvaru. Díl nemá žádné