Titel : Klemmetvinge Tema : Procesdesign Projektperiode : Uge 5 ...

Titel : Klemmetvinge
Tema : 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 p˚a 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 indg˚ar
en sprøjtestøbemaskine samt en fødemekanisme. Ved en procesrealisering af en forenklet, temperatureguleret
sprøjtestøbeproces, er der opn˚aet erfaring med formtemperaturens betydning for et plastsprøjtestøbt emne.

Forord
Denne rapport er udarbejdet under det overordnede tema for M-sektorens 4. semester p˚a 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 best˚ar af hovedrapport, appendiks og en bilagsmappe. Hovedrapporten kan læses uafhængigt af
de andre, men understøttes af beregninger og forsøg, beskrevet i appendiks. Bilag best˚ar 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 st˚a selvstændigt, dog undersøttes den i den resterende hovedrapport. Appendikser forefindes bagest i
rapporten.
Kilder i rapporten er skrevet i firkantet parenteser med ˚arstallet 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 p˚agældende 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, s˚a 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. S˚afremt 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.

II INDHOLD
Indhold
1 Indledning 1
I Produktanalyse 2
2 Produktbeskrivelse 3
2.1 Beskrivelse af klemmetvingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
2.2 Kraftanalyse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
2.3 Delkomponenter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
3 Procesrækkefølge 19
3.1 Produktion af den faste kæbe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
3.2 Produktion af l˚aseplade og skinne . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
4 Alternativt produktdesign 24
4.1 Form . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
4.2 Materiale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
5 Marked & Miljø 29
5.1 Markedsvurdering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
5.2 Miljøvurdering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31
6 Problemformulering 33
6.1 Problemramme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
6.2 Problemafgrænsning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
II Procesdesign 35
7 Præsentation 36
7.1 Proceslinie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
7.2 Sprøjtestøbemaskine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39
7.3 Beskrivelse af værktøj . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
8 Indsprøjtningssystem 43
8.1 Maskinvalg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
8.2 Plastformst˚al . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
8.3 Udformning af fødesystem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50
8.4 Trykfald . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
9 Kølesystem 61
9.1 Energiligevægt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61
9.2 Udformning af kølekanaler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
9.3 Numerisk modellering af kritisk del . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
10 Udstøder 76
10.1 Udstøder kraft . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76
10.2 Bulning af udstøder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77
10.3 Flydning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78
11 Sekvensstyring 80
11.1 Designet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80
11.2 Test . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
11.3 Realisering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

INDHOLD III
11.4 Valg af styring til processen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87
III Procesrealisering 88
12 Varmeregulering 89
12.1 Systembeskrivelse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
12.2 Design af regulering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100
12.3 Dataopsamling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
12.4 Støbeforsøg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108
12.5 Resultat af procesrealisering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
13 Konklusion 112
13.1 Perspektivering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112
IV Appendiks 117
A Navngivning af klemmetvinge 118
B Nomenklatur kapitel 8 120
C Nomenklatur kapitel 9 122
D Nomenklatur kapitel 10 124
E Nomenklatur kapitel 12 126
F Forsøgsrapport for st˚al 128
F.1 Form˚al . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128
F.2 Forsøgsopstilling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128
F.3 Præparation af emnet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128
F.4 Forsøg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130
F.5 Resultater . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139
F.6 Fejlkilder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140
G Forsøgsrapport for undersøgelse af plast 141
G.1 Form˚al . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141
G.2 Metoder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141
G.3 Forsøgsopstilling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141
G.4 Fremgangsm˚ade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141
G.5 Resultater . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144
H Trækprøve forsøg af plast 146
H.1 Form˚al . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146
H.2 Fremgangsm˚ade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146
H.3 Resultater . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146
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 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169
N.2 Flydning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170
O A/D konvertering 172
P Bestemmelse af overføringsfunktion 176
Q Forsøgsrapport for undersøgelse af overfladekvalitet 179
R Plastmateriale 181

Indledning
Incitamentet for dette projekt er det initierende problem
”En klemmetvinge skal produceres”
Kapitel 1
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 p˚a 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 p˚a at bestemme anvendelsesmuligheder, funktionsflader,
belastningsform, materialesammensætning, samt give et bud p˚a de eksisterende procestrin. S˚aledes,
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 l˚aseplade.
Med udgangspunkt i ovenst˚aende, vil formen p˚a produktet blive revurderet med henblik p˚a at forbedre
det til en given fremstillingsproces. Efterfølgende er det m˚alet at vurdere eksisterende materialekomposition
for at finde et tilsvarende eller bedre materiale, som dels opfylder kravet om tilstrækkelig styrke og
stivhed, men som ogs˚a er egnet til den valgte proces.

2
Del I
Produktanalyse

Produktbeskrivelse
Kapitel 2
I dette kapitel beskrives klemmetvingen ”Quick-Grip r○”. Der gennemg˚as 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 form˚al klemmetvingen er anvendelig.
P˚a figur 2.1 p˚a 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 best˚ar klemmetvingen af 11 forskellige dele.
Quick-Grip r○ er et to farvet produkt i sort og gul, der best˚ar af tre primære dele, en skinne og to kæber,
en fast og en, der kan variere sin position trinløst p˚a 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 fremg˚ar af figur 2.1 p˚a næste side, er det skinnen, som er den forbindende del imellem de to
kæber. Skinnens udformning er symmetrisk omkring b˚ade den vandrette og den horisontale center-akse,
og der er s˚aledes 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 l˚asende p˚a plasten, ved støbning omkring skinnen. Samlingen ses p˚a figur 2.2 p˚a side 5. Denne montering
er en engangs samling, da det ikke er muligt at adskille samlingen uden at klemmetvingen ødelægges.
Udover kæbedelen, best˚ar den faste kæbe af en flytbar gummimanchet, der er fastgjort i en slids p˚a spændfladen
p˚a den faste kæbe. En tilsvarende gummimanchet er ligeledes monteret i en slids p˚a den variable
kæbe. Den effektive arbejdslængde imellem de to gummimanchetter g˚ar fra 0mm til 323mm. Den nøjagtige
arbejdslængde bestemmes af den variable kæbes placering p˚a 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 p˚a skinnen kontrolleres af to fjedre, en spændplade, en l˚aseplade og et greb, der alle er
monteret p˚a den variable kæbe. Funktionsbeskrivelsen af disse dele findes i underafsnit 2.1.2 p˚a side 5.
Delelementerne er monteret p˚a den variable kæbe ved en geometrisk tilpasning af emnerne, med skinnen
som det samlende monteringselement. Da rørsplitten er den l˚asende del i den ene ende af klemmetvingen,
kan den variable kæbe afmonteres skinnen, n˚ar rørsplitten er fjernet.
2.1.1 Materialer
Klemmetvingen best˚ar af to typer af materialer, st˚al og polymermaterialer. Der udføres forsøg p˚a begge
materialetyper, se appendiks F og G. For st˚alets vedkommende er det benyttet til skinnen, l˚asepladen,
spændepladen og de to fjedre, mens polymer er benyttet til den faste kæbe, variable kæbe, grebet og

4 Produktbeskrivelse
Figur 2.1: Klemmetvingen.

2.1 Beskrivelse af klemmetvingen 5
Figur 2.2: Fast kæbe sk˚aret gennem p˚a tværs, det ses hvorledes der er blevet støbt
omkring skinnen.
gummimanchetterne. Sammensætning af st˚alet bliver behandlet i underafsnit 2.3.2 p˚a side 13 og sammensætningen
for plasten i underafsnit 2.3.1 p˚a side 10.
2.1.2 Funktioner
Klemmetvingen opfylder samme funktion som en skruetvinge, der hovedsageligt anvendes til at holde
forskellige emner fikseret. Forskellen er, at bevægelsen langs skinnen foreg˚ar 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 l˚asepladen 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 l˚asepladen og spændepladen
returnerer til deres udgangsposition. For atter at løsne de indespændte emner, trykkes der p˚a l˚asepladen,
hvorved friktionen mellem skinnen og l˚asepladen ophører se figur 2.3(c).
(a) Udgangs position. (b) Der klemmes om grebet. (c) Friktionen fjernes ved tryk p˚a
l˚aseplade.
Figur 2.3: Funktioner for klemmetvingen.
Gummimanchetternes funktion er at sk˚ane de emner, der klemmes p˚a. Samtidig øger de friktionen mellem
kæberne og emnerne, s˚a disse ikke forrykkes i forhold til hinanden.
Klemmetvingen har i forhold til skruetvingen den fordel, at den kan betjenes udelukkende med en h˚and.

6 Produktbeskrivelse
2.1.3 Produktanvendelse
Klemmetvingen er velegnet ved fiksering af emner, s˚aledes at det sikres, at emnerne ikke flytter sig i
forhold til hinanden. Enh˚ands-betjeningen gør, at den ligeledes er nem at anvende p˚a steder, hvor der er
sm˚at med plads, eller hvis arbejdssituationen bevirker, at en h˚and 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 p˚a 150pund, hvilket svarer til 668N.
Dette afsnit vil give et kvantitativt bud p˚a de kræfter, der virker p˚a tvingen, samt vurdere indre kræfter
og spændinger i konstruktionen.
Betragt tvingen i en tilstand hvor den er forspændt. Kræfterne for denne tilstand kan illustreres p˚a
fritlegemediagrammerne vist p˚a figurene 2.4, 2.5 og 2.6. Overordnet kan kræfterne, som emnet p˚atrykker
klemmetvingen med, betragtes som to punktbelastninger p˚a henholdsvis den faste og den variable kæbe
- punkt A og C.
Fritlegeme 1:(Figur 2.4(a) p˚a næste side) Kraften F1 p˚a 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 m˚a de største spændinger i den faste kæbe formodes at opst˚a, hvor
denne skal overføre kræfterne til skinnen, som i øvrigt betragtes som en fast forbindelse. Et bud p˚a 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) p˚a modst˚aende side) Ved statisk belastning kan forbindelsen mellem l˚asepladen
og de legemer, den berører, betragtes som faste. I punktet B optages hele trækkraften F3 fra skinnen og
overføres som kraften F4. I l˚asepladen optages ogs˚a en stor del af bøjningsmomentet fra skinnen M1. Der
er dog stadig et ”restmoment”, som vil blive overført til den variable kæbe. Momentet M2, der optages i
l˚asepladen, svarer til udtrykket i 2.1:
L˚asepladen udgøres af et rektangulært profil.
M2 = F4 · s5 , hvor F4 = F1
Fritlegeme 3:(Figur 2.5 p˚a modst˚aende side) Kraftmomentet i afstanden s1 gør sig gældende gennem
hele skinnen, hvor bjælken er belastet af den samme trækkraft, som virker i punktet A. Momentet M1
samt kraften F1 gør sig ligeledes gældende i punktet B, hvor l˚asepladen er placeret. Punktet B kan betragtes
som en fast forbindelse mellem l˚aseplade og skinne grundet friktionen mellem de to legemer. Da
(2.1)

2.2 Kraftanalyse 7
(a) Fritlegemediagram 1. (b) Fritlegemediagram 2.
Figur 2.4: Kraftp˚avirkningerne p˚a fast kæbe og l˚aseplade.
l˚asepladen er fjederp˚avirket, vil dennes kanter i det aflange hul presse mod skinnens over- og underside.
I punktet B vil hele trækkraften F2 blive optaget, samt en stor del af momentet M2. Der vil stadig
være et ”restmoment” M3. 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 alts˚a i denne del af legemet, hvor de primære kræfter forekommer under
statisk belastning. Desuden er det omtalte restmoment M3, som kan udledes ved betragtning 2.1 om
momentligevægt omkring punkt E:
M = 0
0 = −F1 · s6 + F4 · s5 + M3 , hvor F4 = F1
M3 = F1(s6 − s5)

8 Produktbeskrivelse
Dette restmoment skal forplante sig i den variable kæbe. Momentet er medurs, og kan erstattes med et
kraftpar F5 i afstanden s4.
Geometrien i det variable modul best˚ar 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, s˚aledes det kan glide over T -profilet p˚a den
variable kæbe for at at skabe selve grebsgeometrien. I-profilet er den bedste geometri for bjælkebøjning
med henblik p˚a minimeret materialeforbrug, mens U- og T -profilerne har en lidt svagere, men tilfredsstillende
geometri mod bjælkebøjning.
2.2.1 Brud
Der er p˚a klemmetvingen udført et en-akset trækprøveforsøg for at afgøre, hvor konstruktionen vil svigte.
En manuel h˚andtering af klemmetvingen, kan fremarte spidsbelastninger p˚a op til 1.000N. Klemmetvingen
modst˚ar et tryk p˚a cirka 1.700N ved belastning. Se mere i appendiks I.
2.3 Delkomponenter
Udvalgte delkomponenter undersøges med henblik p˚a at fastsl˚a funktionsflader, materiale og fremstillingsprocesser.
Der ses bort fra standardkomponenter s˚asom fjedre og splitter. Der er udvalgt tre delkomponenter,
som best˚ar at tre forskellige materialer. De tre valgte delkomponenter er:
• Fast kæbe
• Skinne

2.3 Delkomponenter 9
• L˚aseplade
2.3.1 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 form˚al er at holde et emne p˚a 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, s˚aledes at ujævnheder i det opspændte emne ikke resulterer i for store trykspændinger.
Figur 2.7: Funktionsflader og -længder p˚a fast kæbe.
Flade A1, se figur 2.7, er selve trykfladen for den faste kæbe. Denne flade trykker p˚a en plan side af
det opspændte emne. Da der skal sidde en gummimanchet, er det af betydning, at friktionskoefficienten
mellem gummimanchetten og flade A1 er forholdsvis stor. Ligeledes er længderne s1 og s2 af betydning.
Sammen med A1 skal de udgøre den indvendige del af en slids, hvor gummimanchetten skal udgøre den
yderste del, s˚aledes at denne kan glide ned over den faste kæbe og sidde fast. Alts˚a skal friktionskoefficienten
være høj mellem de to materialer, samt at dimensionerne s1 og s2 skal have en passende tolerance, s˚a
der opn˚as en prespasning, n˚ar gummimanchetterne skal monteres. Den høje friktion er en nødvendighed,
da gummimanchetterne kan glide ud af slidsen, s˚afremt trykfladen p˚a emnet ikke er parallelt med A1.
Derfor er det ogs˚a vigtigt, at den vinkelrette tolerance mellem A1 og A2 er god, da fladen A2 fikserer
den faste kæbe p˚a skinnen. Det er alts˚a 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 , s˚a der
ved arbejdsbelastning opn˚as en vinkel p˚a 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 s4 er tilpas stor. Denne problemstilling
beskrives i afsnit 4.1 p˚a side 24.
Da den faste kæbe skal overføre et kraftmoment til skinnen, er afstanden s3 af betydning for de spændinger,
der opst˚ar som følge af fladetrykket i top og bund af A2. Jo større s3 er, jo mindre fladetryk bliver
materialet udsat for, hvilket sætter krav til brudstyrken af materialet.

10 Produktbeskrivelse
Materiale
For at analysere et plast emne, er det relevant at se p˚a 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 p˚a side 20.
Udfra forsøgene foretaget p˚a plasten, der er beskrevet i appendiks G, er der fremkommet et kvalificeret
bud p˚a plasttypen. Resultaterne for forsøget gav en sandsynlighed p˚a 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 p˚a 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 p˚a 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 p˚a 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 modst˚a udmattelse og et stort antal slagp˚avirkninger,
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 h˚ardeste 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 omr˚ader for polyamider er gear, lejer,
bøsninger, ruller, beslag, lynl˚ase, 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.

2.3 Delkomponenter 11
Styrke
Glasfiberforstærket PA6 har i henhold til [cam(2005)], et E-module p˚a 6, 2GP a og en trækstyrke p˚a
115MP a.
Fremstilling
P˚a den faste kæbe er der en række ting, der afslører, at den er produceret ved sprøjtestøbning, og hvordan
processen er foreg˚aet. 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 p˚a
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 opst˚aet ved, at polymeren er blevet presset ud i mellem værktøjsdelene. Det
kræver utrolig fine tolerancer p˚a værktøjsdelene for at undg˚a dette, men det kan ogs˚a skyldes for højt
tryk.
(a) (b)
Figur 2.8: Her ses et overflade billede (a) og et tværsnit (b) af den fastekæbe. P˚a
figur (a) indikerer (1) en grat, (2) indikerer indsprøjtningshullet og (3) indikerer mærkerne
efter udstødermekanismen. P˚a tværsnitsfiguren (b) er fiberorienteringen skitseret,
størrelses forholdet er dog ikke overvejet. (1) p˚a figur (b) angiver indsprøjtningshullet
og (2) angiver lufthuller i den faste kæbe.
Det andet overfladespor befinder sig ogs˚a p˚a graten, som vist p˚a figur 2.8(a). Denne korte forøgelse af
grat bredden angiver sandsynligvis et indsprøjtningshul. Da der ikke findes andre spor af denne type, m˚a
det antages, at dette ogs˚a er det eneste indsprøjtningshul. Det tredje spor, der ogs˚a ses p˚a figur 2.8(b),
er to runde cirkel spor. De to runde cirkler findes kun p˚a 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 s˚a 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 ogs˚a er cirkelmærkerne
opst˚aet, fordi der ikke har været brugt tid p˚a 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 p˚a overfladen, er der ogs˚a visuelle spor under overfladen. For det første
er det muligt at se, at den faste kæbe er støbt omkring skinnen, hvilket alts˚a betyder, at skinnen skal ligges

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. P˚a
figur 2.8(b) p˚a 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 p˚a figur 2.8(a) p˚a foreg˚aende side, idet fibrene f˚ar 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)]. Alts˚a
indikerer dette, at emnet er sprøjtestøbt. P˚a figur 2.8(b) p˚a forrige side er der markeret punkter, som
indikerer huller. Hullerne er muligvis opst˚aet p˚a grund af et for svagt eftertryk, hvilket igen kan betyde, at
der er blevet brugt for lidt tid p˚a at indkøre sprøjtestøbemaskinen. Ud fra de spor, der her er beskrevet,
er det alts˚a 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.
2.3.2 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 A3, 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 A3 i den
halve afstand af s3, undg˚as det at plasten, som udfylder hullet skal optage moment, som følge af afstanden
t, figur 2.4 p˚a side 7. Derved skal denne plast alene optage trækkræfterne mellem skinne og fast kæbe.
Hullets diameter s7 er af betydning for de tværspændinger, der vil opst˚a. Diameteren s7 skal alts˚a være
tilstrækkelig stor til at optage kræfterne fra træk. Det m˚a dog p˚aregnes, at friktionen mellem plast og
skinnen ogs˚a bidrager til reaktion mod trækkræfter.
Af hensyn til fladetrykket i funktionsflade A2, er der et minimumskrav til bredden s8 af skinnen. Bredden
skal tilfredsstille et tilsvarende lavt fladetryk p˚a henholdsvis skinnen og den faste kæbe. Bredden s8 gør
sig gældende for funktionsflade A2, figur 2.7 p˚a 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
A5 af skinnen og hullet i den variable kæbe. Herunder er krumningen A4 af betydning for l˚aseplade og

2.3 Delkomponenter 13
spændeplade, hvorimellem der skal skabes friktion med skinnen. Friktionens størrelse er uafhængig af arealet,
men fladetrykket p˚a skinnen mindskes ved øget bredde s8, s˚afremt krumningsradiusen p˚a krumning
A4 er ens for skinne, l˚aseplade, 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 A5 skal være den samme i hele skinnens længde. Geometrien A5
m˚a 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 g˚ar 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 1392-1536 ◦ 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, ogs˚a 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
best˚ar af α-jern. Tilsættes jern kulstof, kaldes det st˚al, 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 p˚a 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 p˚a 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.

14 Produktbeskrivelse
P˚a figur 2.10(b) vurderes strukturen til at være anløbent martensit, men der er ligeledes omr˚ader med ren
ferrit. Martensit dannes ved, at st˚alet under opvarmning omdannes til austenit, hvor omdannelsestemperaturen
afhænger af kulstof-mængden i st˚alet. Herefter bratkøles emnet, og martensitten opst˚ar, som
følge af at strukturen ændres til en tetragonal gitterstruktur, der kan betragtes som en kulstof-overmættet
ferrit-struktur. Da skinnest˚alet som nævnt indeholder omr˚ader best˚aende af ren ferrit, kan det betyde,
at emnet under hærdeprocessen ikke er blevet varmet helt op til den p˚akrævede temperatur for en fuldstændig
austenit-omdannelse. Da opvarmningen er afsluttet, har st˚alet s˚aledes befundet sig i et to-faset
omr˚ade, best˚aende af α og γ-faser. Austenitdannelsen har s˚aledes ikke været homogen, og derfor er martensitten
heller ikke blevet homogen, men indeholder isolerede ferrit-omr˚ader.
Mængden af kulstof i st˚alet kan bestemmes ved at betragte emnet p˚a normaliseret form, hvilket er vist
p˚a figur 2.10(a) p˚a foreg˚aende side. Ved en normalisering er emnet igen varmet op til fuld austenitisering
og herefter afkølet i en hastighed, s˚aledes at der dannes perlit, som best˚ar af ferrit (α-jern) og cementit
(F e3C). Cementit dannes langs austenittens korngrænser og indeholder 6, 69%C, hvilket medfører et
lavere kulstofindhold i lokalomr˚adet 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. P˚a figur 2.10(a) p˚a
forrige side kan det ses, at det normaliserede emne indeholder b˚ade 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) p˚a foreg˚aende side
vurderes det, at den samlede mængde af perlit udgør halvdelen af den samlede struktur, hvilket giver et
kulstof-indhold p˚a 0, 4%.
Mængden af kulstof i st˚alet har betydning for emnets h˚ardhed. Inden emnet hærdes, betyder et kulstof
indhold p˚a 0, 4%, at martensitten har en h˚ardhed p˚a omkring 700HV . Ved et kulstof-indhold p˚a
0, 4%, er det muligt at sejhærdet emnet ved 500 − 670 ◦ C. Ved at sejhærde materialet falder skinnens
h˚ardhed, men sejheden stiger [Conrad Vogel(2001)]. Ved at gøre brug af dybdeafhængige h˚ardhedsprøver
kan det konstanteres, at h˚ardheden i midten af skinnest˚alet er faldet fra over 600HV til omkring 276HV
i en afstand af 1, 5 til 2mm inde p˚a pladen. Materialet er alts˚a efterfølgende blevet overfladehærdet.
P˚a figur 2.10(b) p˚a forrige side kan det ses, at der er dannelse af slagge langs korngrænserne, hvilket
vidner om, at der er andre legeringselementer i st˚alet end kulstof. Disse legeringselementer forefindes dog i
s˚a sm˚a 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 ovenst˚aende analyser af emnet. Følgestofferne kortlægges til at være silicium og mangan. P˚a
figur 2.11 p˚a næste sideses resultatet af analysen med SEM.
Den proces som mikrostrukturen har været udsat for, kan p˚a baggrund af ovenst˚aende overvejelser være
foreg˚aet p˚a følgende m˚ade: Virksomheden har købt et 0, 4%C st˚al, der er normaliseret, og har en h˚ardhed
p˚a 208 − 252HV . Ved denne h˚ardhed 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 p˚avirkes 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 foreg˚aet i samme retning ved b˚ade udformning af hulgeometri og afkortning af skinnen, hvilket kan
ses p˚a brudfladen, se 2.3.3 p˚a side 17 for uddybning af stanseprocessen. Overfladen er glat og har en sort
farve, som er er opn˚aet ved sortoxidering se afsnit 3.2.1. I overfladen er der streger p˚a langs ad skinnen,

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 forg˚aet 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.
2.3.3 L˚aseplade
L˚asepladens funktion er at holde den variable kæbe fikseret p˚a skinnen. Den er fjederp˚avirket, s˚aledes at
den altid l˚aser p˚a skinnen.
Funktionsflader
Figur 2.12: Funktionsflader og -længder for l˚aseplade.
Hulprofilet A6, figur 2.12, skal passe til skinnens geometri, hvorved der opn˚as en l˚asefunktion ved friktion.

16 Produktbeskrivelse
Afstanden s9 skal have en længde, s˚aledes at l˚asepladen træder i det tilpassede leje p˚a den variable
kæbe. Endvidere er bredden s10 og godstykkelsen s11 af betydning for styrken af l˚asepladen. L˚asepladen
bliver udsat for bøjningsmoment b˚ade ved statisk belastning, samt ved udløsning af l˚asepladen.
Materiale
For l˚asepladen gælder der ligesom for skinnen, at den hovedsagligt best˚ar af jern og er ferromagnetisk
og alts˚a ligeledes har α-jern som sammenhængende byggesten. For en nærmere beskrivelse heraf se afsnit
2.3.2 p˚a side 13. Et mere entydigt billede af den indre struktur opn˚as ved at betragte l˚asepladen i et
mikroskop, hvilket er gjort p˚a figur 2.13(a), hvor l˚asepladens mikrostruktur ses ved en forstørrelse×500.
P˚a figuren ses den karakterstikke struktur for anløbet martensit, der er ulegeret. Omkring martensit se
afsnit 2.3.2 p˚a side 13.
(a) (b)
Figur 2.13: a) L˚asepladens mikrostruktur, anløbent martensit, forstørrelse×500 b)
L˚asepladen normaliseret, snit taget fra midten med af emnet, med forstørrelse×500.
Mængden af kulstof i l˚asepladen bestemmes p˚a 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 s˚aledes f˚as et kulstof indhold p˚a cirka 0, 6%C. Dette kulstof-indhold gør at emnet, inden det anløbes,
har en h˚ardhed p˚a omkring 850HV , n˚ar 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 st˚al, der hærdes ved 500 − 670 ◦ C (sejhærdning), er p˚a omkring 0, 2 −
0, 5%C, men ogs˚a emner med et højere kulstof-indhold sejhærdes. Det anses i l˚asepladens tilfælde at være
den benyttede metode. Som tidligere nævnt medfører sejhærdning, at h˚ardheden falder, hvilket ogs˚a er
tilfældet for l˚asepladen. Det blev ved Vickers h˚ardhedsprøvning m˚alt, at l˚asepladens h˚ardhed var mellem
438HV − 490HV , dog lidt lavere ved de korte kanter. Af h˚ardhedsm˚alingerne fremg˚ar det ligeledes,
at emnet ikke har en varierende h˚ardhedsprofil, og derfor er det sandsynligvis ikke overfladehærdet. En
sandsynlig proces, som l˚asepladen kan have været igennem p˚a mikroniveau, er at virksomheden har købt
st˚alet som ulegeret 0, 6%C st˚al i normaliseret form, hvor det har en h˚ardhed p˚a omkring 200HV , hvilket
gør det muligt at bearbejde. Efter formgivningen er st˚alet udsat for en sejhærdningsproces, der medfører
en h˚ardhed p˚a 438 − 490HV , der er lidt højere end normalt opn˚aet ved sejhærdning, men for lavt til at
det har været overfladehærdet.

2.3 Delkomponenter 17
Fremstilling
L˚asepladen 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 p˚a siden af det
udstanset emne. Snitfladens overflade er opdelt i en blankzone og en brudzone. Blankzonen fremkommer,
idet stanseværktøjet trykker sig ned i pladematerialet. N˚ar tværspændingerne bliver store nok, opst˚ar
der revnedannelse, og pladen bryder som vist p˚a figur 2.14. Heraf opst˚ar 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 opst˚ar herved.
samme diameter som stemplet, mens den nedre del har samme diameter som hullet i snitpladen. Herved
vil der opst˚ar en vinklet kant p˚a pladematerialet i forhold til overfladen. Denne brudvinkel afhænger af
afstanden mellem stemplet og matricen i vandret retning, som vist p˚a figur 2.14. Denne afstand kaldes
en clearence, og er normalt 2 − 10% af pladetykkelsen. Clearence er afgørende for formen og ruheden af
emnets overflade p˚a kanten. Ved at forøge afstanden opn˚aes 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 p˚a deformationszonen, der er vist p˚a figur 2.15(a) p˚a
den følgende side, afhænger af hastigheden p˚a 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 l˚asepladen, 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.
P˚a figur 2.15(b) p˚a næste side ses et tværsnit af l˚asepladen. Det ses, at kanten sl˚ar ind imod midten af
pladen. Dette tyder p˚a, at der er benyttet en lille clearence, som illustreret til venstre p˚a figur 2.15(a) p˚a
den følgende side. Blankzonen p˚a l˚asepladens sider er lille i forhold til brudzonen, hvilke stemmer godt
overens med l˚asepladen. Som det ses p˚a 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 s˚adan grad, at den ikke udgør en risiko for brugeren samt

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

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, l˚asepladen og skinnen, er fremstillet. Der
vil ud fra denne viden blive diskutere en mulig procesrækkefølge og foresl˚aet mulige maskinstørrelser.
Klemmetvingen er fremstillet i plast og st˚al. Den best˚ar af følgende komponenter: Plastkæber, plastgreb,
to plastskjold, mærkater, l˚aseplade, spændplader, en split af fjederst˚al og to fjedre. Figur 3.1 illustrerer i
hvilken rækkefølge, de forskellige processer tænkes udført. Som vist p˚a figur 3.1 forløber mange af processerne
sideløbende med hinanden.
Figur 3.1: Et bud p˚a 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

20 Procesrækkefølge
ligeledes sprøjtestøbt, men af andet materiale. L˚asepladerne er stanset ud. Skinnen er afkortet ved stansning.
De resterende dele s˚asom: 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 p˚a produktionen af den faste kæbe. En mulig procesrækkefølge og muligt
produktionsudstyr beskrives.
3.1.1 Mulig procesrækkefølge for fremstilling af den fastekæbe
Den faste kæbe er produceret ved en procesrækkefølge, best˚aende 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 s˚afald 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 f˚a frihedsgrader. Isætning af spændestang og blanding af farve er ikke som angivet
nødvendigvis foreg˚aet successivt, da det ogs˚a er muligt, at disse to procestrin er foreg˚aet sideløbende.
Sprøjtestøbning i PA6
Efter de to første trin er procesrækken n˚aet til sprøjtestøbningen. Dette er en automatisk proces, som efter
en indkøringsfase, ikke nødvendigvis har haft brug for en operatør. Sprøjtestøbning foreg˚ar typisk med en
af to typer maskiner, stempel-typen eller snekke-typen. Det er dog muligt at fastsl˚a, 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 f˚a 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 p˚a værktøjet (det er nødvendigt med
hærdet værktøjsst˚al [Crawford(1998)]).
P˚a figur 3.2 p˚a modst˚aende 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)].

3.2 Produktion af l˚aseplade 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 p˚a arbejdskraft kontra automatik.
3.1.2 Muligt produktions udstyr
I procesrækkefølgen indg˚ar 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 p˚a 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 l˚aseplade og skinne
I dette afsnit beskrives den mest sandsynlige produktionsmetode, hvormed l˚asepladen er produceret.
Metoden vurderes ud fra hvilke kendetegn processen har efterladt p˚a emnet. Der tages udgangspunkt
i l˚asepladen, da den er den mest komplicerede procesrække. Nogle af kendetegnene fra processerne er
sammenfaldene for de to delemner. Her kan nævnes stansemærker og overfladebehandlingen.
3.2.1 Mulig processrækkefølge for fremstillingen af l˚aseplade
Stansning og bukning
Stanseprocessen er udført i et snitfølgeværktøj, hvor processen er opdelt i trin. Pladematerialet leveres
oprullet p˚a b˚and. Inden udstansningen rettes pladematerialet ud af en række valser, der køre materialet
frem til en føder mellem hver trin i stanseprocessen. Føderen sidder p˚a stansemaskinen. Stanseprocessen
kunne være som følgende: I første trin stanses huller til gennemføringen af skinnen, hvorefter materialet
køres en længde frem svarende til en l˚aseplades 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 l˚asepladen. P˚a figur 3.3 p˚a næste side er den antagede stanseproces
illustreret. Der stanses to plader ad gangen for at reducere spilmateriale.
Stempelkraften er den kraft, stempelet skal p˚avirkes med, for at værktøjet trænger igennem materialet.
Denne trykraft er afhængig af tykkelsen og brudstyrken p˚a materialet samt længden p˚a klippekanten. Den
maximale trykkraft kan estimeres ud fra formel 3.1

22 Procesrækkefølge
Figur 3.3: Her ses hvorledes stanse processen kan se ud. Tallene p˚a figuren illustrerer
rækkefølgende af processerne.
F = 0, 7 · T · L · Sut
Hvor T er pladetykkelsen, L er længden af klippekanten p˚a det udstanset materiale og Sut 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 p˚a siden af stemplet. Denne er omkring 10-30
procent af trykkraften [Danckert(2005)].
Som regneeksempel er trykkraften til udstansning af hullet i l˚asepladen beregnet. Kraften er beregnet
udfra en estimeret omkreds p˚a 37, 7mm:
F = 0, 7 · 3mm · 37, 7mm · 640N/mm 2 = 51kN
I normaliseret form har pladen en brudstyrke p˚a 200HV svarende til 640N/mm 2 . Se afsnit 2.3.3 p˚a 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 foreg˚a p˚a flere m˚ader. Dette kan være en af følgende
processer:
• Manuel slibning: L˚asepladen slibes manuelt p˚a slibemaskine af en medarbejder.
• Robot slibning: L˚asepladen slibes manuelt p˚a slibemaskine af en robotarm.
• Slibning i trommel: et antal l˚aseplader placeres i en trommel med slibepulver hvorefter tromlen
roteres til graten er væk i tilstrækkelig grad [Danckert(2005)].
• Sand/glasblæsning: et antal l˚aseplader placeres i et kammer og slibes med glas eller sandkorn, enten
manuelt eller automatisk.
• Termisk: l˚asepladerne placeres i et kammer, som fyldes med en blanding af ilt og gas. Denne blanding
antændes, og en varmebølge p˚a 3300 ◦ C opst˚ar. Graten opvarmes øjeblikkeligt og smelter. Resten af
emnet opn˚ar en temperatur p˚a ca. 150 ◦ C [Kalpakjian and Schmid(2001)].
(3.1)

3.2 Produktion af l˚aseplade 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 l˚asepladen sejhærdet for at opn˚a en større slidstyrke.
Overfladebehandling
L˚asepladen er overfladebehandlet ved en sortoxydering. Dette er en tynd overflade, der beskytter mod
korrosion, samt giver en ensartet sort overfalde. Sortoxydering foreg˚ar 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 opn˚as et ensartet sortfarvning af overfladen, og det er en enkel proces.
Bruneringsprocessen for˚arsager ikke dimensionsændringer. L˚asepladerne skal før neddypning i badet,
have en metallisk ren overflade. Dette opn˚aes 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 ogs˚a foretaget p˚a skinnen.
3.2.2 Muligt produktions udstyr
I procesrækken til pladestansning indg˚ar der flere maskiner. Der vil i det efterfølgende diskuteres en
mulig maskinstørrelse for stansemaskinen, som kan have været benyttet. For at give et overslag p˚a en
maskinstørrelsen er det primært trykkraften, der forbindes med maskinstørrelsen. Et eksempel p˚a en
stansemaskine til stansning af hullet, der kræver en trykstyrke p˚a minimum 51kN, kunne være en EPF
250kN stansemaskine fra Povl Møllers Maskinfabrik A/S. Denne maskine har en kapacitet p˚a 200 stanseoperationer
per minut [Møllers(2005)].

Alternativt produktdesign
Kapitel 4
I de foranst˚aende kapitler er klemmetvingen og udvalgte delemner af denne undersøgt i sin nuværende
form. Form˚alet 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 p˚a side 9. Der er flere aspekter i at ændre funktionsgeometrien. Som
udgangspunkt er det interessant at kigge p˚a funktionslængderne s4 og s5.
1. Ved en forøgelse af s4 opn˚aes der en øget brugbarhed ved fiksering af emner med store kanter.
Størrelsen af s4 er proportional med hvor stor en kant, der kan klemmes over, jævnfør figur 4.1(a) p˚a
næste side. Omvendt giver en øget s4 begræsning p˚a snævre omr˚ader. Begrænsning kan illustreres
som s6 p˚a figur 4.1(b). Denne værdi stiger proportionalt med s4. S˚a jo dybere kæben skal kunne
række, jo mere plads kræver det bag emnet. Der opn˚as alts˚a ikke en bedre, men blot ændret funktionalitet.
2. Ved en forøgelse af s5, jævnfør figur 2.7 p˚a side 9, gives klemmetvingen en større rækkevidde.
Forudsat, at et givent emne skal kunne fikseres med én klemmetvinge alene, er der et minimum, som
s5 m˚a være af hensyn til at trykke centralt p˚a emnet og ikke helt ude ved kanten. Men ligesom med
s4 falder brugbarheden p˚a snævre steder proportionalt med forlængelsen.
Et andet aspekt i at øge s5 er, at bøjningmomentet gennem kæben, og dermed udbøjningen af kæben,
bliver tilsvarende større. Et modtræk hertil vil best˚a 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 m˚algruppen for anvendelsen, s˚a at sige, vil blive en anden. Ved en forøgelse af funktionslængden
s4 vil det være muligt, at klemme over store kanter. Til gengæld begrænses klemmetvingen
p˚a snævre omr˚ader.
4.1.1 Krav til form
Baggrunden for at optimere p˚a formen kan deles op i to. Først er det form˚alet 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 ogs˚a af stor
betydning, derfor diskuteres dette valg i afsnit 4.2

4.1 Form 25
(a) Længere funktionslængde giver mulighed, for at
klemme i fordybninger - eksempelvis over en kant.
4.1.2 Geometriske muligheder
(b) Dog begrænses den i det geometriske miljø, da der
skal være et vist frirum.
Figur 4.1: Resultat af forøgelse af funktionslængden s4.
Som beskrevet er et af m˚alene med en ny form at spare p˚a materiale forbruget, s˚a 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 Atværsnit. For at vurdere forskellige formers stivhed i forhold til deres
I
I
materialeforbrug, kan det derfor være nyttigt at vurdere størrelsen . Et stort forhold
Atværsnit Atværsnit ,
betyder en stor stivhed i forhold til forbruget af materiale. P˚a figur 4.2 sammenlignes den originale form
med forskellige andre former. Aller fire former har det samme overfladeareal, og de samme udvendige
dimensioner.
I
I
A = 68
I
A = 59
I
A = 21
A = 41
Figur 4.2: P˚a figuren ses først den originale form, og dernæst ses der tre andre formforslag.
Alle formerne har det samme tværsnitsareal, og de samme udvendige m˚al. Forholdet
I
A vurderes for alle formerne. Det ses, at I-profilet har den bedste stivhed i forhold
til materialeforbruget.
Det ses p˚a 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 ogs˚a kan
benyttes.

26 Alternativt produktdesign
4.2 Materiale
Som beskrevet i underafsnittet 2.3 p˚a 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 opn˚as 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 p˚a 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 enh˚andsbetjent værktøj, der bør kunne anvendes p˚a fysiske besværlige omr˚ader, 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 p˚a to m˚ader. Fra M1-M6 er hver enkelt begrænsende faktor set i forhold
til hver enkelt objekt funktion. Ved M7-M8 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 115MP a,
og har et E-modul p˚a 6, 2GP a´, hvilket derfor betragtes som et minimumskrav.
M1 Minimal volume og maksimal stivhed min(V) ⇒ max(E)
M2 Minimal volume og maksimal styrke min(V) ⇒ max(σf )
M3 Minimal masse og maksimal stivhed min(m) ⇒ max(E 0,5 /ρ)
M4 Minimal masse og maksimal styrke min(m) ⇒ max(σf ρ) frac23
M5 Minimal pris og maksimal stivhed min(C) ⇒ max(E 0,5 /ρCm)
M6 Minimal pris og maksimal styrke min(C) ⇒ max(σ 2/3
f /ρCm)
M7 Minimal masse og maksimal styrke og stivhed min(m) ⇒ max( (σf /ρ) 2
E/ρ )
M8 Minimal volume og maksimal styrke og stivhed min(V) ⇒ max(σ 2 f /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. P˚a figur 4.3 p˚a næste side, er vist kortet for E-modulet og densiteten.
De opstillede kriterier kan indtegnes herp˚a, og de materiale typer, der ligger i det afgrænsede omr˚ade, er
s˚aledes dem, der opfylder de givne kriterier for M1 og M3. P˚a tilsvarende vis aflæses p˚a de øvrige kort
i [Ashby(1999)], de materialer, der opfylder indeks M1-M8, 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 s˚aledes, at M5 og M6 er lig 2, M7 og M8 er lig 3 og de resterende har
værdi 1. Herved er det muligt at indskrænke feltet til fire materialer omfattende kulstof-st˚al (12 point),
Aluminiumslegeringer (12 point), Magnesium (12 point) og det oprindelige materiale PA6-GF30.
Den mest ideelle form er i afsnit 4.1 p˚a 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.

4.2 Materiale 27
Figur 4.3: Materialekort for E-modul og densitet [Ashby(1999)].
Ø e h · (1 + 3 · b/h))
B =
2 · t · (1 + b/h) 2
Med b = 14mm og h = 22,7mm p˚a 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 p˚a det beregnede udtryk
for formfaktoren, og indhentede informationer omkring materialernes formbarhed, sættes formfaktoren for
de fire materialer til at være kulstof-st˚al = 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 p˚a 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 st˚al p˚a 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) σf (MPa) (Ø e
B)max
σ 2
f
E
(Ø e
B ·σf ) 2
E
( σ f
ρ )2
E
ρ
Kulstof-st˚al 7,85 207,5 322,5 6,8 0,5 23, 2 0,0639 3
Al-legering 2,7 75 265 4,6 0,94 19, 8 0,347 7
Mg-legering 1,84 44,5 235 3 1,23 11, 2 0,674 6
PA6-GF30 1,3 6,2 115 2,8 2,03 16, 0 1,64 13
Tabel 4.2: Værdier for indeks M3 og M7 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 b˚ade styrke og stivhed, er det kulstof-st˚al og aluminium, der klarer sig
bedst ved brug af formfaktoren, mens PA6-GF30 er bedst n˚ar 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.
(4.1)

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 b˚ade p˚a langs og p˚a tværs, hvilket komplicerer
formen yderligere. Som beskrevet i kapitel 5 p˚a modst˚aende side, foreg˚ar produktionen af klemmetvingen
ved masseproduktion, dette giver yderligere restriktioner til produktionsprocessen.
Ved at tage ovenst˚aende 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
sm˚a komplekse emner, og producerer i stort styktal [Cambridge(2005)]. Produktionsomkostningerne ved
de to processer er høje, for sm˚a styktal, men falder og bliver konkurrencedygtige ved større produktioner.
For de valgte materialer, kan de inddeles s˚aledes, at kulstof-st˚al normalt ikke støbes, men smedes, mens
b˚ade aluminium og magnesiumlegeringerne kan støbes [Kalpakjian and Schmid(2001)]. Polymeren kan ligeledes
støbes, de forskellige muligheder herfor er gennemg˚aet i appendiks L, men plastsprøjtestøbning er
den billigste metode, n˚ar dette emne skal masseproduceres ved en kort produktionstid.
Ud fra ovenst˚aende vurderes det at, af de fire undersøgte materialer, er PA6-GF30 det bedst egnede
materiale. Derfor vælges sprøjtestøbning som produktionsmetode til den faste kæbe.

Marked & Miljø
Kapitel 5
Form˚alet med dette kapital er at vurdere hvorledes klemmetvingen p˚avirker samfundet. Vurderingen best˚ar
af to dele. En markedsvurdering, som koncentrerer om de økonomiske aspekter, og en miljøvurdering, hvor
klemmetvingens p˚avirkning p˚a miljøet undersøges.
5.1 Markedsvurdering
Dette afsnit har til form˚al at give en realistisk vurdering af fremstillings- og salgsprisen for klemmetvingen.
Endvidere vil der blive estimeret et salgsantal i Danmark.
5.1.1 ˚Arligt salgstal
Dette underafsnit har til form˚al at ansl˚a et salgstal for derved at vælge en fremstillingsproces til bestemmelse
af fremstillingspris. I denne vurdering, ses der kun p˚a 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 m˚aneden. 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 R˚ad & D˚ad sælger produktet.
Dette giver et ˚arligt salg p˚a ca. 11.000. 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 p˚a verdensplan er 200.000
enheder per ˚ar.
5.1.2 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 fremg˚ar af tabel 5.1 [BASF(2005)].
Som det fremg˚ar af tabel 5.1, er den samlede fremstillingspris for de tre emner i polymer p˚a 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.

30 Marked & Miljø
Materialepris
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/cm3 ] 1,39 1,39 1,39
Materiale pris [DKK/kg] 27,27 28,73 28,73
˚Arlig produktionsantal p.a.
Outputs
200.000 200.000 200.000
Antal hulrum 2 2 2
Cyklus tid [s] 70 70 70
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 p˚a DKK 5,72.
Der anvendes tre forskellige materialer til klemmetvingen.
Fiberforstærket PA-6 har en kilogram pris p˚a DKK 26-28 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 135-150 per kilogram. Plastdelene er s˚aledes 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, n˚ar der kun er medregnet de tre delemner i polymer
samt lønninger til at samle klemmetvingen ab fabrik bliver DKK 18,56.
5.1.3 Salgspris
Salgsprisen for et produkt skal fastsættes s˚aledes, 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 p˚a klemmetvingen i denne kalkulation dækker de indirekte faste omkostninger
samt en avance. Som eksempel p˚a disse omkostninger kan nævnes pladsforbrug, forretning p˚a maskiner
og værktøj, salgsorganisation og administration. Der skal gøres opmærksom p˚a, 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

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 form˚al at kortlægge klemmetvingens miljøp˚avirkningen. I denne vurdering indg˚ar
miljøp˚avirkningen af materialerne, processerne samt en eventuel bortskaffelse. Transport og lignende tages
der ikke højde for. Endvidere indg˚ar 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 miljøp˚avirkningen 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 r˚a olie. Det vil sige de point, som et produkt f˚ar tildelt svare til den energi, m˚alt i kilogram
r˚a 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 miljøp˚avirkningen.
Ved en analyse af hele livscyklusen, kan det endvidere ses, hvor i cyklusen de største miljøp˚avirkn inger
eksisterer. P˚a [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 fremg˚ar, undersøger Oli Point Method kun hvor energitungt, et produkt er gennem en livscyklus.
Da et produkt ogs˚a p˚avirker miljøet p˚a andre omr˚ader end blot hvor energitung produkt er, undersøges
andre relevante miljøomr˚ader.
5.2.1 Plast delene
Materiale
De tre dele, den faste og variabel kæbe samt grebet, er alle produceret i glasfiberforstærket PA6, som
beskrevet i afsnit 2.3.1 p˚a side 10. Polyamid f˚aet 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 p˚a 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 p˚a 107g hvilket giver 0,24 point.
Det antages, at produktionen ikke p˚avirker miljøet p˚a anden m˚ade.
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 NOx’er fra plasten. Dog vil mængden
af NOx’er, som udvikles, under normale arbejdsvilk˚ar være af s˚a lille en mængde, at de ikke anses for at
være nogen større miljøbelastning.

32 Marked & Miljø
Bortskaffelse
PA6 er en delkrystallinsk termoplast, hvilket vil sige, at plasten kan genbruges og derved volder yderst
lidt skade p˚a miljøet. Endvidere betyder det ogs˚a, at indløbet ved sprøjtestøbeprocessen kan genbruges
[Kalpakjian and Schmid(2001)].
Hvis PA6 derimod afbrændes, udvikles CO2 og NOx’er, idet PA6 indeholder nitrogen.
5.2.2 Skinne
Materiale
For et kilogram kulstofst˚al 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 st˚al har en forholdsvis høj densitet sammenlignet med andre metaller for eksempel kan det nævnes,
at et kilogram aluminium f˚ar 4,4 point, hvis det ikke er genbrugt aluminium. Skinnen vejer 200g hvorved
der tildeles 0,2 point.
Processer
Skinnen gennemg˚ar i alt fire forskellige processer. Skinnen hærdes ved opvarmning, rulles, standes og gennemg˚ar
en sortoxydering, jævnføre 3.2 p˚a side 21. Alle processer p˚avirker 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 p˚a 0,7 point per kvadratmeter, og rulningen har en værdi p˚a 0,2 point per kilogram. Samlet
bruges 0,05 point ved processerne til skinnen.
Bortskaffelse
St˚alet, der er brugt til skinnen, kan genbruges, idet sortoxyderingen ikke skader st˚alet.
5.2.3 Samlede miljøbelastning
Klemmetvingen har ikke en stor p˚avirkning p˚a miljøet, da ingen af delemnerne i klemmetvingen gennemg˚ar
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 CO2 og NOx gasser.
Klemmetvingen f˚ar samlet 0,5 point i Oil Point Method, som er fordelt med 83% p˚a materialerne og 17%
p˚a processerne. Det vil sige, at det kræver 0, 5kg r˚a olie for at f˚a energi nok til at producere de dele af
klemmetvingen, som er medregnet i denne analyse.

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 l˚asepladen. P˚a 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 l˚asepladen og skinnen er af ulegeret kulstofst˚al med henholdsvis
0, 6%C og 0, 4%C. Produktionsprocessen for den faste kæbe kan eksempelvis være sprøjtestøbt med en af
”Arburg”s modeller. B˚ade l˚asepladen og skinnest˚alet er stanset ud og efterfølgende varmebehandlet med
en sejhærdning og herefter overfladebehandlet. For skinnest˚alet gælder endvidere, at det er overfladehærdet
inden overfladebehandlingen.
Den faste kæbe er yderligere blevet undersøgt med henblik p˚a et redesign af kæben. P˚a 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
P˚a 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 p˚a 200.000 klemmetvinger,
s˚aledes produktionsapparatet maksimalt lægges beslag p˚a en m˚aned?
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 p˚a 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 fremg˚ar af følgende punkter:
• Automatiseringsgraden for produktionen skal bestemmes, og den nødvendige automatisering skal
konstrueres.
• Et maskinvalg skal foretages, s˚aledes produktionstiden overholdes samtidig med, at maskinvalget
medfører lav gennemløbstid samt en lav afskrivning.
• Værktøjet vælges s˚aledes, at forholdet mellem fremstillingsprisen og holdbarheden bliver gunstig
relativt til det givne produktionsvolumen.

34 Problemformulering
• Lokationen af produktionen skal bestemmes, s˚aledes 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
200.000 styk ˚arligt. 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 p˚a værktøjet.
• Design af udstødersystem i værktøjet.
• Design af styresystem, herunder monteringen af fast kæbe p˚a skinnen.
• Procesrealisering af fast kæbe i laboratorie p˚a 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 dybdeg˚aende dokumentation af løsningen forefindes i form af CAD-tegninger, kontrolberegninger og
analyser.

Del II
Procesdesign

Præsentation
Kapitel 7
Ved udarbejdelse af produktionsapparatet til fremstilling af klemmetvingen, er der fokuseret p˚a 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 p˚a fuldautomatisk produktion af store serier. Det er derfor hensigten,
at s˚avel produktionsudstyret som styringen heraf er egnet til masseproduktion. Figur 7.1 p˚a 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 form˚al at tilføje skinner
til støbeprocessen. Maskinens fire kaviteter fødes af to fødesystemer, der er placeret p˚a 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 p˚a et transportb˚and, som fører emnerne væk fra maskinen til videre montage.
Inden plastsprøjtestøbning kan p˚abegyndes, skal plastgranulaten have en tilstrækkelig lav fugtighed, som
ikke m˚a overstige 0, 15%. For at opn˚a 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.
N˚ar granulaten anbringes i en kold tragt, er der risiko for, at luftens fugtighed kondenserer p˚a granulatkornene,
idet materialet er fortørret ved en relativt høj temperatur. Denne fugtoptagelse undg˚as ved, at der
ikke anbringes mere granulat i tragten, end at det kan n˚a at anvendes p˚a 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, n˚ar snekken
roterer. Rotation af snekken sikrer ensartet smelte.
N˚ar 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
foreg˚ar derfor med meget stor hastighed for at opn˚a ensartethed, hvilken kan være kritisk særligt i spidse
hjørner og kanter.
Da smelten svinder under kølingen, er det nødvendigt med en tvungen efterfyldning, s˚a formen bliver
fyldt helt op. For at aktuere en efterfyldning er det nødvendigt at opretholde et eftertryk.
Efter endt eftertryk p˚abegynder snekken atter rotation for at akkumulere nyt plast i snekkecylindren. Det
er snekkens rotation, der fører snekken tilbage til udgangsposition [Crawford(1998)].

7.1 Proceslinie 37
Figur 7.1: Proceslinie for produktion af fast kæbe. Best˚ar af to fødemekanismer,
plastsprøjtestøbemaskine, samt transportb˚and. Fødemekanismerne skal tilføre skinner
til støbeprocessen.

38 Præsentation
De støbte emner bliver kølet af værktøjet, som rummer indvendige kølekanaler. N˚ar emnerne har en tilfredsstillende
temperatur, hvormed de er formstabile, ˚abnes værktøjet, og emnerne udstødes ved hjælp af
udstødere. Først udstødes indløbet, s˚a dette separeres fra emnerne, hvorefter selve emnerne udstødes.
Værktøjet lukkes og er klar til endnu en proces. Emnerne transporteres med transportb˚and videre til
montage.
P˚a 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 virkem˚ade er standardiseret. Maskinen er nærmere omtalt i afsnit 7.2.
7.1.1 Fødesystem
Fødesystemet har til form˚al at forsyne værktøjet med skinner ved hver proces. Der er placeret et fødeanlæg
p˚a begge side af maskinen, som hver føder to skinner i værktøjet fra hver side. P˚a 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 l˚ases/˚abnes af C7 og C8 sidder fast p˚a en ramme, figur 7.4 p˚a modst˚aende side, der kan skydes
vandret ind og ud, C10, med det form˚al at placere kløerne i fødecylinderen. Dertil er der en cylinder, C9,
der kører rammen med kløerne op og ned, s˚a begge kløer kan fødes. N˚ar rammen er nede, er den klar til at

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. P˚a figuren er frihedsgraderne illustreret,
men ikke cylindrene.
fylde i værktøjet. Den sidste aktuator, C6, har til form˚al at flytte skinnevognen henholdsvis til værktøjet,
henholdsvis til fødemagasinet.
Foruden fødemotoren, C11 som er en el-motor, er alle aktuatorere C6−C10 p˚a skinnevognen pneumatiske
cylindre. Figur 7.4 viser skinnevognen. Cylindren C6 er placeret under banen, hvorp˚a skinnevognen køre.
Fra skinnevognen g˚ar et træk ned gennem banens udfræsning; vognen trækkes i dette. Vognens bageste
hjul kører i en slidse, s˚aledes 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, 700-250 med en snekkediameter p˚a 30mm.
Sprøjtestøbemaskinen kan ses p˚a figur 7.5 p˚a den følgende side. Maskinen vælges p˚a baggrund af, at den

40 Præsentation
kan h˚andtere 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 p˚a side 43.
Datablad for Arburg Allrounder 320 K findes p˚a [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 p˚a modst˚aende side, ved at n˚ar formen ˚abnes, bliver C aktiveret, hvorved
udstøderne J og M skubbes fremad. Først flyttes udstøder til indsprøjtning J 20mm, se figur 7.7(b) p˚a
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) p˚a
side 42. Fjedrene ved E og N sørger ved lukning for, at alle udstødere befinder sig i udgangsposition, n˚ar
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) p˚a side 42.
For at gøre udstødning af emnerne lettere er udstøderen til indsprøjtnings systemet konstrueret s˚aledes, at
denne vil blive udstødt først og derved skille indsprøjningsplasten fra selve kaviteterne. P˚a figurerne 7.7 p˚a
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. P˚a grund af den mindre
kontakt flade. Derfor er det ønsket at indløbet bliver udskudt først, da dette vil eliminere ekstra processer

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

42 Præsentation
(a) Udgangsposition for udstøderne
hvor to mellemplader er skjult.
(b) Udstødere efter flytning p˚a 20mm (c) Udstøderens position efter i alt
hvor de øverste og nederste udstødere 40mm.
f˚ar kontakt.
Figur 7.7: Illustration af udstøderne.
ved separation af indløb og kaviteter. P˚a 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. P˚a 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 p˚a side 45. Indsprøjtnings systemet
samt udluftnings kanalernes geometri er bestemt i afsnit 8.3 p˚a side 50. Køling af formhalvdelene dokumenteres
i kapitel 9. Trykfaldet gennem indsprøjtnings systemet og kaviteter, samt trykfaldet gennem
kølekanalerne dokumenteres i afsnit 8.4 p˚a side 56 og 9.2.2 p˚a 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.

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 f˚a en optimal sprøjtestøbe proces ved det anvendte plast vil ligeledes blive
gennemg˚aet. 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 form˚al 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)].
8.1.1 Hulrum
Form˚alet 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 fremg˚ar, anvendes
fremgangsm˚ade 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
N˚ar 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 200.000 emner p˚a en m˚aned per ˚ar. Endvidere antages
det, at maskinen arbejder 24 timer i døgnet 22 dage om m˚anedet. Det samlede antal hulrum kan findes
af formel 8.1
n = KR · tcykl · L
Hvor KR er er en konstant for hvor mange emner, der bliver kasseret. I dette tilfælde sættes KR til 1, da
der ikke er strenge krav til kvaliteten og finishen af emnet. L er størrelsen p˚a ordren, hvilket er 200.000
styk, tcykl er cyklustiden og tM er den tid, der er til r˚adighed i produktionen.
Ved en cyklustid p˚a 71 sekunder, som er bestemt i afsnit 11.2.2 p˚a 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 p˚a næste side.
tM
(8.1)

44 Indsprøjtningssystem
Flukke = Askygge · P · n (8.2)
Hvor Askygge er den faste kæbes skyggeareal, hvilket er Askygge ≈ 1, 5 · 10 3 mm 2 . P er trykket p˚a 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 p˚a 60MP a, i fiberforstærket materiale benyttes
der dog normalt et højere eftertryk [Crawford(1998)], derfor sættes eftertrykket til 80MP a. Lukkekraften
p˚a 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, 5 · 10 3 mm 2 · 80MP a
Hvilket giver, at det maksimale antal hulrum er fem i forhold til maskinens lukkekraft.
Skudvolume
Skudvolumen er den maksimale volume af plast, som en sprøjtestøbemaskine kan levere. Skudvolumen for
en Arburg Allrounder 320 K med en snekke diameter p˚a 30mm er 106cm 3 per skud. Volumen for hvert
hulrum, Vhulrum, er 15, 5cm 3 og volumen for indsprøjtningsystemet ved fire hulrum, Vind 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.
Vskud
n =
n · Vhulrum + Vind
Herved er der maksimalt antal hulrum for skudvolumen lig seks.
Skudkapacitet
Hvor skudvolumen udelukkende ser p˚a 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 p˚a 30mm
kan maksimalt skyde 96g per skud, symboliseret ved SV . Det maksimale antal hulrum for skud kapacitet
kan findes ved formel 8.5
n =
SV
(n · Vhulrum + Vind) · ρ
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 p˚a 30mm er indsprøjtningsflowet,
Vind
˙ 112 cm3
s . Det maksimale antal hulrum med hensyn til indsprøjtningsflowet findes
ud fra formel 8.6
(8.3)
(8.4)
(8.5)

8.2 Plastformst˚al 45
n =
·Vind
Z · (Vhulrum + Vind)
Hvor Z er antal skud per minut og herved er det maksimale antal hulrum i forhold til indsprøjtningsflowet
67.
Økonomisk vurdering
Som det fremg˚ar, kan Arburg Allrounder 320 K p˚a alle de efterregnede værdier opfylder kravet om fire
hulrum. I udvælgelsen er der ligeledes udført samme beregninger p˚a 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. 275.000 DKK og en Arburg Allrounder 221
K 225.000 DKK, hvorved det rent økonomisk vil være mest rentabel at udføre produktion p˚a 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 Plastformst˚al
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 højstyrkest˚al. 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 st˚al, som m˚aske 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 p˚a værktøjet
• Krav til tolerancerne
• Overfladebeskaffenhed
• Levetid kontra kvalitet af værktøjet
Disse ting bør tages med i overvejelserne ved materialevalg, samt generelle egenskaber for værktøjet, s˚asom
termiske, mekaniske og metallurgiske egenskaber. N˚ar ovenst˚aende er kendt, vælges st˚alet p˚a baggrund af
følgende egenskaber, som er interessante i henhold til ovenst˚aende ”krav”:
• Bearbejdningsomkostninger
(8.6)

46 Indsprøjtningssystem
• Egnethed for varmebehandling
• Tilstrækkelig h˚ardhed og styrke
• Egnethed for polering
• Resistent mod varme og slid
• Høj termisk varmeledning
• Korrosionsresistent
En støbeform skal som hovedregel have en styrke p˚a minimum 1200MP a. For at opn˚a dette, er det
nødvendigt at varmebehandle st˚alet, hvor der tilstræbes en høj overfladeh˚ardhed, samt en tilpas høj
styrke i kernen. I den forbindelse er det vigtigt, at sejgringer undg˚as i kernen, hvilket der er risiko for
ved forme med store godstykkelser. Varmebehandlingen finder sted ved en martensithærdning og dernæst
anløbning for at opn˚a tilpas styrke og sejhed.
St˚alleverandører leverer typisk forhærdet plastformst˚al, som har en styrke mellem 1100 og 1400MP a
[Menges and Mohren(1993)]. St˚al med styrken 600 − 800MP a kan relativt økonomisk forsvarligt bearbejdes
maskinelt. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] kan st˚al dog bearbejdes op til 1500MP a. Ifølge
[Conrad Vogel(2001)] kan st˚al med en styrke p˚a op til 1400MP a bearbejdes med HSS-st˚al. HSS er let
relativ lette at slibe til det enkelte form˚al i forhold til h˚ardmetal og keramikplatter.
For at øge egnetheden for sp˚antagende bearbejdning, leveres disse værktøjsst˚al ofte med sulfur 0, 06 −
0, 10%. Sulfur har dog ogs˚a visse ulemper. Indholdet nedsætter polérbarheden, som tidligere nævnt er en
essentiel egenskab for plastformst˚al. Desuden umuliggøres en fejlfri elektroplating, som er en overfladebehandling
med Cr eller Ni, der øger korrosionsresistensen, samt at sulfur gør legeringen usvejsbar. Sulfur
reducerer ogs˚a muligheden for kemisk behandling, s˚a som photokemisk ætsning, som udføres med henblik
p˚a bedre overfladebeskaffenhed [Menges and Mohren(1993)].
Et af de fænomener, der er fokus p˚a, ved bearbejdning af et plastformst˚al, er risikoen for kast og deformationer
under varmebehandling. Kast skyldes hovedsageligt termiske spændinger under varmebehandling.
Deformationer i form af længdeudvidelser fremkommer ogs˚a under varmebehandling, idet forskellige tilstande
(austenit, perlit, martensit, ect) har forskellige volumenegenskaber.
B˚ade kast og deformationer er uundg˚aelige 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 st˚al, samt gennemhærdede st˚al er særlige anvendelige med henblik
p˚a at undg˚a kast og deformationer, idet deres varmebehandling kun kræver begrænsede temperaturer. Anvendelsen
af gennemhærdede st˚al begrænses dog af risikoen for revnedannelse under bøjningsbelastning.
Dette gælder især for store værktøjer.
I forbindelse med behandling af st˚alet ønskes opn˚aet sej kerne, slidresistens, samt hærdet overflade.
[Menges and Mohren(1993)] anbefaler som grundregel indsatshærdede st˚al.
8.2.1 Valg af st˚altype
For at kunne vælge det rigtige værktøjsst˚al, resumeres her over de betingelser, der gør sig gældende for
netop denne sprøjtestøbeproces:
• Støbematerialet til den faste kæbe best˚ar af PA6 (polyamid) med 30% glasfiber.
• Grundet fibrene i polymeren, kan der forekomme abrasivt slid p˚a værktøjet.

8.2 Plastformst˚al 47
• Temperaturintervallet for processen ligger mellem 80 ◦ C, n˚ar emnet bliver udstødt, og 295 ◦ C, der er
den maksimale temperatur, materialet vil blive sprøjtet ind med.
• Den valgte maskine kan levere et tryk p˚a 2470Bar, hvilket svarer til et tryk p˚a 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 st˚al, som kan opn˚a tilstrækkelig styrke/h˚ardhed. P˚a grund af abrasivt slid, skal st˚alet
have en meget h˚ard overflade, samt en egnethed for polérbarhed. Desuden skal det behandlede st˚al være
varmebestandigt i det givne temperaturinterval, s˚a tendens til anløbssprødhed minimeres. Der stilles ingen
krav til korrosionsresistens.
CALMAX
Til de to formplader er benyttet Uddeholms Calmax, som anbefales af b˚ade [Uddeholm(2005)] og
[Sørensen(2002b)], som et fornuftigt valg til disse formplader under de givne omstændigheder. Calmax
er et gennemhærdet st˚al. Gennemhærdede st˚al 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 modst˚a et meget højt lukke- og indsprøjtningstryk,
idet de har en stor trykstyrke. Endvidere er Calmax iblandt de nemmest bearbejdelige plastformst˚al
i Uddeholms produktprogram, samt at det er egnet til polering, nitridering og fotoætsning. St˚alet har
en moderat sejhed, men har en ringe korrosionsresistens, hvilke dog er en ubetydelig egenskab for den
p˚agældende proces [Uddeholm(2005)].
Som nævnt er gennemhærdede st˚al fordelagtige i m˚alet om at undg˚a kast og deformationer. Dog har de
tendens til revnedannelse ved store godstykkelser. Det vurderes, at godstykkelserne i p˚agældende værktøj
er moderate, og at det derfor er tilladeligt at anvende Calmax.
Datablad kan findes p˚a [CD-ROM(2005)].
Metallurgiske egenskaber
Den kemiske sammensætning af Calmax er vist i tabel 8.1. Det bliver leveret blødglødet med en h˚ardhed
p˚a 200HB. De forskellige legeringselementer tillægger st˚alet 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 p˚a 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.

48 Indsprøjtningssystem
• Mangan øger brudstyrken, forudsat Mn/S-forholdet > 50 (Mn binder svovl), uden at p˚avirke sejheden
- med andre ord forøger det flydespænding/brudspænding-forholdet. Desuden forøger Mn indhærdningsdybden
og sænker omslagstemperaturen, samt nedsætter tendensen til varmerevner. Mn
stabiliserer austenit.
• Krom forøger indhærdningsdybden, forbedrer korrosionsbestandigheden, samt forøger
anløbsbestandighed og styrke ved høj temperatur. Desuden medfører Cr meget slidstærke karbider,
der forøger h˚ardheden. Cr stabiliserer ferrit.
• Molybdæn gør st˚alet mere finkornet, forøger indhærdningsdybden, krybestyrken/varmefastheden,
sejhed, samt styrken ved høje temperaturer. Mo giver meget slidstærke karbider, som er bestandige
ved høje temperaturer. Modvirker anløbningssprødhed.
• Vanadium gør st˚alet 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 st˚al, samt for at give mulighed for olie- eller luftkøling [Conrad Vogel(2001)]. I værktøjer
som arbejder indenfor et relavtivt højt temperaturinterval (her 80 ◦ C - 295 ◦ C), er der en risiko for
anløbssprødhed. Dette er for eksempel tilfældet i et sprøjtestøbeværktøj, hvor st˚alet periodisk har vekslende
temperaturer i det givne temperaturinterval. Den type anløbningssprødhed, der er aktuel for den
givne proces, kaldes 350 ◦ -sprødhed (bl˚askørhed). Den opst˚ar ved temperaturer fra 259 ◦ C - 400 ◦ 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.
8.2.2 Behandling af st˚alet
Calmax leveres i blødglødet tilstand, hvilket giver den bedste tilstand for maskinel bearbejdning. Det
blødglødet st˚al best˚ar af ferrit og karbider. Karbiderne best˚ar 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 st˚al kan have. St˚al med 0, 6%C eller mere, er bedst
egnet til sp˚antagende bearbejdning i sfæroidiseret tilstand [Conrad Vogel(2001)].
For at give formpladerne tilstrækkelig styrke, h˚ardhed og slidstyrke, samtidig med at bibeholde den bedst
mulige dimensionsstabilitet, er det nødvendigt, at st˚alet gennemløber en række processer.
Skrubbearbejdning
Første trin i bearbejdning best˚ar i en skrubbearbejdning. Dette foretages ved maskinel sp˚antagende bearbejdning.
Hulrum, tilløbskanaler og indløb fræses, og kølekanalerne bores. Da den efterfølgende sletbearbejdning
skal foretages ved gnistbearbejdning, efter at st˚alet er hærdet, er det vigtigt at f˚a fjernet
s˚a meget materiale som muligt, s˚a 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 st˚al ved en anløbning p˚a 300 − 400 ◦ C give martensitten samme størrelse,

8.2 Plastformst˚al 49
som udgangsstrukturen [Conrad Vogel(2001)]. Bearbejdsningsdata for sp˚antagende bearbejdning anvises
i [Uddeholm(2005)].
Hærdning
perlit → austenit ∆v = −4, 64 + 2, 21 · [%C]
austenit → martensit ∆v = 4, 64 − 0, 53 · [%C]
For at hærde et st˚al, skal det gennemg˚a nogle processer. Først skal det opvarmes, dernæst holdes p˚a en
konstant temperatur med det form˚al at danne austenit. Før hærdning best˚ar st˚alet 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 Ms begynder fra omkring 200 ◦ C [Uddeholm(2005)]. Produktet
heraf er meget h˚ardt 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 for˚arsage kastninger, hvilket skyldes
volumenændringer i forbindelse med omdannelsen fra ferrit og perlit til austenit. Dette kan undg˚as
ved en temperaturudjævning lige inden faseomdannelse begynder [Conrad Vogel(2001)]. Derfor opvarmes
st˚alet til 600 − 750 ◦ C [Uddeholm(2005)], indtil temperaturen er jævnt fordelt. Der kan ogs˚a forekomme
kast grundet egenspændinger, der opst˚ar som følge af skæv temperaturfordeling. Disse kastninger undg˚as,
hvis egenspændingerne fjernes ved spændingsfriglødning før hærdning [Conrad Vogel(2001)]. Der tilstræbes
en s˚a 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 opn˚a en s˚a homogen austenit som muligt, men samtidig minimere
kornvæksten [Conrad Vogel(2001)]. Her anvendes en holdetid p˚a 30min [Uddeholm(2005)]. Holdetiden
tælles fra det tidspunkt, hvor alt st˚alet er omdannet til austenit.
Austenittens kornstørrelse før bratkøling har betydning for indhærdningsdybden, der stiger ved voksende
kornstørrelse. Typisk vokser den 50%, n˚ar kornenes middeldiameter vokser en faktor 5 − 6. Det betyder,
at der kan anvendes lavere legeret st˚al, 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 st˚al 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 p˚agældende st˚al.
Samtlige legeringsstoffer p˚a 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 foreg˚a langsommere. Selv f˚a mængder legeringsstoffer har stor
indvirkning [Conrad Vogel(2001)]. Særligt indholdet af krom, vanadium og molybdæn har en høj indvirkning
p˚a forskydningen, idet de undertrykker udskillelsen af karbider [Larsen(2004)]. Typisk anvendes der
luftkøling til værktøjsst˚al, 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 m˚alnøjagtighed for
(8.7)

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 h˚ardhed, mindre
kast og risiko for hærderevner. I trinhærdningens første trin afkøles der i et saltbad til en temperatur p˚a
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 m˚a ikke
afbrydes, før st˚alet har en temperatur p˚a 50 − 70 ◦ C.
Anløbning
Efter st˚alet er afkølet, skal emnet anløbes straks, hvormed martensitten vil opn˚a en mere stabil struktur.
Til valg af anløbningstemperatur er det nødvendigt at overveje, hvilken h˚ardhed og sejhed, der ønskes
som resultat, samt hvor store dimensionsændringer, der kan accepteres [Uddeholm(2005)]. St˚al med et
kulstofindhold p˚a mere end 0,5% anløbes normalt ved intervallet 180 − 250 ◦ 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 m˚alnøjagtige krav, som værktøjsst˚al, 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 st˚al, og processen
er ligeledes en finbearbejdningsproces. Idet gnistbearbejdning kan foretages efter hærdning, undg˚as
kast fra hærdningen i den færdige formplade. Gnistbearbejdningen afsluttes med sletgnistning ved at
anvende lav strøm med høj frekvens for at opn˚a en fin overflade. Da overfladen fra gnistbearbejdningen
skal anvendes som overfladefinish p˚a emnet, skal denne anløbes for at fjerne den sprøde overflade, som
gnistbearbejdning danner p˚a grund af den høje bearbejdningstemperatur i overfladen p˚a over 10.000 ◦ C
[Uddeholm(2005)].
Den færdige tilstand er meget h˚ard, sprød og kærvfølsom. For at undg˚a revnedannelse ved meget h˚arde
færdiganløbet st˚al, bør det efterbearbejdes med henblik p˚a at skabe en glat overflade [Conrad Vogel(2001)].
Nitrering
For at sikre at værktøjet opn˚ar 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 p˚a hærderier. Dannelsen af særligt h˚arde
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 for˚arsage den nødvendige anløbning, der normalt skal
foretages efter gnistbarbejdningen. Gasnitreringstemperaturen vil ligge p˚a 510 ◦ C, hvor den skal befinde
sig i 12 timer [Uddeholm(2005)]. Kerneh˚ardheden vil være 544HV , efter at alle processer er gennemløbet,
mens h˚ardheden p˚a belægningen vil være 1075HV .
[Menges and Mohren(1993)] anbefaler en minimum brudstyrke for sprøjtestøbeværktøjer p˚a 1200MP a.

8.3 Udformning af fødesystem 51
Brudstyrken af værktøjsst˚alet kan findes ved:
544HV = 544 kp 9, 81N
·
mm2 1kp
= 5336MP a (8.8)
Denne styrke er tilstrækkelig til form˚alet, da maskinens maksimale tryk er 1 247MP a.
8.2.3 Omkostninger
Fra det leverede st˚al til det færdige værktøj skal st˚alet igennem en række processer. I tabel 8.2 p˚a næste
side ses en typisk omkostningsfordeling for et værktøj.
% af totale omkostning
Materialeomkostninger 10
Skærende bearbejdning 30
Varmebehandling 10
Slibning 15
Polering 30
Montering 5
100
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 best˚ar 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 p˚a side 56.
Fødesystemets opgave er at fordele plastsmelten ud til samtlige kaviteter i formen, s˚aledes at de bliver
fyldt p˚a samme tid og med samme temperatur og tryk. Dette er ønskeligt, da der derved opn˚as ensartede
emner. Ved flere kaviteter er det alts˚a nødvendigt at udforme fødesystemet, s˚aledes smeltens vej er den
samme for alle kaviteter, hvilket ofte resulterer i en symmetrisk udformning af systemet.
8.3.1 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 st˚al i formen, s˚a det er muligt,
at skifte denne uden at hele formværktøjet skal skiftes. Indsprøjtningskanalen er normalt vinkelret p˚a
delelinien i værktøjet.
Kontaktfladen, hvorp˚a 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) p˚a næste side. Er kontaktfladen ikke korrekt udformet, kan dette resultere
i en besværliggjort udstødning af emnerne, se figur 8.1(b) p˚a den følgende side eller lækage mellem dyse

52 Indsprøjtningssystem
og bøsning, se figur 8.1(c) p˚a næste side. Ifølge [Menges and Mohren(1993)] kan udformningen af den
sfæriske kontaktflade designes udfra ligning 8.9 og 8.10.
RN + 1 ≤ RS(mm) (8.9)
dS ≤ dN − 1(mm) (8.10)
Hvis disse betingelse ikke bliver mødt, opst˚ar der, som det ses i figur 8.1 p˚a 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 Z37-655 [Norma(2005)], hvor diameteren er opgivet til
at være 15, 5mm og indsprøjtnings diameteren i bøsningen er dS,min = 4, 5mm og længden af indsprøjtningskanelen
Lind = 45mm. Udfra dette kan indsprøjtningsdyssens diameter sættes til:
dN ≤ dS,min − 1mm = 3, 5mm
Følgende betragtninger skal tages op ved udformning af indsprøjtningskanalen [Menges and Mohren(1993)]:
• Indsprøjtningskanalen m˚a ikke størkne før alle andre tværsnit i formen for at opretholde holdetrykket
gennem hele formen. indsprøjtningskanalen m˚a ikke have større masse end nødvendig da dette vil
forlænge procestiden.
• Indsprøjtningskanalen m˚a 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:
dS,max = dS,min + 2 · Lind · 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 p˚a
indsprøjtningskanalen ved udstødning af emnet, se figur 8.3 p˚a modst˚aende side. N˚ar 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 Lkonus sættes til 5mm og med en hældning α p˚a 3 ◦ , top diameteren, dtop, er 7,65 hvorefter
bunddiameteren kan bestemmes til:
dbund = dtop + 2 · Lkonus · tan(α) = 8, 17mm

8.3 Udformning af fødesystem 53
α = 2 ◦ dS,max ≥ Smax + 1.5mm
dS,min ≥ dN + 1mm tg · α ≥ dF −dA
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)].
8.3.2 Udformning af tilløbskanaler
Tilløbskanalerne leder plasten fra indsprøjtningskanalen ud til indløbskanalerne ved kaviteterne. De skal
være udformet s˚aledes, 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 p˚a kanalerne ogs˚a.
Udfra de opstillede krav vælges der et parabolsk tværsnit p˚a 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 p˚a det
parabolske tværsnit bestemmes ved hjælp af ligning 8.11.
D = smax + 1, 5mm (8.11)
hvor smax er den tykkeste del af emnet, som kan sættes til 4, 5mm. Deraf f˚as følgende diameter:
D = smax + 1, 5mm = 6mm
Det parabolske tværsnit skal have en hældning ud af p˚a 5 ◦ ifølge [Menges and Mohren(1993)]. Bredden

54 Indsprøjtningssystem
p˚a toppen af det parabolske tværsnit findes ved hjælp af ligning 8.12
W = 1.2 · D (8.12)
Denne formel giver en bredde W p˚a 7, 2mm. P˚a figur 8.4 ses udformningen af det parabolske tværsnit.
Figur 8.4: Udformning af tilløbskanal [Menges and Mohren(1993)].
8.3.3 Udformning af indløbskanaler
Indløbskanalerne forbinder tilløbskanalerne med kaviteterne. Kanalerne har ogs˚a 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 p˚a 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 s˚aledes, at plasten ikke nedbrydes termisk. Derfor m˚a den
tilladte forskydningshastighed ikke overstiges, som for PA6 kan sættes til ˙γ = 60 · 103s−1 , men da der er
tilsat fiberforstærkning skal dette halveres ˙γ
2 = 60·103s −1
2 = 30 · 103s−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 opst˚ar n˚ar smelten strømmer ind i kaviteten som en str˚ale, 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 str˚alen.
(a) Bølgefront (b) Ormedannelse
Figur 8.5: Udformning af tilløbskanaler [Menges and Mohren(1993)].
For at bestemme geometrien p˚a tilløbskanalerne anvendes formel 8.13 og 8.14.
V olumen flow rate( ˙ V ) =
volumen af en kavitet
fyld tiden · antal kanaler/kaviteter
(8.13)

8.3 Udformning af fødesystem 55
forskydningshastighed rektangulær kanal :
6 · ˙ V
˙γ
≤
kanal bredde · kanal tykkelse2 2
(8.14)
Volumen af en kavitet er udfra CAD-modellering bestem til at være 15, 5 · 103mm3 . Antal kaviteter er
bestemt til 4, jævnfør 8.1 p˚a 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.
P˚a figur 8.6 p˚a modst˚aende side ses en samlet skitse af fødesystemet med kaviteter.
8.3.4 Udluftning
Figur 8.6: Skitse af fødesystemet.
Ved indsprøjtning af plasten i kaviteten er der risiko for, at der opst˚ar 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
s˚a stort et tværsnit, at luften kan n˚a at blive fortrængt, men ikke for stor til at plasten kan flyde ud
igennem kanalen. De skal ligeledes være placeret s˚aledes, 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 p˚a 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 p˚a kanalen
skal ifølge [Plastics(1992)] være minimum 3mm. Geometri og minimumsm˚al kan ses p˚a 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 = A ·
˙V = VM + VR
tI
TK
· 2 · 10−2
293
(8.15)
(8.16)
Luft temperaturen kan sættes til 80 ◦ C, da formen holdes ved en konstant temperatur p˚a 80 ◦ C. VM sættes
til 15, 5cm 3 udfra CAD-tegning og VR sættes til 7, 2cm 3 udfra CAD-moddelering. tI er sat til 1s.

56 Indsprøjtningssystem
(a) Geometri for udluftningskanaler. (b) Eksempel p˚a Udluftnings teknik for at
undg˚a luft indeslutninger.
Figur 8.7: Design af udluftning [Plastics(1992)].
Udfra disse formler kan bredden b sættes til 2, 7mm. Er der flere omr˚ader i formen hvor luftindeslutninger
kan opst˚a skal der anvendes flere udluftnings kanaler. der skal dog tages højde for at deres samlede tværsnit
ikke m˚a være mindre en de 0, 02mm · 2, 7mm = 0, 054mm 2 .
8.4 Trykfald
Form˚alet 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 p˚avirkes af sprøjtetrykket, er
lukkekraften og skudvolumen. Systemet, der skal frembringe den smeltede masse, skal være i stand til
levere et stort nok skudvolmue, s˚aledes at der frembringes den nødvendige mængde materiale for at f˚a et
helstøbt emne, alts˚a at fylde volumen af indløbssystemet og kaviteten. Der vil blive gennemg˚aet hvilke
faktorer, der har indflydelse p˚a trykfaldet, kontrolberegnet for det største trykfald.
8.4.1 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 alts˚a ikke ændrer sig med
hensyn til vinklen eller i den aksiale retning. Hastighedsprofilet er s˚aledes ikke ensartet omkring rørets
centerlinie, men har størst hastighed langs centeraksen og mindst (0m/s) langs rørets sideflader, som det
fremg˚ar af figur 8.8.
Figur 8.8: Strømningsprofilet i et cirkulært rør, hastigheden er 0m/s langs væggen og
stiger mod midten.
˚Arsagen 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, s˚aledes at hastigheden falder i

8.4 Trykfald 57
takt med, at afstanden til rørets sider falder.
”No-slip” er som nævnt for˚arsaget af fluidens viskositet, der udtrykker fluidens modstand imod at flyde
i et forskydningsomr˚ade [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 fremg˚ar 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 p˚a. Forskydningsstrømningen
i en væske kan i henhold til Newtons lov om forskydningsspændinger, udtrykkes
ved ligning 8.18
σ = µ · ˙γ (8.18)
Hvor σ er forskydningsspændingen i P a og ˙γ er forskydningshastigheden i 1
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 p˚a modst˚aende 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
˙γ = 6 · ˙ V
b · h 2
(8.20)
(8.21)
Udtrykkene i ligning 8.20-8.21 er baseret p˚a newtonske væsker, og plastværdierne skal s˚aledes 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 s˚aledes benyttes som en
newtonsk væske [Appel(2004)].
Trykfald
N˚ar det vides hvor stort et volume, som er nødvendigt for at fylde kaviteter og fødesystem i en sprøjtestøbemaskine,
er det relevant, at se nærmere p˚a det trykfald, der opst˚ar 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, s˚aledes
at des højere trykfald, des større forskydningsspænding opst˚ar 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)

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 sm˚a tværsnit [Appel(2004)]. Reynoldstallet
og strømninger beskrives yderligere i afsnit 9.1.2 p˚a side 62.
8.4.2 Trykfald i den faste kæbe
Flydevej
Som det fremg˚ar af ligningerne 8.22-8.23, s˚a afhænger trykfaldet af forskydningsspændingen og af profilets
geometri, og er direkte proportional med flydevejen l som plasten skal tilbagelægge. Det største tryktab,
sker alts˚a 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 indg˚ar i anden og tredje potens og derved f˚ar relativt stor
indflydelse.
P˚a figur 8.9 p˚a 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 gennemg˚aet for delsektion E-E, de øvrige delsektioner
er beregnet i appendiks M.
Delsektion E-E
Figur 8.9: Skitse af den faste kæbe, inddelt i de udvalgte delsektioner.
Sektion E-E er et I-profil og en simplificering er derfor nødvendig. Det oprindelige profil kan ses p˚a
figur 8.10, og m˚alene er Ae = 14mm, Be = 63, 65mm, Ce = 22, 7mm, De = 5, 5mm, Ee = 3mm,
Fe = 13, 05, Ge = 4, 88mm, He = 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
VE =Ee · Fe · Be + He · Ae · Be + Ge · Ae · Be
VE =1, 11 · 10 4 mm 3

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, s˚aledes at
følgende m˚al opn˚aes: he = 3mm, be = 58, 1mm, le = 63, 65. Profilet efter simplificeringen kan ses p˚a figur
8.11.
Volumetriske strømningshastighed
Figur 8.11: Den simplificerede figur af delemne E.
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 p˚a
modst˚aende side
˙V skud,1/4 = Vindløb + Vtilløb + Vindsprøjt + Vkammer + VA + 4 · VB + VC + VD + VE + VF
˙V
3 mm3
skud,1/4 =22, 3 · 10
s
tindsprøjt
(8.24)
Det fælles volume for kaviteten beregnes til at være 20, 2 · 10 3 mm 3 , sammenholdes dette med den værdier
fundet ved CAD-modellering, 15, 5 · 10 3 mm 3 , er der en fejlmargen p˚a 30%, der antages at stamme fra
sektion E-E, da dette profil er overdimensioneret ved simplificeringen. Det fælles volume fra fødesystemet
er p˚a Vfødesystem = 42, 1 · 10 2 mm 3 , hvilket giver en fejlmargen p˚a 4% i forhold til Vfødesystem = 4, 4 ·
10 2 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 p˚a
side 57 og 8.21 p˚a side 57. For sektion E-E bliver det
˙γ =
6 · 22, 3 · 103
58, 08 · 3 2
= 257s−1
P˚a grafen for Ultramid r○8233G HS, se figur 8.12 aflæses viskositeten som funktion af tværspændingen ˙γ.
For sektion E-E findes en viskositet p˚a 367P a · s. Ved at benytte ligning 8.19 p˚a side 57, f˚as der herved

60 Indsprøjtningssystem
Figur 8.12: viskositeten som funktion af forskydningshastigheden, [BASF(2005)].
en forskydningsspænding p˚a 0, 094MP a. Herefter kan ligning 8.23 p˚a side 57 benyttes til at beregne
trykfaldet i sektion E-E, der f˚as til
∆P = 9, 4 · 10−2 · 2 · (1 + 3/58, 08) · 63, 65
= 4, 19MP a
3
Det samlede trykfald over den længste flydevej bliver derfor:
∆Ptot =∆Pfødesystem + ∆Pkavitet
∆Ptot =30, 8MP a
Den benyttede maskine kan levere et sprøjtestøbetryk p˚a 247MP a, hvilket s˚aledes overstiger trykfaldet
over den længste flydevej.
8.4.3 Temperaturændringer
Da det antages, at arbejdet p˚a plasten sker s˚a 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 8.25.
∆T = ∆P
ρ · Cp
Temperaturændringen kan s˚aledes beregnes ved indsættelse i ligning 8.25
∆T =
30, 8MP a
2, 26 · 10 3 J
kg· ◦ C · 1, 26 · 103 kg
m 3
∆T =10, 8 ◦ C
Den samlede temperaturstigning grundet tryktab er bestemt til 10, 8 ◦ C.
(8.25)

Kølesystem
Kapitel 9
I dette kapitel kontrolberegnes værktøjets kølesystem, som ses p˚a figur 9.1. Kølesystemets opgave er
at holde værktøjet p˚a en konstant temperatur. Materialet indsprøjtes med en temperatur p˚a 291 ◦ C og
forlader formen igen ved en temperatur p˚a 160 ◦ C. Samtidigt stiller materialet det krav, at værktøjet har en
temperatur p˚a 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 ogs˚a opst˚a nogle opstarts problemer, idet værktøjet skal have
en ensartet temperatur p˚a 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 p˚a næste side, ses kølesystemets specifikationer. Værdierne i tabellen benyttes igennem kapitlet.
9.1 Energiligevægt
Energiligevægt for sprøjtestøbeværktøjet best˚ar af tre størrelser Qplast, Qoverflade og Qkøle. Qplast er det
varmeinput, som tilføres af smelten per cyklus. Qoverflade er den varme, der afgives til omgivelserne per
cyklus, og Qkøle er den varme, der afgives igennem kølesystemet per cyklus. Da temperaturen i værktøjet
skal være konstant, kan energiligevægten opstilles ved udtryk 9.1 p˚a den følgende side

62 Kølesystem
Lkøle = 1, 15m
dkølerør = 10mm
vkøle = 0, 48 m
s
Tkølevand,ind = 78, 2 ◦ C
∆Tkølevand = 1 ◦ C
Tabel 9.1: Kølesystemets specifikationer. Lkøle er længden af kølerør pr. halvpart.
dkølerør er køle rørenes diameter. vkøle er strømningshastigheden i kølerørene.
Tkølevand,ind er kølevandet temperatur ved indløbet. ∆Tkølevand er temperaturstigningen
i kølerørene.
∆Qcyklus = Qplast − Qoverflade − Qkøle = 0 (9.1)
Hvis udtryk 9.1 differentieres i forhold til tid, opn˚aes et udtryk for effektligevægten i værktøjet, som
beskrevet ved udtryk 9.2.
∆ ˙ Qcyklus = ˙ Qplast − ˙ Qoverflade − ˙ Qkøle = 0 (9.2)
I dette afsnit beregnes størrelserne af Qplast, Qoverflade og Qkøle, og til sidst kontrolleres det at 9.2 overholdes.
9.1.1 Varmeafgivelse fra plast
Den totale varmeenergi, der afsættes i værktøjet per cyklus, kan bestemmes udfra forskellen imellem
smeltens indre energi, n˚ar den indsprøjtes og emnets indre energi, n˚ar det udstødes af formen igen.
Forskellen p˚a den indre energi er givet ved udtryk 9.3 [Turner(2005)]
Alle værdier er kendte og dermed kan Qplast beregnes.
Qplast = ρ · V · Cp · ∆T (9.3)
Qplast = ρ · V · Cp · ∆T = 0, 00126 kg
cm3 · 66, 4cm3 J
· 2250
kg · ◦ K · (291 − 160)◦K = 24, 7kJ
Udfra den totale varmeenergi Qplast kan effekten hvormed varmen afsættes i værktøjet bestemmes. Dette
gøres ved at dele Qplast med cyklustiden tcyk, som bestemmes i afsnit 9.3 p˚a side 68. Reelt vil der ikke afgives
en konstant varmeeffekt til værktøjet, men dette er dog en rimelig antagelse [Menges and Mohren(1993)].
˙Qplast = Qplast
tkøle
9.1.2 Varmeafgivelse til kølesystemet
= 24, 7kJ
71s
= 348W (9.4)
Varmeafgivelsen til kølesystemet foreg˚ar ved at kølevandet sendes igennem rørsystemet, CAD-modelleret
p˚a figur 9.1 p˚a forrige side, herved opst˚ar 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

9.1 Energiligevægt 63
(a) (b)
Figur 9.2: Her ses en skitse af udviklingsforløbet af det termiske grænselag(a), og af
hastighedsgrænselaget(b).
foreg˚ar ved at vibrationerne i et molekyle sætter det tilstødende molekyle i gang med at vibrere, som
derefter sætter det næste i gang, og s˚a videre. Konduktion kan foreg˚a i alle de fasetilstande et stof kan
opleve. Konvektion kan derimod kun forg˚a i et materiales væske og gas tilstand. Konvektion kræver,
at molekylerne kan bevæge sig imellem hinanden. Konvektion foreg˚ar 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 s˚a fremdeles. P˚a denne m˚ade g˚ar 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.
˙Qkøle,konv = h · Aoverflade,rør · (Tværktøj − ¯ Tvæske) (9.5)
Tværktøj er 80 ◦ C, da det antages ,at værktøjet har samme temperatur overalt. ¯ Tvæske er gennemsnitstemperaturen
i væsken, som er 78,7 ◦ C, da indløbstemperaturen er 77, 94 ◦ C, og temperaturstigningen fra indløb
til udløb er 1 ◦ C. Aoverflade,rør kan bestemmes til 3, 61 · 10 −2 m 2 udfra rørdiameteren og rørlængden, som
er angivet i tabel 9.1 p˚a modst˚aende 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. N˚ar en væske
presses ind i et rør, vil væsken opføre sig som skitseret p˚a figur 9.2. P˚a figuren ses udviklingen af det
termiske grænselag (figur 9.2(a)) og hastigheds grænselaget (figur 9.2(b)).
Det termiske grænselag opst˚ar, fordi der lige ved indløbet er en konstant temperatur igennem hele væsken,
denne temperaturforskel mindskes ude ved rørvægen, indtil der opn˚as en konstant temperatur profil. Det
termiske grænselag er alts˚a det lag i væsken, hvor temperaturen er p˚avirket 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 p˚a et tidspunkt opn˚ar
væsken en konstant hastighedsprofil, som vist p˚a 9.2(b). Hastighedsgrænselaget er derfor det lag, hvor
væsken er p˚avirket 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 opn˚aet en konstant profil, kaldes
den termiske og den hydrodynamiske indgangsregion. Efter indgangsregionen kaldes flowet for fuldt udvik-

64 Kølesystem
let. For at opn˚a en tilnærmelsesvis konstant h koefficient i hele køle systemet er det vigtigt, at begrænse
indgangsregionen, da h koefficienten er større i dette omr˚ade [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 ansl˚as typisk til at ligge p˚a ca. 10 · drør ved turbulent flow, hvorimod den er meget
større ved laminart flow [Turner(2005)]. En anden mindst liges˚a 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
hvor v er væskehastigheden, d er rørdiameteren og µ er væskens dynamiske viskositet. Følgende intervaller
angiver flowomr˚adet:
Re < 2300 Laminart omr˚ade
2300 ≤Re ≤ 4000 Overgangs omr˚ade
Re > 4000 Turbulent omr˚ade
Reynolds-tallet kan opfattes som forholdet imellem inertikræfterne og de viskøse kræfter i væsken. Ved lave
Reynolds-tal har de viskøse kræfter stor betydning, alts˚a de kræfter, der binder væsken sammen. Modsat
betyder inertikræfterne, ”bevægelseskræfterne”, mere ved høje Reynolds-tal. Forskellen p˚a laminart flow
og turbulent flow, kan beskrives som forskellen p˚a 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 p˚apege, at de viskøse kræfter reelt ikke dominerer helt, da dette ville resultere i absolut stilstand
i væsken. I det turbulente omr˚ade er inertikræfterne blevet s˚a store, at de viskøse kræfter ikke længere
kan holde molekylerne p˚a plads i de enkelte lag, og derfor opst˚ar 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 · dkølerør
µ
Konvektions varmeoverførselen
= 992, 1 kg
m3 · 0, 479 m
s · 0, 01m
0, 653 · 10−3 = 7, 28 · 10 kg
m·s
3 → Turbulent
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 foreg˚ar relativt til konduktion. h er
givet ved udtryk 9.7 [Turner(2005)].
(9.6)
h = k
· Nu (9.7)
d
hvor k er vandets varmeledningsevne, Nu 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)

9.1 Energiligevægt 65
Ved udtryk 9.8 p˚a modst˚aende side og 9.7 p˚a forrige side kan Nu og h beregnes, og herefter kan køleeffekten
˙Qkøle, nu beregnes. Der multipliceres med to da der er kølerør i begge formhalvdele:
Nu =0, 023 · Re 0,8 · P r 0,4 = 0, 023 · 7279 0,8 · 4, 32 0,4 = 50, 8
W 0, 631 m·C
h =
0, 01m
· 50, 8 = 3, 21 · 103 W
m 2 · ◦ C
˙Qkøle,konv =2 · (h · Aoverflade,rør · (Tværktøj − ¯ Tvæske)) =
9.1.3 Varmeafgivelse til omgivelserne
2 · (3205 W
m 2 · ◦ C · 0, 0361m2 · (80 − 78, 65) ◦ C) = 312W
Varmeafgivelsen fra værktøjet, til omgivelserne ˙ Qoverflade, best˚ar af to forskellige varmeoverførsels mekanismer;
konvektion og str˚aling.
Omgivelserne, hvori værktøjet arbejder, har stor betydning for størrelsen af Qoverflade, ˙ og hvorvidt den
er negligerbar eller ikke. De to vigtigste faktorer er temperaturforskellen p˚a 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 Tomgivelser
konstant p˚a 20◦C, og ventilationssytemet kan generere en luftstrømninghastighed vluft p˚a 0, 5 m
s omkring
et tilsvarende værktøj. Den primære grund til at ˙ Qoverflade medtages i disse kontrolberegninger er den
relativ store temperatur forskel p˚a 60◦C imellem værktøj og omgivelserne.
Konvektion
Konvektion imellem værktøjet og omgivelserne er givet ved udtryk 9.9
˙Qoverflade,konv = h · Aoverflade · (Toverflade − Tomgivelser) (9.9)
Toverflade er overfladetemperaturen, som antages at være 80 ◦ C. Tomgivelser er lig 20 ◦ C og Aoverflade er
værktøjets overfladeareal, som kan beregnes til 0, 0928m2 . Konvektionsvarmeoverførselskoefficienten h,
kan beregnes til 4, 44 W
m2 · ◦C , ved at benytte en fremgangsm˚ade lignende den beskrevet i afsnit 9.1.2 p˚a
side 62. Der benyttes dog et andet udtryk for Nusselt-tallet. Qoverflade,konv
˙ kan nu beregnes:
Str˚aling
˙Qoverflade,konv = h · Aoverflade · (Toverflade − Tomgivelser) =
4, 44 W
m 2 · ◦ C · 0, 0928m2 · (80 − 20) ◦ C = 24, 7W
Str˚alingsvarmen, der overføres til omgivende elementer, aktueres ved hjælp af elektromagnetiske bølger.
Str˚alingseffekten, der udsendes af et objekt, er givet ved Stefan-Boltzmann loven 9.10[Turner(2005)].
Denne lov beskriver den str˚alling, der udsendes fra en s˚akaldt ”Blackbody”, hvor σ kaldes Stefan-Boltzmann
−8 W
konstanten, som er lig 5, 67 · 10
m 2 ·K 4 .
˙Qstr˚aling = σ · Aoverflade · T 4 overflade
(9.10)
Alle virkelige objekter udsender mindre str˚aling end en blackbody, og desuden modtager alle objekter
normalt ogs˚a str˚aling. Derfor benyttes udtryk 9.11, som tager højde for den modtaget str˚aling. Desuden
er der tilføjet en ny koefficient ɛ, som er en materiale egenskab, der beskriver den begrænsede str˚aling i
forhold til en blackbody.
˙Qoverflade,straa = ɛ · σ · Aoverflade · (T 4 overflade − T 4 omgivende−elementer) (9.11)

66 Kølesystem
˙Qoverflade,straa kan nu beregnes, dermed kan den samlede varmeafgivelse til omgivelserne beregnes:
˙Qoverflade,straa =ɛ · σ · Aoverflade · (T 4 overflade − T 4 omgivende−elementer) =
0, 26 · 5, 67 · 10 −8
W
m 2 · K 4 · 0, 0928m · (3534 − 293 4 ) ◦ K = 11, 2W
˙Qoverflade = ˙ Qoverflade,straa + ˙ Qoverflade,konv = 11, 2W + 24, 7W = 35, 9W
Effektregnskabet kan nu gøres op, og det er dermed kontrolleret, at kølesystemet kan udføre den tiltænkte
opgave:
∆Qcyklus = Qplast − Qoverflade − Qkøle = 348W − 35, 9W − 312W ≈ 0
9.2 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.
9.2.1 Energifordeling
Det er som beskrevet vigtigt, at energitransporten væk fra værktøjet foreg˚ar 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 opst˚a
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 ogs˚a vigtigt med en jævn køling. Følgerne
af en uensartet køling i værktøjet er indre spændinger i værktøjsst˚alet, som i værste tilfælde kan resultere
i deformationer af værktøjet. P˚a figur 9.1 p˚a side 61 ses det, hvorledes kølekanalerne er ført.
P˚a figur 9.3 er det skitseret, hvorledes varmeoverførslen fordeler sig. For at opn˚a 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 p˚a modst˚aende side kan der beregnes en procentværdi for forskellen mellem ˙qmin og ˙qmax.
For krystallinsk termoplast skal denne værdi holdes under 5% [Menges and Mohren(1993)].

9.2 Udformning af kølekanaler 67
j = 2, 4 · Bi 0,22 ·
b 2,8·ln( l b
a
)
, hvor Bi = hkøle · drør
kværktøj
(9.12)
Længden fra hulrum til kølerør er 30mm og afstanden imellem kølerørene er 28mm. Der kan fordelingen
beregnes til:
j = 2, 4 · Bi 0,22 ·
9.2.2 Trykfald
b 2,8·ln( l b
a
)
W 3205 m = 2, 4 ·
2 · ◦C 27 W
m· ◦ C
· 10mm
0,22
·
28mm
6, 6 · 10 −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 p˚a 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 best˚ar af det tryktab, der opst˚ar 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 p˚a kølekanalen.
Primær tab
Det primære tab er givet ved formel 9.13 [Turner(2005)].
∆PL,primær = f · Lrør
drør
· ρ · v2 m
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, 28 · 10 3 , hvorved
f er 3, 15 · 10 −2 . vm er middelhastigheden af kølevandet, som er bestemt til 0, 48 m
s . Lrør er længden af
kølekanalen og drør er diameteren af kanalen, som er 10mm.
Sekundær tab
Tryktabet ved sving og samlinger i rør kan findes ved udtryk 9.14 [Turner(2005)].
∆PL,sekundær = KL · v2 m · ρ
2
(9.14)
hvor KL er en tabskoefficient, som bestemmes efter hvilken forhindring væsken skal igennem. For en 90 ◦
drejning er KL 1,1. Ses p˚a figur 9.4 p˚a næste side.
Samlet tryktab
Ved at addere det primære og sekundere tryktab f˚as det samlede tryktab 9.15.
∆PL,total = ∆PL,primær + ∆PL,sekundær
(9.15)
I kølekanelen eksisterer der ti 90 ◦ sving. Ved indsættelse i formel 9.15 kan det samlede trykfald beregnes.
∆PL,total = 3, 15 · 10 −2 ·
kg
1, 15m 103 m ·
0, 01m 3 · (0, 48 m
2
s )2
+ 1, 1 · 10 ·
m (0, 48 s )2 3 kg
· 10 m3 2
= 1, 68kP a

68 Kølesystem
Effekt
Figur 9.4: Her ses et 90 ◦ sving. KL værdien er 1,1.
Den nødvendige effekt for at bevare flowet i kølevæsken kan bestemmes ved formel 9.16.
W = ˙ V · ∆P = vm · At · ∆P (9.16)
hvor ˙ V er volumeflowet og At er tværsnintsarealet af kølekanalen. Ved indsættelse i formel 9.16 f˚as:
W = 0, 48 m3
s
· (0, 01m)2
4
· π · 1, 68kN = 6, 35 · 10 −2 W
Den nødvendige effekt for at kompensere for tryktabet gennem værktøjet er s˚aledes 0, 50W , hvilket anses
for ikke at give komplikationer for kølesystemet.
9.2.3 Fremstilling af kølekanaler
I starten af kapitlet ses, hvorledes kølekanalerne er udformet. Kølekanalerne bores ind i værktøjet. Der
skal boeres 2 huller p˚a langs og 6 p˚a tværs. Efter udboring tilstoppes de overflødige huller med special
propper, som det ses p˚a figur 9.1 p˚a 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 f˚ar proppen til at udvidede sig.
9.3 Numerisk modellering af kritisk del
I dette afsnit modelleres et kritisk tværsnit af den fastekæbe. Form˚alet er at undersøge hvor hurtigt dette
snit kan afkøle, og derved give et realistisk bud p˚a den nødvendige køletid. Til slut i afsnittet diskuteres
og vurderes modellen.
Det kritiske snit vælges som det ses p˚a figur 9.5 p˚a modst˚aende side. Alternativt kunne snittet betegnet
ved snit a1 eller a2 være valgt. P˚a trods af en større vægtykkelse, m˚a det dog antages, at a1 og a2 vil afkøle
hurtigere, da varmetransmissionen her er 3-dimensionel, hvorimod den i det kritiske snit m˚a 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.
9.3.1 Matematisk model
Den matematiske model af det kritiske snit bygger p˚a Fouriers lov for varmeledning. Fouriers lov om varmetransmission
er defineret ved udtryk 9.17. 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)

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 p˚a modst˚aende 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 2dimensionelt
varmetransmissions problem og derfor skal udtryk 9.18 udvides til at beskrive 2-dimensioner.
P˚a 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 = ˙ Qoverført
(9.19)
˙Qoverført kan beskrives ved udtryk 9.20, og derefter omskrives til udtryk 9.21, ved at approksimere ˙qx+∆x
og ˙qy+∆y som Taylor serier, hvor kun de to første led i, Taylor serien medtages.
˙Qoverført =( ˙qx − ˙qx+∆x)∆y + ( ˙qy − ˙qy+∆y)∆x (9.20)
˙Qoverført =( ˙qx − ( ˙qx + ∂qx
∂x · ∆x))∆y + ( ˙qy − ( ˙qy + ∂qy
· ∆y))∆x
∂y
˙Qoverført =(− ∂qx
∂x
∂qy
− ) · ∆x · ∆y (9.21)
∂y

70 Kølesystem
Nu kan udtryk 9.21 p˚a foreg˚aende side indsættes i ligevægtsligningen 9.19 p˚a forrige side. Herefter kan
1
ligevægten reduceres ved at multiplicere med ∆x·∆y . Ydermere kan ˙qx og ˙qy erstattes med Fouriers lov
for varmetransmission.
ρ · c · ∂T
∂t
ρ · c · ∂T
∂t
∂T
∂t
= − ∂qx
∂x
− ∂qy
∂y
∂ ∂T ∂ ∂T
= − (−k · ) − (−k ·
∂x ∂x ∂y ∂y )
= k
ρ · c · (∂2 T
(9.22)
∂x2 + ∂2T ) (9.23)
∂y2 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 9.24.
Numerisk løsning
∂T
∂t =α · (∂2 T
∂x2 + ∂2T ) (9.24)
∂y2 Den matematiske model er en partiel differentialligning, der er meget kompliceret at løse analytisk for dette
problem. ˚Arsagen 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 omr˚ade 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.
P˚a figur 9.7 ses et omr˚ade af det kritiske snit med 5 punkter indtegnet. Hvis temperaturen T t x,y er
kendt, kan temperaturen i Tx+∆x approksimeres med en Taylor serie. Taylor serien ses i udtryk 9.25
[Kreyszig(1999)].
T t x+∆x,y = T t x,y + ∆x · ∂T 1
+
∂x
2 · ∆x2 · ∂2T 1
+
∂x2 6 · ∆x3 · ∂3T + .... (9.25)
∂x3 Samtlige punkter p˚a figur 9.7 kan udtrykkes, som Taylor serie. Derefter kan Taylorserierne reduceres ned
til tre led, da det antages at ledene ∆x3 .....∆xn kan negligeers. Dette er rimeligt hvis ∆x er lille, da ∆x2 s˚a vil være mindre, og s˚a videre. Nu kan differentialledene, ∂T
∂t , ∂2T ∂x2 og ∂2T ∂y2 i den matematiske model

9.3 Numerisk modellering af kritisk del 71
(9.24) udtrykkes som differens approksimationer.
∂T
∂t
∂2T 1
≈
∂x2 1 t+∆t
≈ · (Tx,y − T
∆t t x,y) (9.26)
∆x2 · (T t x+∆x,y − 2 · T t x,y + T t x−∆x,y) (9.27)
∂2T ∂y2 1
≈
∆y2 · (T t x,y+∆y − 2 · T t x,y + T t x,y−∆y) (9.28)
Ved at indsætte differens approksimationerne i den matematiske model, erstatte α·∆t
∆x 2 med Fourie-tallet τ
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
9.3.2 Simulering af køle processen
τ ≤ 1
4
(9.29)
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 p˚a
figur 9.8.
Figur 9.8: Her ses grænsebetingelserne for simuleringen. Rundt i randen antages det at
temperaturen er konstant p˚a 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 p˚a 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 omr˚ade. Ligning 9.30 p˚a
den følgende side og 9.31 p˚a næste side angiver de isolerede sider, og ligning 9.32 p˚a den følgende side
angiver hjørnet, hvor de to isolerede sider mødes.

72 Kølesystem
T t+1
x,y =τ(T t x−1,y + T t x+1,y + T t x,y−1) + (1 − 3τ) · T t
T t+1
x,y =τ(T t x−1,y + T t x,y−1 + T t x,y+1) + (1 − 3τ) · T t
T t+1
x,y =τ(T t x−1,y + T t x,y−1) + (1 − 2τ) · T t
isoleret side (9.30)
isoleret side (9.31)
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
Tx(206, y, t) = 0
Ty(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 Ty(x, 185, t) = 0 og Tx(206, y, t) = 0
er fornuftige, da der som beskrevet er symmetri om x og y aksen. Der kan være sm˚a usikkerheder omkring
randbetingelserne T (1, y, t) = 80 og T (x, 1, t) = 80 da den præcise randtemperatur ikke er kendt. Temperaturen
p˚a kølevandet der strømmer forbi randen er dog kendt p˚a 78, 7 ◦ C, derfor m˚a en randtemperatur p˚a
80 ◦ C antages til at være fornuftig. Af samme ˚arsag m˚a 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 opst˚ar 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. P˚a figur 9.9 p˚a modst˚aende 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 10. 9.9(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.
9.3.3 Diskussion
Kølemodellen beskrevet i dette afsnit er en tilnærmelse til virkeligheden og endda en relativt præcis
tilnærmelse. I [Menges and Mohren(1993)] er der forsl˚aet andre løsningsmetoder til at beregne køletiden.
Det er dog ikke muligt, at opn˚a 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.

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.

74 Kølesystem
1
4. Spændestangen dækker for stort et omr˚ade i tværsnittet.
5. Fejl i modellen.
Da alle varmeoverførselsproblemer reelt er 3-dimensionele, kan det frembringe forkerte resultater at beregne
2-dimensionelt p˚a et problem. I beregningerne beskrevet i denne sammenhæng, er der ikke taget
højde for en 3-dimensionel køleeffekt. I starten af dette afsnit p˚a figur 9.5 p˚a side 69, blev der vist et
antal mulige snit. Her blev det beskrevet, at snit a1 og a2 p˚a 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 ogs˚a opleve en 3-dimensionel køleeffekt. Det m˚a dog med rimelighed antages, at køleeffekten i dette
problem primært er 2-dimensionelt, da afstanden trods alt er betydelig. Det kan alts˚a 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 indg˚ar der 3 medier - værktøjsst˚al, spændestangen(st˚al) 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 m˚a 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. ˚Arsagen 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 ogs˚a muligt at
dette giver en stor fejl. Derfor er det nødvendigt med forsøg, for at opn˚a større præcision. Som forsvar af
kølemodellen, skal det nævnes, at denne fejlkilde ogs˚a ville være aktuel i samtlige beregningsmetoder, der
forsl˚as af litteraturen.
4
Da det kritiske tværsnit under beregningerne opdeles symmetrisk i fire dele, er et lidt for stort omr˚ade
dækket af spændestangen. Da denne reelt kun stikker langt ud til den ene side. Denne fejlkilde m˚a dog
antages at være ubetydelig.
5
Den sidste fejlkilde ”fejl i modellen” skal forst˚as 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. P˚a figur 9.10 p˚a modst˚aende 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 g˚ar. Dette er forventet, da værktøjets termiske diffusitet
er meget større end plastens diffusitet. Derfor kan værktøjet hele tiden n˚a at tilnærme sig ”steady
state” varmetransmission, hver gang temperaturen ved 30mm ændre sig. Dette indikerer, at algoritmen

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 p˚alideligt resultat. Dog
skal fejlkilde 3 undersøges, hvis en større sikkerhed ønskes. Fejlkilde 1 og 2 kan ogs˚a have betydning; de
vil dog i forhold til køletiden have den modsatte effekt, og det m˚a derfor være rimeligt at negligere disse
fejlkilder.

Udstøder
Kapitel 10
I kapitel 7 p˚a side 36 blev udstødersystemets mekaniske design beskrevet. I dette kapitel kontrolberegnes diameteren
p˚a udstøderne, og desuden kontrolleres det, hvorvidt plasten deformerer plastisk ved udstødning
af emnet. Der vil ligeledes være en gennemgang af, hvad der har indflydelse p˚a valget af udstøder. P˚a
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.
10.1 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. P˚a figur 10.2 ses den faste kæbe sammelignet med beregnings modellen. Cirklens størrelse er
beregnet, s˚a 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 opst˚a, n˚ar emnet forlader formen, hvilket dog anses for
rimeligt at negligere, jævnfør [Appel(2005)].
Udstøderkraften kan beregnes ved udtryk 10.1 [Dominick V. Rosato(2000)]

10.1 Udstøder kraft 77
Fs,d = St · Eplast,23◦C · As · fst˚al,P A
d · d d
(10.1)
2·t − 4·t · ν
hvor St er plastens termiske krympning p˚a tværs af diameteren. Eplast,23 ◦ C er plastens stivhed ved 23 ◦ C.
As er det overfladeareal, hvor friktionen mellem plasten og værktøjet optræder. fst˚al,P A er friktionskoefficienten
mellem plast og st˚al. ν er Poisson’s forhold for plast. t er vægtykkelsen og d er cirklens diameter.
Eplast,23 ◦ C og ν er kendte tabelværdier. Igennem den termiske krympning St kompenseres der for at
Eplast,23 ◦ C er stivheden ved stue temperatur, og ikke stivheden ved 160 ◦ C. As, t og d er kendte geometriske
størrelser. fst˚al,P A er ifølge [Appel(2005)] 0,3. Derved er St den eneste ukendte i udtryk 10.1 p˚a forrige
side, og denne kan beregnes ved udtryk 10.2.
St = ∆T · Th · d (10.2)
her er ∆T temperaturforskellen p˚a 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. P˚a figur 10.3 er beregnings
modellen skitseret. Det antages, at fibrene er orienteret, som vist p˚a figuren. Ved denne orientering
er T h = 2, 5 · 10 −5◦ C −1 [cam(2005)].
Figur 10.3: Her ses hvordan fibrene ansl˚aes at ligge.
Nu kan den termiske krybning beregnes til 0, 144mm. Derved er alle værdier i udtryk 10.1 p˚a modst˚aende
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 p˚a forrige side
med en sikkerhedsfaktor N. N kan i følge [Menges and Mohren(1993)], fornuftigt sættes til 1,5. Desuden
multipliceres udtryk 10.1 p˚a modst˚aende side med en korrektionsfaktor B. Dette gøres, da hulrummet er
designet med en slipvinkel p˚a 2 ◦ for at lette udstødningen. Jævnfør [Menges and Mohren(1993)] kan B
ved en slipvinkel p˚a 2 ◦ sættes til 0,9. Fs,d kan nu beregnes:
Fs,d = 0, 144mm · 10000N/mm2 · 290mm2 · 0, 3
· 0, 9 · 1, 5
· 0, 3)
= 3, 85kN
64mm( 64mm
2·4,5mm
− 64mm
4·4,5mm
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, n˚ar det
antages, at der er en lige fordeling af kraften p˚a de to udstødere.
Fe,u = Fs,d
2
= 1, 93kN

78 Udstøder
10.2 Bulning af udstøder
Bulning er udbøjning p˚a lange slanke emner, belastet aksialt med tryk. Bulning af udstøderne øger sliddet
p˚a værktøjet og afkorter udstødernes levetid. For at sikre, at bulning ikke forekommer, kontrolberegnes
mindstediameteren p˚a udstøderen. Udstøderne beregnes som fast indespændt, som illustreret figur 10.5.
Dette er en rimelig antagelse, da hovedet p˚a udstøderne i den ene ende vil fastl˚ase 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)]. N˚ar den kritiske last; Pcr, er mindre end
aktuelle last; Fe,u vil udstøderen være stabil, hvilket vil sige, at der ikke forekommer udbøjning.
Fe,u < Pcr
Fe,u < 4 · π2 · Est˚al · I
L 2
(10.3)
Udformningen af formen gør, at længden p˚a udstøderne vælges til 100mm, E-modulet for st˚al er 2,10
5 N ·10 mm2 og da udstøderne er runde, f˚as et inertimoment p˚a I = π·d4
64 . Herved kan formel 10.3 skives om,
og dmin kan beregnes:
16 · Fe,u · L
dmin =
2
= 3, 5mm
π 3 · Est˚al
Da udstøderne har en diameter p˚a 8mm, er det hermed kontrolleret, at der ikke vil forekomme udbøjning
p˚a udstøderne. Udstøderne er ligeledes udsat for et indsprøjtningstryk, som kan medføre bulning; p˚a grund
af fladetryk, dette er dog ikke dimensionsgivende, hvilket ses i appendiks N.
10.3 Flydning
Da flydning ikke er ønskelig, kontrolberegnes der for dette.
10.3.1 Flydning af udstøder
Der er valgt en type A udstøder [Uddeholm(2005)], da dennes h˚ardhed er meget lig plastsprøjteformens
h˚ardhed. Den maksimale arbejdstemperatur for en udstøder af type A er 550 ◦ C [Uddeholm(2005)]. Dette
1
4

10.3 Flydning 79
m˚a konkluderes at være tilstrækkeligt, da plastsmeltetemperaturen er 291 ◦ C. Det anses derfor som usansynligt,
at der opst˚ar flydning i selve udstøderen.
10.3.2 Flydning af plast
Flydningen kan optræde i plasten, fordi den har en lavere flydespænding end st˚alet, 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 f˚aes et E-modul p˚a 3,960GP a. P˚a figur 10.6 er sekanten indtegnet.
PA6 har ikke som st˚al et desideret flydeomr˚ade p˚a arbejdskurven, derfor defineres PA6’s flydeomr˚ade 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 σy,160 ◦ C = Fe,u
A
, hvor arealet for en cirkel er lig med π · d2
4 .
Isoleres diameteren, f˚as et udtryk for den mindst tilladelige udstøderdiameter, som nu kan beregnes:
dmin =
Fe,u · 4
σy,160◦C · π
1
2
= 7, 2mm
Da udstøderne er af type EA8 − L fra [Uddeholm(2005)], med en diameter p˚a 8mm, er det hermed
kontrolleret, at der ikke vil forekomme flydning i plasten.

Sekvensstyring
Kapitel 11
Dette kapitel omhandler dokumentation og test af diskret styring til plastsprøjtestøbeprocesen af faste
kæbe p˚a skinne. Det er givtigt at have indblik i afsnit 7.1 p˚a side 36, der illustrerer procesanlægget.
Styringen er udarbejdet med henblik p˚a 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 ˚abne/lukke Dobbeltvirkende bistabil ˚abnet lukket
hydraulikcylinder
C6 Skinne ind ud Dobbeltvirkende bistabil ved føder inde i værktøj
pneumatik
C7 ˚Abne lukke fikstur 1 Dobbeltvirkende bistabil l˚ast ˚abent
pneumatik
C8 ˚Abne lukke fikstur 2 Dobbeltvirkende bistabil l˚ast ˚abent
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 p˚a lige fod med et blokdiagram,
hvilket gør diagrammet overskueligt. Derved er det ogs˚a nemt at overskue komplekse styringer, da en
s˚adan 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 p˚a side 84.
11.1 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-

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 p˚a S (Set), og
som stoppes p˚a 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, n˚ar 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 b˚ade ventilen til V C1 og V C2. Principielt kunne disse to monostabile
ventiler udskiftes med én bistabil.
Begyndelsestilstandene er fastlagt som følger i tabel 11.2.
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 ˚abent F
C8 Fikstur 2 ˚abent 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 p˚a anlægget

82 Sekvensstyring
Tilstand Akt. Kontakt Handling
Sprøjtestøbeproces
F 1 Startposition. Ved fuldautomatik opn˚as denne
tilstand ikke medmindre maskinen stoppes manuelt
F 2 N C4F Snekkecylinder kører frem til værktøjet,
s˚a dysen har kontakt med formpladen
F 3 N C1F Snekke fremføres af C1, s˚a 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 ˚abnes. Startes først, n˚ar F 4, F 6 og F 12 er fuldendt.
Hvis maskinen er sat p˚a STOP, springes over F 17 og videre til F 18
F 17 N D C6F N˚ar værktøjet er ˚abnet fuldt ˚abent, 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 m˚a 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 ˚abnes
F 20 N C8F Gribeanordning 2 ˚abnes
Fødeproces af fikstur parallelt med støbeproces
F 7 N C6B Fiksturet kører retur fra værktøjet, og st˚ar ud for fødecylinder
F 8 N C9F Fiksturet kører op
F 9 N C10F Fiksturet kører ind, s˚a gribeanordning 1 er parat til fødning
F 10a S Trigger Motor for fødecylinder startes
F 10b Observation af trigger p˚a 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

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 ˚abnes, 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.

84 Sekvensstyring
Med henblik p˚a at ovenst˚aende begyndelsesbetingelser er korrekte, illustrerer figur 11.1 p˚a forrige side
SFC-diagrammet for den afgrænsede proces (fuldautomatisk styring). Forefindes ogs˚a i tegningsmappe.
Uddybende forklaring til handlingerne F 1 − F 20 i figur 11.1 p˚a foreg˚aende side er beskrevet nærmere i
tabel 11.3 p˚a side 82.
11.2 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 p˚a figur 11.3 p˚a næste side.
Figur 11.2: Testopstilling for test/afprøvning af diskret styring.
11.2.1 Implementering p˚a testopstilling
Styring er testet p˚a en opstilling vist p˚a figur 11.2. 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 p˚a 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 p˚a den praktiske opstilling.
Testopstillingen best˚ar 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
p˚a at tage højde for betingelserne for interaktionerne mellem faserne. Dernæst opskrives aktiviteterne
[Ole Madsen(2005)].
Ladderdiagrammet forefindes i appendiks K. Diagrammet er udarbejdet p˚a grundlag af SFC-diagrammet,
figur 11.3 p˚a modst˚aende side. Grundet de anvendte monostabile ventiler, har det været nødvendigt at
bruge en del hukommelser med det form˚al at set’e (S) og reset’e (R) ventilerne.
11.2.2 Vurdering af resultat
Styringen fungerer tilfredsstillende og overholder de betingelser, der er opsat. Testmodellen er brugt til at
give et bud p˚a cyklustiden, værende 71sekunder. P˚a [CD-ROM(2005)] findes ”Test af PLC-styring”, som

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, s˚a
processen er fuldautomatisk. Dog er køres kun én cyklus af gangen - for at illustrerer
én proces.

86 Sekvensstyring
er en kort filmsekvens, der viser simuleringen af sprøjtestøbemaskinens og fødesystemets frihedsgrader og
funktioner.
11.3 Realisering
For at styringen kan etableres i et færdigt system, mangler der visse foranstaltninger. SFC-diagrammet,
figur 11.1 p˚a side 83, har dog indbygget nogle f˚a 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 p˚a nødvendige foranstaltninger,
for at styresystemet vil være realiserbar.
1. Den komplette styring skal rumme mulighed for manuelt betjening af hver enkel aktuator, s˚a der
ved kalibrering, service, reparation, etc, kan køres manuelt med de forskellige ventiler. Dog skal
den manuelle betjening ogs˚a overholde bestemte givne betingelser i SFC-diagrammet, for at undg˚a
skadelige kollisioner mellem elementer.
2. Der skal installeres tilstandsfølere, s˚a der tages højde for tilstandspunkterne nævnt i afsnit 11.1 p˚a
side 80. Det være sig:
a. Temperaturfølere p˚a dyse, snekke, i smelten, hydraulikolien, samt temperaturen p˚a skinnerne
i magasinet.
b. Følere som registrerer indholdet af granulat i tragten (vil blive placeret i bunden for at kunne
give signal til p˚afyldning fra centralt lager, n˚ar 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 p˚a b˚ade olie og luft, samt at der er en tilstrækkelig oliestand i reservoiret.
d. Kontakter p˚a 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 p˚a trigger.
For at undg˚a 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, s˚aledes maskinen ikke er til fare for
operatøren. Nærmere sikkerhedsanvisninger ved indretning af tekniske hjælpemidler er formuleret i
Arbejdstilsynets bekendtgørelse nr. 561.
Herunder er givet nogle bud p˚a 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, s˚afremt
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.

11.4 Valg af styring til processen 87
b. Der skal være de fornødne sikkerhedsafskærmninger med tilhørende kontakter, s˚aledes maskinen
passiveres, hvis kontakterne brydes. Sikkerhedsafskærmning kan best˚a i fysiske afskærmninger,
eller sensorteknologi. Sidstnævnte vil være fordelagtigt omkring fødesystemet.
c. Der kan indføres en betingelse, s˚aledes cylindren til værktøjet kun kan køre med højt tryk i
eksempelvis intervallet −1 − 5mm (spalte˚abning mellem de to formplader).
Med disse forbedringer, vil styringen med god tilnærmelse kunne anvendes i et produktionssystem.
11.4 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
best˚ar af en ekstern fødemekanisme, som sandsynligvis ikke skal anvendes til andre end netop den omtalte
proces.
Der vil typisk vælges en PLC-styring til form˚alet, da den er tænkt til anvendelse i industrien, dvs., den
kan modst˚a 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 s˚aledes, 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, n˚ar dette er nødvendigt.
11.4.1 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 11.4.
Eventuelt vil Arburg kunne levere en styring, som ogs˚a vil kunne styre fødesystemet, s˚a at der s˚a
at sige implementeres flere faser i styringen, figur 11.4. Alternativt, vil det være oplagt at have en
PLC til at styre fødeprocessen. I PLC-sprog, vil Arburg s˚a 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.

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)]

Del III
Procesrealisering

Varmeregulering
Kapitel 12
I dette kapitel beskrives procesrealiseringen af en sprøjtestøbeproces. Form˚alet er at udarbejde en styring
af værktøjsformens temperatur. Der tages udgangspunkt i en mindre sprøjtestøbemaskine. I de foreg˚aende
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.
12.1 Systembeskrivelse
I dette afsnit vil det fysiske system blive beskrevet og modelleret analytisk med henblik p˚a at fastlægge en
overføringsfunktion for systemet. P˚a baggrund af eksperimentelle forsøg er modellen benyttet til fastlægge
en temperaturstyring af værktøjsformen.
12.1.1 Laboratorieudstyr
Sprøjtestøbemaskinen
Det fysiske system er realiseret i form af en halvautomatisk sprøjtestøbemaskine, som forefindes i laboratoriet
p˚a Pontoppidanstræde 103, rum 7. Den er halvautomatisk s˚aledes, at fyldning af granulat,
˚abning af sprøjtekammer, montering af form og udstødning af plast fra form, skal foretages manuelt.
Styring af smelteomrøring, stempeltryk og varmelegemer foreg˚ar ved hjælp af en computer, der har installeret
styreprogrammet LabVIEW, samt en ekstern tilknyttet styreboks. Den overordnede opstillingen
af sprøjtestøbemaskinen kan ses p˚a figur 12.1 p˚a næste side.
I det følgende vil fremgangsm˚aden for brugen af sprøjtestøbemaskinen blive gennemg˚aet. P˚a 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
p˚aføres. Stemplet har en diameter p˚a 63mm og er indstillet med et lufttryk p˚a 0, 4MP a, hvilket
giver en maksimal trykkraft p˚a 12, 5 · 10 2 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 p˚a
12, 5 · 10 2 N og med en nedre stempeldiameter p˚a 16mm, kan plasten p˚aføres et maksimalt tryk p˚a
6, 2MP a.
4. Her monteres den ønskede værktøjsform til plaststøbningen. Ved at trække i h˚andtaget ovenover
˚abnes for smeltens adgang til formen.
5. P˚a spændværktøjet er der monteret en termosikring, der sl˚ar varmelegemet fra, hvis temperaturen
bliver for høj.

12.1 Systembeskrivelse 91
Figur 12.1: Sprøjtestøbemaskinen p˚a 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,
n˚ar beholderen har opn˚aet den ønskede temperatur.
8. Temperaturen i plastsmelten styres af varmelegemet, der er placeret rundt om beholderen, mens
temperaturføleren er placeret p˚a 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
foreg˚ar 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 foreg˚ar som skitseret p˚a
figur 12.3(a) p˚a modst˚aende side.
P˚a figur 12.3(b) p˚a næste side ses hvorledes signalet p˚avirkes igennem kommunikationsprocessen. Det
modtages i sensoren, udsættes for en forstærkning, filtreres og til sidst konverteres. Ved en A/D konvertering
forst˚as, 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 sm˚a
peak-toppe. Er signalet til gengæld for kraftigt i forhold til bit-opløsningen vil toppen af signalet blive
sk˚aret af. I appendiks O er det vist p˚a grafer, hvorledes bit-opløsningen har indflydelse p˚a korrektheden
af det opsamlede signal. LabVIEW samler standardiseret op med otte bits, hvilket betyder, at der med

92 Varmeregulering
(a) Varmelegeme og holder til (b) Nærbillede af indgangen til kammeret hvor
sprøjtestøbeformen, ved at dreje p˚a h˚andtaget, plastgranulaten skal p˚afyldes.
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.

12.1 Systembeskrivelse 93
(a) Analogt signal med en samplingrate mindre
end to gange frekvensen.
Figur 12.4:
(a) Analogt signal med en samplingsrate p˚a to
gange frekvensen.
Figur 12.5:
(b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal.
(b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal.
en Baud-rate p˚a 11, 5 · 10 4 bits/s kommunikeres med 11, 5 · 10 3 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 00000000, og det største 11111111, eller 256 diskrete trin og en teoretisk rækkevidde p˚a
48dB [Lagerfeldt(2005)].
Udover bit-opløsningen, har samplingsraten af det analoge signal ligeledes indflydelse p˚a kvaliteten af det
digitale signal. P˚a figur 12.4(a) ses det analoge signal med markeret samplingsrate, p˚a figur 12.4(b) ses det
samme signal nu omformet til det tilsvarende digitale signal. Det ses, at en mængde informationer er g˚aet
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. P˚a 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 p˚a 12.5(b), at det
digitale signal følger udsvingene i det analoge signal, hvilket stemmer overens med Nyquist, hvor det ved
en samplingsrate p˚a 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 p˚a figur 12.6(a) og 12.6(b) [Larsen(2005)].
Som det fremg˚ar 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.

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
s˚aledes heller ikke ønskelig. Til brug for dataopsamling ved procesrealiseringen beskrevet i dette kapitel,
er der samplet med en rate p˚a 10 sample
s , og en frekvens p˚a 0, 1Hz, hvilket giver en periode p˚a 10s og anses
for passende, da temperaturen er en faktor, som reagerer langsomt.
12.1.2 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, s˚aledes at temperaturafvigelserne fra den fastsatte
temperatur holdes inde for et defineret interval.
P˚a figur 12.7 er vist graferne for temperaturudviklingen i smeltebeholderen og for formtemperaturen. Temperaturen
for smelten skal ud fra plastens produktspecifikationer være p˚a 280 ◦ C-300 ◦ C. P˚a 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. P˚a 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 p˚a 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 m˚a afvige ± 2 ◦ C af den fastsatte
temperatur. Som det fremg˚ar 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 s˚aledes ønskes, at kunne regulere temperaturen, kan system, styreelement, aktuator og m˚alesystem
bestemmes, og den indbyrdes sammenhæng kan defineres. I henhold til [Ogata(2002)] bestemmes systemet
som et tilbageførings-kontrol-system, som skitseret p˚a figur 12.8 p˚a næste side. I den nuværende opstilling
styres varmelegemet af en on/off-funktion, der aktiveres n˚ar, varmeføleren har opsamlet data omkring
formtemperaturens aktuelle temperatur.

12.1 Systembeskrivelse 95
Figur 12.8: Blok-diagrammet for det specificerede kontrolsystem.
Af kendte forstyrrelser, der virker direkte p˚a 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 fremg˚ar af figur 12.9. Da der midlertidig ikke er anden
køling p˚a systemet end den luftkøling som omgivelsestemperaturen yder, vil køletiden af formen være
urealistisk lang for en produktion. Det afgrænses alts˚a til udelukkende at regulere temperaturen, s˚aledes
at den ikke varierer med mere end 2 ◦ C af den fastsatte temperatur, n˚ar der ikke er plastsmelte i formen.
Figur 12.9: Diagram over plastsprøjtestøbningens produktionscyklus.
12.1.3 Model af systemet
Som det fremg˚ar af figur 12.8, udgør formen det valgte system. For at f˚a 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 b˚ade i formen og i formens holdere,
der er af st˚al, og s˚aledes en god varmeledere. Systemet udvides s˚aledes til ogs˚a at omfatte st˚alfatningen
fra figur 12.2(a) p˚a 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 p˚a den tilførte og den bortledte energi, som vist p˚a figur 12.10 p˚a næste side

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 p˚a modst˚aende side [Turner(2005)].
∆E =∆U + ∆KE + ∆P E
∆E =∆U
∆E =(u2 − u1) · m
∆Q =m · Cp · (T2 − T1) (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. (u1-u2) 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 str˚aling, men da temperaturforskellen imellem form og
omgivelser ikke er alt for stor, tages str˚aling ikke i med betragtningerne [Ogata(2002)]. Varmeafgivelsen
ved konvektion kan beskrives som ved udtryk 12.2
˙Qconv =h · As · (Ts − T∞)
˙Qconv =h · As · (∆T ) (12.2)
hvor ˙ Qconv er varmen der bortledes ved konvektion, h er konvektionsvarmeoverførselseskoefficienten, As
er overfladearealet. T (s) er temperaturen p˚a overfladen, der antages at være den samme som inde i formen,
og T∞ er omgivelsestemperaturen. Systemets begyndelsesbetingelser er den temperatur T1, som
værktøjsformen har, n˚ar 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 12.3.
Q =m · Cp · (T2 − T∞)
˙Q =m · Cp · d(T2 − T∞)
dt
˙Q =m · Cp · 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
Pin − Pout =∆ ˙ Q
Pin = ˙ Q = m · Cp · d∆T
dt + h · As · h · As · (∆T ) (12.4)

12.1 Systembeskrivelse 97
Udføres der Laplace-transformation i henhold til [Edwards and Penney(2000)] udtrykket i ligning 12.4 p˚a
foreg˚aende side, f˚as udtrykket i 12.5
P (s) =Cp · m · s · ∆T (s) + h · As · ∆T (s)
P (s) =(Cp · m · s · +h · As) · ∆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
Cp · 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, s˚aledes at den modellerede overførings funktion bestemmes til at være som
i nedenst˚aende udtryk
12.1.4 To-trins regulering
Temperatur regulering
∆T (s)
P (s) = 3, 37 ◦ C
W
938 J · 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 m˚ader, 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 p˚a samme m˚ade som et termostat. N˚ar temperaturføleren registrerer,
at den ønskede temperatur er n˚aet, slukkes varmelegemet og tændes igen, n˚ar temperaturen atter er
under det ønskede setpunkt. Dette resulterer i, at temperaturen svinger omkring sætpunktet, som vist
p˚a figur 12.7(b) p˚a side 93. Er der forsinkelse i systemet, vil temperaturen svinge yderligere. En s˚adan
forsinkelse opst˚ar, n˚ar temperaturføleren reagerer langsomt p˚a 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. P˚a den viste
m˚aling p˚a 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.
12.1.5 Modulerende regulering
Den modulerende regulering arbejder med med en cyklustid, hvor der sker en opdeling i en off-periode og
en on-periode. Herved f˚as 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 p˚a figur 12.11 p˚a
modst˚aende side. Dette kaldes ogs˚a 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 opst˚ar ved en on/off
regulering, som det er tilfældet i den eksisterende styring af formvarmen.
W

98 Varmeregulering
Figur 12.11: Udgangsignal p˚a regulator med duty-cycle. Perioden er P er konstant.
Den modulerende regulering implementeres ved at regulatoren regulerer en duty-cycle p˚a 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 p˚a henholdsvis 2%, 5%, 7%, 9% og 11%.
Disse dc(duty-cycle) værdier giver en stabil temperatur, som alle er plottet ind p˚a figur 12.12.
Figur 12.12: Resultat fra m˚alinger 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 Tdc er den stabile temperatur.
dc = 0, 0721Tdc − 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.
12.1.6 Eksperimentelt bestemt overføringsfunktion
For at verificere den analytisk bestemte overføringsfunktion, bestemmes overføringsfunktionen eksperimentelt.
Systemet tilføres et firkant-signal ved en duty-cycle p˚a 5%, da den derved vil stabilisere sig p˚a
et lavere niveau end ved 100%. Grafen for dette input kan ses p˚a figur 12.13(a) p˚a næste side, hvor temperaturudviklingen
blev meget langsom ved en 75 − 76 ◦ C, datafilen er vedlagt p˚a [CD-ROM(2005)], fil
”onsdag”.
P˚a figur 12.13(b) p˚a den følgende side ses et udsnit af grafen, hvor der kun er medtaget de første 1 · 10 3 s
af m˚aletiden. 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 p˚a blokdiagrammet 12.14 p˚a næste side.
Systemet influeres af et step-input W
∆T (s)
s . Overføres dette til overføringsfunktionen P (s) , f˚as udtrykket
i 12.8 p˚a den følgende side. Udføres der efterfølgende invers Laplace-transformation af ligningen i 12.8 p˚a
næste side, f˚as udtryk i 12.9 p˚a den følgende side

12.1 Systembeskrivelse 99
(a) (b)
Figur 12.13: Graferne for temperaturudvikling i formen ved en duty-cycle p˚a 5%, vist
ved henholdsvis 6 · 10 3 s og 1 · 10 3 s.
Figur 12.14: Blokdiagram over de to første ordensfunktioner, der repræsentere systemet.
∆T (s) = Wd
s
· K1
sτ1 + 1 ·
1
sτ2 + 1
T (t) =Wd · K1 · (1 + τ1 · e −1/τ1·t
τ2 − τ1
T (t) =Wd · K1 · (1 + τ1 · e −1/τ1·t
τ2 − τ1
(12.8)
− τ2 · e−1/τ2·t )
τ2 − τ1
(12.9)
− τ2 · e−1/τ2·t ) + Ti
τ2 − τ1
(12.10)
Hvor T (t) er temperaturen afhængig af tiden, K1 er forstærkningen, τ1 er den første tidskonstant og τ2 er
den anden tidskonstant, Wd 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, Ti, der var den samme som
omgivelsestemperaturen, hvilket i dette tilfælde er 20, 6 ◦ C, og udtrykket bliver som i ligning 12.10. Det
er nu muligt at bestemme konstanterne i ligning 12.9, s˚aledes at dens funktion tilnærmelsesvist ligner den
m˚alte, som det fremg˚ar af figur 12.15(a) p˚a modst˚aende side. P˚a figur 12.15(b) kan den tilnærmelsesvise
indlagte forsinkelse ses i forhold til den m˚alte.
Tidskontanter bestemmes til τ1 = 1330 og τ2 = 5 og forstærkningen K1 = 5, 38, hvilket giver en
overføringsfunktion af formen 12.11
T (s)
P (s) =
5, 38
6650s2 + 1335s + 1
(12.11)
P˚a figur 12.16 p˚a modst˚aende side er funktionerne for den idealiserede overføringsfunktion og den tilnærmede
m˚alte 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.

100 Varmeregulering
(a) (b)
Figur 12.15: Den m˚alte funktion (gr˚a)og den tilnærmede funktion (sort) bestemt ved
tidskontanterne τ1 og τ2, 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 gr˚a, data 2, er den eksperimentelt bestemte funktion.

12.2 Design af regulering 101
12.2 Design af regulering
I dette afsnit er tre forskellige regulatortyper beskrevet og implementeret i reguleringen af værktøjsformen
temperaturstyring.
12.2.1 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, foreg˚ar ved en termostat-funktion,
hvor varmelegemet er enten tændt eller slukket i kortere eller længere tid. I afsnit 12.2.2 p˚a næste side er
dette reguleringsprincip beskrevet.
P-regulator
Ved anvendelse af P-regulator vil der opst˚a en steady state fejl eller offset, hvilke vil sige, at der altid
vil være en forskel p˚a den ønskede og den faktiske temperatur. Dette offset kan reduceres ved at sætte
forstærkningen Kp 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. P˚avirkes systemet
med en stor I-virkning, resulterer det i en hurtigere eliminering af afvigelsen. I-virkningen afhænger af integralkonstanten
Ki, hvor en lille integraltid medfører en stor I-virkning. Ulempen ved integralregulatoren
er at den forøger tendensen til svingninger i regulatorsløjfen. Hvis Ki 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 Kd 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 p˚a 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.
12.2.2 Regulator til temperaturstyring
De tre regulator typer beskrevet i 12.2.1 kan kombineres, s˚aledes at deres egenskaber supplerer hinanden.
For at bestemme behovet for en regulering, opsættes følgende krav til systemet:
• Der ønskes at formtemperaturen har en stabilitet p˚a minimum ±2 ◦ C.
• Formtemperaturen skal have stabiliseret sig efter 2min
• Der ønskes en smeltetemperatur med en stabilitet p˚a 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 p˚a 5 ◦ C.

102 Varmeregulering
PID-regulator
En PID-regulator er opbygget af en parallelkobling af tre blokke, som vist p˚a figur 12.17. En P-del, der er
forstærker, en I-del med en integrerende virkning, og nederst en D-del med en differentierende virkning.
Hvor Kp er forstærkningen i regulatoren, Ki er integralkonstanten og Kd er differentialkonstanten. SP
er setpunkt, P V er tilbagekoblingssignalet og u er outputsignalet. De tre regulatorkonstanter har som
beskrevet i afsnit 12.2.1 p˚a modst˚aende side forskellige egenskaber, der varierer størrelsen.
Figur 12.17: Principdiagram af en PID-regulator. PV er tilbagekoblingssignalet, SP
er setpunktet og U er udgangen p˚a regulatoren
Til tuning af regulatoren benyttes følgende fremgangsm˚ade. Gennem en forsøgrække i programmet simulink,
der er en del af MATLAB, bestemmes Kp i en ren proportionalregulering. Blokdiagrammet for
P-regulatoren ses p˚a figur 12.18.
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 p˚a en
graf som funktion af tiden. Steppet er her valgt til 85 og forstærkningen Kp til 55. Ved at vælge en høj
forstærkning frem for en lav, f˚as et system, der reagerer hurtigere p˚a ændringer i temperaturen. Ulempen
er, at der fremkommer et større offset i forhold til setpunktet, som det ses p˚a figur 12.19.
For at at fjerne dette offset, tilføjes et integral-led til P-regulatoren, s˚aledes at det nu er en PI-regulator.
Blokdiagram ses p˚a figur 12.20 p˚a den følgende side. I simulink bestemmes integralkonstanten til 0, 0186.
N˚ar temperaturen har stabiliseret sig, vil offsettet fra P-regulatoren herved være fjernet. I-leddet bevirker,
at indsvinget bliver løftet s˚a setpunktet n˚as efter cirka 75 sekunder, se figur 12.21 p˚a side 103. Der er

12.2 Design af regulering 103
Figur 12.19: Steprespons fra P-regulator m˚alt p˚a formen i laboratoriet med Kp = 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 p˚a 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 p˚a figur 12.22 p˚a modst˚aende side.
D-leddet fjerner ikke nødvendigvis oversvingene, men skulle i teorien dæmpe det. Hvis der vælges en
for høj Kd-værdi, kan udgangssignalet blive ustabilt og g˚a i svingninger. Det vælges at sætte Kd = 20.
Gennem simulink er PID-regulatorens stepresponse afbilledet p˚a figur 12.23 p˚a side 104. Steppet er sat til
85 ◦ C. Efter et indsving med en amplitude p˚a 94 ◦ C er temperaturen efter cirka 60s stabil omkring 85 ◦ C.
P˚a figur 12.24(b) p˚a side 104 ses m˚aleresultater fra formen foretaget i laboratoriet. Som det ses p˚a figur
12.23 og 12.24(b) p˚a side 104, afviger den m˚alte regulering fra den simulerede. Den simulerede regulering
bliver helt stabil efter 60s, mens den m˚alte kun delvist stabilisere sig efter ca 85s. Dette kan m˚aske
skyldes den lave frekvens p˚a 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.
P˚a 12.23 og 12.24(b) p˚a side 104 ses reguleringen før og efter indsættelse af PID-reguleringen. Det ses
p˚a figur 12.24(b) p˚a side 104, at temperaturen efter cirka 80 sekunder svinger mellem 84 og 87 ◦ C. Dette
er inde for de opstillede krav p˚a ±2 ◦ C afvigelse fra setpunktet. Den forh˚andværende on-off regulering
svinger mellem ca 84 og 95 ◦ C. Det vil sige, at der er opn˚aet en bedre regulering af støbeformen i forhold
til on-off reguleringen.

104 Varmeregulering
Figur 12.21: M˚alt steprespons fra PI-regulator i laboratoriet med Kp = 55 og Ki =
0, 0186.
Figur 12.22: Blokdiagram fra simulink af endelig PID-regulator, der er implementeret
i LabVIEW

12.2 Design af regulering 105
Figur 12.23: Step respons modelleret ved simulink.
(a) (b)
Figur 12.24: a) M˚aleresultat p˚a formtemperaturen med gammel on-off regulering.
(b):M˚aleresultat p˚a formtemperaturen med PID-regulering. Setpunkt er 85 ◦ C.

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, forst˚aet p˚a den m˚ade, at programskrivningen foreg˚ar ved brug af ikoner i stedet for
tekst. Det best˚ar af en brugerflade og et blokpanel. Blokpanelet best˚ar 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, b˚ade 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.
12.3.1 Præsentation af program
I henhold til specifikationerne af systemet og den ønskede regulering af temperaturen,
se underafsnit 12.1.2 p˚a side 93, bestemmes processen i programmet til at have en struktur, som bestemt
p˚a figur 12.25 p˚a næste side
Til brug for realiseringen af processen vist p˚a figur 12.25 p˚a den følgende side, benyttes som grundstamme,
det program, der i forh˚and 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 p˚a [CD-ROM(2005)].
Frontpanelet for tempforsog 5b kan ses p˚a figur 12.26 p˚a 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 b˚ade i form og smelte udtrykt ved en numerisk værdi og p˚a
grafform (6). Endvidere er der indikatorer, der viser, hvorn˚ar varmelegemet er i funktion (11), hvilken
andel i % som duty-cyclen (5) opererer med, mens lampen varme klar indikerer, hvorn˚ar b˚ade 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.
P˚a figur 12.27 p˚a side 107 er vist blokdiagrammet for det endelige program, se bilag for større billede.
Ud fra blokdiagrammet p˚a figur 12.27 p˚a 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

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

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
omr˚ader viser hvor de forskellige funktioner i programmet foreg˚ar.

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 temperaturm˚aleren og den ønskede temperaturindstilling
for formen. Herefter reguleres signalet med de simulerede konstanter kp, ki, kd og duty-circlen
indstilles i henhold til den fundne sammenhæng med temperaturen.
4. N˚ar ”Simulate Signal”-funktionen ikke f˚ar andet input, kan duty-cyclen kontrolleres via denne, ved at
udsende et savtakket signal. Efter indføringen af reguleringen, g˚ar kommunikationen stadig igennem
”simulate signal”-funktionen, men duty-cyclen er ikke længere brugerdefineret, da den kontrolleres
af PID-regulatoren. En indikator informerer p˚a 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, s˚afremt trykket er lig nul, ellers melder funktionen falsk. Desuden kan
stempeltrykket kun varieres, n˚ar 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, hvorn˚ar opstillingen har ramt den rette temperatur.
N˚ar temperaturfølerne for smeltevarme og formvarme m˚aler den ønskede temperatur, lyser
indikatoren p˚a 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 p˚a en x-y-graf. Denne del omdanner signalet til et tidsafhængigt signal, der
kan aflæses p˚a 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.
12.4 Støbeforsøg
I dette afsnit vil der blive gennemg˚aet resultater fra forsøg med sprøjtestøbningen med PA66. Det benyttede
støbeudstyr til forsøgene er det beskrevne udstyr i underafsnit 12.1.1 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 m˚alt størrelse af
disse.
12.4.1 Støbemateriale
Det benyttede materiale til forsøget med plastsprøjtestøbemaskinen p˚a Pontoppidanstræde 103, rum 7, er
forskelligt fra det, som er omtalt i afsnit R p˚a side 181. Under materialevalget til forsøget, er det tilstræbt,
at finde et materiale, der ligner materialet fra klemmetvingen. P˚a 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 12.4.1 ses temperaturparametrene for PA66, se datablad i bilag omkring plast
PA66 .

110 Varmeregulering
Smeltepunkt 260 ◦ C
Smeltetemeratur 285 − 300 ◦ C
Formtemperatur 80 − 90 ◦ C
Indsprøjtningstryk 3, 5 − 12, 5MP a
Udfra parametrene i tabel 12.4.1, 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 p˚a 5 ◦ C.
• Smeltetemperaturen sættes til 295 ◦ C. For smelten gælder, at temperaturen ikke m˚a falde til under
285 ◦ C eller overstige 300 ◦ C.
• I afsnit 12.1.6 p˚a side 98 det maksimale stempeltryk beregnet til 6, 2MP a, hvilke er indenfor det
tilladelige trykinterval.
12.4.2 Fremgangsm˚ade
Sprøjtemaskinen startes op ved af indstille temperaturen p˚a smelte og form. Det tager cirka 15 minutter
at varme smelten op til 290 ◦ C, hvilket ogs˚a er den af BASF anbefalede opvarmningstid. N˚ar 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 p˚a samme tid. N˚ar 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 p˚a maskine lige inden
sprøjtestøbningen. N˚ar formen er placeret korrekt, ˚abnes 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.
12.4.3 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
f˚a 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 p˚a udluftningskanalerne ikke overstiger 0, 015mm. P˚a baggrund af dette har det derfor ikke været
muligt, at gennemføre en meningsfuld undersøgelse af eftertrykkets effekt p˚a emnerne i praksis.
P˚a figur 12.28 p˚a den følgende side ses et gennemsk˚aret plastemne. Emnet er støbt ved 85 ◦ C uden
eftertryk. Der er konstatere der en sugning p˚a 0, 28mm i emnet, hvilket muligvis kunne reduceres eller
fjernes med eftertryk p˚a støbeprocessen.
12.4.4 Resultat af forsøg med varierende formtemperatur
Overfladefinish
P˚a figur 12.29 p˚a næste side ses syv plastemner, der er sprøjtestøbt ved forskellige formtemperaturer. Det
ses p˚a billedet, at der er der forskel p˚a overfladetrukturen og den geometriske udformning af de forskellige

12.4 Støbeforsøg 111
Figur 12.28: Tværsnit af et plastemne. Tykkelsen er angivet i mm og m˚alt med skydelære.
Det ses med det blotte øje, at der sugning midt p˚a emnet.
emner. Formtemeperaturen er alts˚a af betydning for kvaliteten af det støbte emne. Plastproducenten BASF
anbefaler en formtemperatur mellem 80 − 90 ◦ C. De syv emner er sprøjtestøbt ved en formtemperatur p˚a
60 − 95 ◦ 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 p˚a overfladeruheden, at formtemperaturen ikke er jævnt fordelt i formen.
Ud fra de syv emner, m˚a det konkluderes, at en formtemperatur p˚a 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 p˚a 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. P˚a baggrund af dette forsøg, vurderes det, at homogeniseringen
af smelten, er en anden vigtig faktor, i bestræbelserne p˚a at opn˚a ensartede plastemner.

112 Varmeregulering
12.5 Resultat af procesrealisering
Igennem dette kapitel er der udarbejdet en regulering til regulering af formtemperaturen, s˚aledes at den er
mere stabil omkring et givet setpunkt. Reguleringen har i praksis ikke været s˚a 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 ogs˚a er benyttet til
dataopsamlingen.
Reguleringen er benyttet til at procesrealisere plastemner i en mindre sprøjtestøbemaskine. Der igennem
er der opn˚aet erfaring omkring sprøjtestøbning. Ud fra forsøg er det eftervist, at s˚avel en ensartet varme
igennem værktøjet som sm˚a temperaturudsving i formtemperaturen, er afgørende for overfladestrukturen
af plasten. Det fastsatte interval, for temperaturudsvinget i formtemperaturen, er bestemt p˚a 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 p˚a plasten, da de nuværende udluftningskanaler er for
bredde. Det bevirker, at plasten strømmer ud igennem udluftningskanalerne. P˚a grund af travlhed p˚a
maskinværkstedet p˚a Pontoppidanstræde 105, har det ikke været muligt, at f˚a fremstillet en ny form med
mere hensigtsmæssige udluftningskanaler.

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 p˚a at forbedre produktions egenskaberne. Dette var ikke tilfældet og procesdesignet er s˚aledes
baseret p˚a 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. P˚a processen er der beregnet en køletid p˚a 60 sekunder og en samlet
cyklustid p˚a 71 sekunder.
Valget af maskine er fortaget ud fra producents produktblad, og m˚a s˚aledes betragtes som et fornuftigt valg
til den ønskede proces. Indsprøjtningskanalerne er udarbejdet i henhold til anbefalet fremgangsm˚ade. Valg
af værktøjsst˚alet er foretaget ud fra de produktspecifikationer, som producenten angiver. Kølesystemet er
udformet, s˚aledes at energiændringen under en cyklus holdes p˚a 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 200.000 styk af den faste kæbe. Herved er der en dag til opsætning og indkøring af produktionen,
p˚a en m˚aned 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 p˚a forsøg.
Til den designde regulering er der opstillet et krav om, at temperaturen ikke m˚a 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
p˚a emnet. Det blev efterprøvet, at den af plastproducenten anbefalede formtemperatur gav det bedste
overflade resultat. Der er her tale om en formtemperatur p˚a 85 ◦ C.
13.1 Perspektivering
For at en produktion af klemmetvinger p˚a det designede procesanlæg kan gennemføres, skal der udføres
nogle forbedringer og tilpasninger. Styresystemet er designet s˚aledes, 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

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 foreg˚ar i Kina, hvilket kan skyldes flere faktorer. Produktionsapparatet
kan være baseret p˚a 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 p˚a, hvis produktionen i forvejen har destination
i Kina. Det vurderes dog, at ved opstart af en produktion baseret p˚a 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.

Litteratur
[cam(2005)] Campus plastics. http://www.materialdatacenter.com, 2005.
[Alm(1991)] Lars Alm. Styrteknik. Studenlitteratur, Lund, Sverige, 2nd edition, 1991.
[Appel(2004)] Erik Jensen Appel. Note mm trykfaldsberegninger i plastsprøjtestøbning. Februar 2004.
[Appel(2005)] Erik Jensen Appel. Institut for produktion, 3 2005.
[Arburg(2005a)] Arburg. http://www.arburg.com/, 2005a.
[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, 1999.
[BASF(2005)] The Chemical Company BASF. http://www.corporate.basf.com, 3 2005.
[Bey(2005)] Niki Bey. Oil point method. http://www.designinsite.dk, 05 2005.
[Cambridge(2005)] University Cambridge. http://mww-materials.eng.cam.ac.uk, 2005.
[CD-ROM(2005)] CD-ROM. 2005.
[Conrad Vogel(2001)] Ernst Maahn Conrad Vogel, Celia Juhl. Metallurgi for ingeniører, volume 1. Polyteknisk
Forlag, 9 edition, 2001.
[Crawford(1998)] R.J. Crawford. Plastics Engineering. Butterworth-Heinemann, 1998.
[Danckert(2005)] Joachim Danckert. Plastisk formgivning for i4. 2005.
[DeClaville(2005)] Jesper DeClaville. Lukkekraft i sprøjtestøbemaskiner. 3 2005.
[Dominick V. Rosato(2000)] Marlene G. Rosato Dominick V. Rosato, Donald V. Rosato. Injection Molding
Handbook. Kluwer Academic Publishers, 3rd edition, 2000.
[Edwards and Penney(2000)] C. Henry Edwards and David E. Penney. Elementary Differetial Equations,
with Boundary Value Problems. Prentice Hall, fourth edition, 2000.
[Gere(2002)] James M. Gere. Mechanics of Material. Nelson Thornes, 5th edition, 2002.
[Grøn(2005)] Jesper Grøn. Salgstal for quick-grip r○, jem & fix aars. 03 2005.
[Heilmann(2002)] Thomas Heilmann. Logisk styring med PLC - relætekning og digital elektronik. Heilmanns
Forlag, Holte, 3. edition, 2002.
[Institut for Produktion(2005)] Institut for Produktion. http://www.iprod.auc.dk/mantech/main.htm,
2005.

116 LITTERATUR
[Irwin(2005)] Tools Irwin. Irwin industrial tools, 2 2005.
[Jensen(2005)] Jørn Holm Jensen. Dækningsgrader for sund produktions økonomi. In PricewaterhouseCoopers,
03 2005.
[Kalpakjian and Schmid(2001)] Serope Kalpakjian and Steven R. Schmid. Manufacturing Engineering
and Technology. Prentice Hall, 4 edition, 2001.
[Karbæk and Lilholt(1993)] Kjeld Karbæk and Hans Lilholt. Materialekendskab, volume 1. Dansk Teknologisk
Institut, 1 edition, 1993.
[Knudsen(2005)] Frank V. Knudsen. LabVIEW program. Technical report, Institut for Maskinteknik,
2005.
[Kreyszig(1999)] Erwin Kreyszig. Advanced Engineering Mathematics. Peter Janzow, 1999.
[Lagerfeldt(2005)] Holger Lagerfeldt. Digital Audio - et Kig under Køleren. www.popmusic.dk, rev. 3
edition, 18. april 2005.
[Larsen(2005)] Jens Peter Hedelund Larsen. Slides til m˚aleteknik og dataopsamling for I4. 2005.
[Larsen(2004)] Mikael Larsen. Institut for maskinteknik. 2004.
[Menges and Mohren(1993)] Georg Menges and Paul Mohren. How to Make Injection Molds. Carl Hanser
Verlag, second edition, 1993.
[Mills(1995)] A.F. Mills. Heat and Mass Transfer. IRWIN, 1995.
[Møllers(2005)] A/S Maskinfabrik Povl Møllers. http://www.pmb-dpf.dk/, 04 2005.
[Norma(2005)] Strack Norma. http://www.strack.de/, 3 2005.
[Ogata(2002)] Katsuhiko Ogata. Modern Control Engineering. Prentice Hall, 4. edition, 2002.
[Ole Madsen(2005)] Peder Pedersen Ole Madsen. Sekvensstyring for i4. Aalborg Universitet, 2005.
[Plastics(1992)] Dow Plastics. Designing with Thermoplastics. The Dow Chemical Company, 1992.
[Rasmussen(2005)] Leif Rasmussen. Sortoxydering. 2005.
[RIVAL(2005)] A/S Maskinfabrikken RIVAL. Varmbrunering af maskinkomponenter.
http://www.rival.dk, 04 2005.
[Smith(2005)] J Barry Smith. Injection moulding - gates and runners.
http://www.pcn.org/Technical%20Notes%20-%20Gates%20and%20runners.htm, 04 2005. Shear
Rate - Cause and Effect.
[Sørensen(2002a)] Jesper Neerholt Sørensen, editor. Materialeforst˚aelse - Materialernes struktur, egenskaber
Og anvendelse. Læremidler til fremtidens uddannelser og job ... Industriens Forlag, 2002a.
[Sørensen(2002b)] Jesper Neerholt Sørensen, editor. Materialeforst˚aelse - Valg og varmebehandling af
værktøjsst˚al. Læremidler til fremtidens uddannelser og job ... Industriens Forlag, 2002b.
[Thomsen(2005)] CO & Thomsen. Artikler for brunering. http://www.thomsen-co.dk/frames.htm, 04
2005.
[Turner(2005)] Yunus A. Cengel / Robert H. Turner. Fundamentals of Thermal-Fluid Sciences. McGraw
Hill, 2005.

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

118
Del IV
Appendiks

Appendiks A
Navngivning af klemmetvinge

Nomenklatur kapitel 8
Appendiks B

RN Sfærisk radius af indsprøjtningsdysse [mm]
RS Sfærisk radius af insprøjtninsbøsningen [mm]
dN Indsprøjtnings diameter af indsprøjtningdysse [mm]
dS,min Mindste diameter i indsprøjtningsbøsning [mm]
dS,max Største diameter i indsprøjtningsbøsning [mm]
Lind Længde af indsprøjtningsbøsning [mm]
D Diameteren af det parabolske tværsnit [mm]
W Top bredde af det parabolske tværsnit [mm]
˙γ Forskydningshastigheden i plasten [103s−1 ]
˙Q Volumen flow rate [ mm3
VM Volumen af kavitet
s ]
[mm3 ]
VR Volumen af indsprøjtning [mm3 ]
tI Indsprøjtningstiden [s]
A Tværsnit af kanalen [cm2 ]
TK Luft temperaturen [K]
∆v Volumenændring [mm3 ]
n Antal hulrum []
KR Konstant for antal kasserede emner []
tcykl Cyklustid [s]
tm Tid til r˚adighed for produktionen [s]
Flukke Lukkekraft [N]
Askygge Skyggeareal for fast kæbe [mm2 ]
P Tryk [MP a]
Vhulrum Volume af hulrum [cm3 ]
Vind Volumet af indsprøjtningssystem [cm3 ]
Vskud Vskudvolume [cm3 ]
SV Skudkapacitet [g]
Vind Indsprøjtningsflow [ cm3
s ]
Z Antal skud per [ skud
min ]
Ms 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, bc Bredde [mm]
h, hc Højde rektangulært profil [mm]
r Radius af rørprofil [mm]
l, lc Længde af profil [mmC]
∆P Trykfaldet over et profil [P a]
Ae − He Dimensioner p˚a delemne C [mm]
VA − VF Volume af deleelement i kavitet [mm 3 ]
Vindløb, Vtilløb, Vindsprøjt, Vkammer Volume for delelement i fødesystem [mm 3 ]
tindsprøjt Indsprøjtningstiden [s]
∆Ptot Det totale trykfald i kavitet og fødesystem [P a]
∆T Temperaturændringen i plasten under støbning [ ◦ C]
∆v Volumenændring ved varmebehandling af st˚al [mm 3 ]

Nomenklatur kapitel 9
Appendiks C

Aoverfalde,rør Overfladeareal af kølerør [m2 ]
Aoverfalde Overfladeareal af værktøjet [m2 ]
At Tværsnintsareal af kølerør [m2 ]
b Afstand mellem kølerør [mm]
Bi Biot-tallet []
Cp Varmekapacitet [ J
kg·K ]
drør Diameter p˚a kølerør [mm]
h Konvektionseffektivetets koefficient [ W
m2 · ◦C ]
j Forskel mellem ˙qmin og ˙qmax [%]
k Varmelednings koefficienten [ W
m· ◦C ]
KL Tabskoefficient []
L Afstand fra hulrum til kølerør [mm]
Lrør Længden af kølerør [m]
Nu Nusselt-tallet []
Re Renolds-tallet []
P r Prandtl-tallet []
∆PL,primær Primært tryktab [kP a]
∆PL,skekundær Sekundært tryktab [kP a]
∆PL,total Totalt tryktab [kP a]
∆Qcyklus Ændring af varmeenergi i cyklusen [J]
Qplast Varmeenergi der borttranspoteres fra plasten [J]
Qoverflade Varmeenergi der borttranspoteres fra overfladen af værktøjet [J]
Qkøle Varmeenergi der borttranspoteres af kølevandet [J]
˙Qplast Varmeeffekt der afgives fra plasten [W ]
˙Qkøle Varmeeffekt der borttranspoteres af kølevandet [W ]
˙Qoverflade Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet [W ]
˙Qoverflade,konv Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet ved konvektion [W ]
˙Qoverflade,straa Varmeeffekt der afgives fra overfladen af værktøjet ved str˚aling [W ]
˙Qoverført Varmeeffekt overført igennem elementet [W ]
˙q Specifik varmeeffekt [ w
m2 Tkøle,ind Indløbstemperatur af kølevandet
]
[ ◦C] ∆Tkøle Temperaturstigning af kølevandet [ ◦C] ∆Tplast Temperatur ændring af plasten [ ◦C] Tværktøj Temperatur p˚a værktøjet [ ◦C] ¯Tvæske Gennemsnitstemperatur af kølevandet [ ◦C] Tomgivelser Temperatur af luften omkring værktøjet [ ◦C] Toverflade Overfladetemperatur af værktøjet [ ◦C][K] Tomgivende−elementer Temperatur af omgivende elementer [K]
vkøle Hstigheden af kølevandet [ m
s ]
vm Kølevandets gennemsnitshastighed [ m
s ]
V Samlede volume af plasten [cm3 ]
˙V Volumenflow [ m3
s ]
W Effekttab [W ]
α Termisk diffusitet [ m2
s ]
ɛ Udstr˚alingsfaktor []
ρ Densitet [ kg
cm 3 ]
σ Stefan-Boltmann konstant [ W
m 2 ·K 4 ]
τ Fourier-tallet []

Nomenklatur kapitel 10
Appendiks D

σsekant Spænding i plast ved 160 ◦ C [ N
mm 2 ]
σy,160 ◦ C Flydespænding plast ved 160 ◦ C [ N
mm 2 ]
Pin Indsprøjtningstryk [ N
mm 2 ]
F Kraft [N]
Fs,d Udskyder kraften der kræves per kavitet [N]
Fe,u Udskyder kraft per udstøder [N]
fst˚al,P a Friktion mellem staal og Pa []
Est˚al E-modul st˚al [ N
mm 2 ]
Eplast,23 ◦ C E-modul for plast ved 23 ◦ C [ N
mm 2 ]
Eplast,160 ◦ C E-modul for plast ved 160 ◦ C [ N
mm 2 ]
As Det areal som friktionen opst˚ar p˚a [mm 2 ]
ν Poisson’s ratio []
ε Forlængelse []
St Plastikes termiske krympning p˚a tværs af diameteren [mm]
L Længde af udstøder [mm]
d diameter [mm]
dmin Mindste krævet diameter [mm]
A Areal [mm 2 ]
Ay Ydre areal [mm 2 ]
Ai Indre areal [mm 2 ]
As Samlet areal [mm 2 ]
S Sikkerhedsfaktor []
B Slipvinkels korrektion faktor []
T h Den termiske krympning kofficient (parallel) [ 1
∆T Samlet temperatur ændring
◦C ]
[ ◦C] Tin Plastens insprøtningstemperatur [ ◦C] TV icat Blødgøringstemperaturen for plasten [ ◦C]

Nomenklatur kapitel 12
Appendiks E

Cp Specifikke varmefylde [ kJ
kg· ◦C ]
h Konvektionvarmeoverførselskoefficienten [ W
m2 · ◦C ]
As Overflade areal [mm2 ]
L Længde [m]
m Masse [kg]
R Modstand mod at afgive varme [ ◦ C
W ]
T Temperatur [ circC] Pin Effekttilførsel [W ]
Pout Effekt fraførsel [W ]
Kp Proportionalkonstant []
Ki Integralkonstant []
Kd Differentialkonstant []
SP Setpunkt []
P V Tilbagekoblingssignalet []
˙Qconv Konvektionsvarme []
Ts Overfladetemperatur [ ◦C] T∞ Omgivelsestemperaturen [ ◦C] T1, Ti Begyndelsestemperaturen [ ◦C] T2 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]
u1, u2 Specifikke indre energi [J]
K1, K2 Forstærkning [ ◦ C
W ]
Tdc Stabile temperatur ved en given duty-cycle [ ◦C] dc Duty-cycle [ J
W ]
τ1, τ2 Tidskontant 1 og 2 []
Wd Effektnputtet, reguleret af dc [W ]
t Tid [s]
P (S) Laplacetransformerede effekt [W ]
T (s) Laplacetransformerede temperatur [W ]

Forsøgsrapport for st˚al
Appendiks F
Forsøg udført i metal-lab p˚a Pontoppidanstræde 103, i perioden 22.-24. Februar 2005 og p˚a Fibigerstræde
14, lokal 29-30.
F.1 Form˚al
At fastlægge den metalurgiske identitet af det st˚al, der er benyttet til klemmetvingens l˚aseplade og skinne.
De metoder, der benyttes, er som følger:
Skinne Magnetisering
Kulstofanalyse
Mikroskopi
Grundstofanalyse
H˚ardhedsprøvning
Overfladeruhed
L˚aseplade Magnetisering
Mikroskopi
Kulstofanalyse
H˚ardhedsprøvning
Overfladeruhed
Tabel F.1: Analysemetoder
Da nogle af metoderne g˚ar igen for begge emner, vil strukturen i forsøgsrapporten være s˚aledes, at metoderne
tages enkeltvis, og under de relevante metoder behandles de fundne data enkeltvis for l˚asepladen
og skinnen.
F.2 Forsøgsopstilling
Det fornødne udstyr til at foretage de metallografiske undersøgelser, forefindes i metal-laboratoriet p˚a
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, s˚aledes
at strukturen kan fremst˚a tydeligt. N˚ar et emne er præpareret, kaldes det et slib, og fremgangsm˚aden vil
blive beskrevet i dette afsnit.
P˚a discomten, der fungerer med vandafkøling, afskæres et emne med en snit flade p˚a 1-3cm 2 . Den efterfølgende
behandling af emnet er som følger:

130 Forsøgsrapport for st˚al
1. Plastindstøbning
Forsøg Udstyr
a) Magnetisering Magnet
b) H˚ardhedsprøvning Mikroh˚ardhedsprøveapparatur
Slib af det færdige
Slip af det normaliserede st˚al
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 Ruhedsm˚aleapparat
Tabel F.2: Materialer til brug ved forsøgene
-Emnet placeres i et rullet stykke metal, med fjedrende egenskaber og opsættes
p˚a varmeindstøbningsmaskinens brugsflade
-Opsætningen føres ned i maskinen med en pumpefunktion
-Hullet fyldes med to og en halv skefuld resin 3, der forefindes i laboratoriet
-L˚aget drejes p˚a, og trykket hæves til 1 ton
-Situationen opretholdes i ti miuntter
-Trykkes hæves til to tre ton
-Efter 10 minutter sættes der langsom vandkøling p˚a, der vedbliver til ”hovedet”
er h˚andvarmt
2. V˚adslibning p˚a Knuth-rotor
-Indstøbningen slibes først med en grovkornethed p˚a 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 foreg˚ar p˚a
en roterende flade, der er beklædt med et klæde og p˚adryppet flydende diamant og
smøremiddel. Diamanten p˚aføres 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.

F.4 Forsøg 131
F.4 Forsøg
F.4.1 H˚ardhedsprøve
H˚ardhedsprøven foretages efter Vickers h˚ardhedm˚aling, der er standardiseret i DS 10411. Endvidere opfylder
m˚alingerne kriterierne om, at overfladerne skal være glatte og plane, og afstanden imellem m˚alingerne
skal være 4×diagonalen. Emnerne er i en s˚adan størrelse, at der benyttes et mikroscan, der fungerer med
belastninger fra 10-4000g.
Der foretages h˚ardhedsprøver b˚ade p˚a det materiale der sælges som det færdige produkt, og p˚a materialet
i normaliseret udgave.
L˚aseplade - Færdigt emne
P˚a Mikroscannet foretages to typer af h˚ardhedsm˚alinger p˚a l˚asepladen. I den første foretages vilk˚arlige
stikprøver af pladen, og prøverne er s˚aledes ikke dybde afhængige, se tabel F.3. P˚a figur F.1 er vist den
vilk˚arlige h˚ardhedsprøve foretaget ved snit 1’s tværsnit. Ved at benytte mikroskopets længdem˚aler, kan
diagonalen af den fordybning, som h˚ardhedsprøven efterlader p˚a emnet, m˚ales i µm. I manualerne, der
tilhører mikroscannet, forefindes omregningstabeller fra µm til Vickers h˚ardhedstal.
Figur F.1: Skitse af l˚aseplade der viser de valgte steder til h˚ardhedsprøvning
M˚aling nr / vægt Diagonal Vickers h˚ardhed
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: H˚ardhedsprøve for L˚asepladen
Den anden type h˚ardhedsprøvning er dybde-afhængig og blev foretaget over fire omgange, for at f˚a et s˚a
entydigt billede af h˚ardheden som mulig. P˚a figur F.1 er den dybde-afhængige m˚aling foretaget ved snit
2’s tværsnit. P˚a figur F.2.a er en skitse af det benyttede tværsnit, hvor pilene angiver i hvilken retning
m˚alingerne er taget. Tabel F.4-F.7 viser ændringen i h˚ardheden p˚a l˚asepladen afhængigt af dybden.

132 Forsøgsrapport for st˚al
Det grafiske billede kan ses p˚a figur F.2.b, hvor ændringen af diagonalen bliver vist som funktion af
m˚alestedet p˚a l˚asepladen. Der gøres opmærksom p˚a, at ændringen af diagonalen er omvendt proportional
med ændringen i h˚ardheden.
(a) (b)
Figur F.2: a) Tværsnit af l˚asepladen, der viser retningerne for h˚ardhedsprøvningen b)
Tværsnit af l˚asepladen der viser ændringen i diagonalen som funktion af placeringen
p˚a l˚asepladen
M˚aling nr / Vægt Position p˚a l˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
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: H˚ardhedsprøvning af l˚asepladen, dybdeafhængig, fra retning 1
M˚aling nr / Vægt Position p˚a L˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
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: H˚ardhedsprøvning af l˚asepladen, dybdebetinget i retning 2
Som det fremg˚ar af tabel F.3 vil h˚ardheden for l˚asepladen ved den vilk˚arlige h˚ardhedsprøvning ikke
stabilisere sig p˚a et enkelt niveau, der er stor forskel p˚a h˚ardheden m˚alt ved 300g og h˚ardheden m˚alt ved
500g, men ved 500g stabiliserer den sig med en værdi 10 ± 600 HV. Til gengæld viser den dybde-afhængige
m˚aling, at l˚asepladen langs de korte sider er en smule svagere end langs de lange sider og inde p˚a midten.
Skinne - Færdigt emne
Der er udført to typer af h˚ardhedsprøver p˚a skinnen. En med en vilk˚arlig placering af m˚alomr˚aderne se
tabel F.8, og en hvor m˚aleomr˚adet hver gang er flyttet en halv milimeter længere ind p˚a emnet, se tabel
F.9.
I følge tabel F.9 fremg˚ar det, at skinnens h˚ardhed er størst i kanten og aftager efterh˚anden, som h˚ardhedsprøvningen
bevæger sig ind mod midten af emnet, for at stabilisere sig p˚a et niveau med en h˚ardhed p˚a 276 HV.

F.4 Forsøg 133
M˚aling nr / Vægt Position p˚a L˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g langs kant 43,5µm 490HV
2 / 500g +0,5mm 44,5µm 468HV
3 / 500g +1,0mm 44,5µm 468HV
Tabel F.6: H˚ardhedsprøvning p˚a l˚aseplade, dybdebetinget, retning 3
M˚aling nr / Vægt Position p˚a L˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
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: H˚ardhedsprøvning af l˚asepladen, dybdebetinget. Retning 4
M˚aling nr / Vægt Diameter Vickers h˚ardhed
1 / 500g 50µm 371HV
2 / 500g 51µm 356HV
3 / 500g 50,5µm 363,6HV
Tabel F.8: Vilk˚arlig h˚ardhedsprøvning p˚a skinne
M˚aling nr / Vægt Position p˚a Skinne Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g S˚a tæt p˚a 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 h˚ardhedsprøvning p˚a skinne

134 Forsøgsrapport for st˚al
L˚aseplade - normaliseret
Der benyttes det samme st˚alemne, som til at bestemme kulstof-indholdet i underafsnit F.4.5. L˚asepladen
er undersøgt p˚a langs og p˚a tværs. M˚alingerne er foretaget p˚a tilsvarende vis, som de dybdeafhængige
m˚alinger. Dybden har dog ingen betydning, da et normaliseret st˚al har lige stor h˚ardhed overalt. Resultatet
er vist i tabel F.10-F.11
M˚aling nr / vægt Position p˚a l˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g P˚a 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: H˚ardhedsprøvning p˚a l˚asepladen i normaliseret udgave, p˚a langs
M˚aling nr / vægt Position p˚a l˚aseplade Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g P˚a 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
Skinne - normaliseret
Tabel F.11: H˚ardhedsprøvning p˚a l˚asepladen i normaliseret udgave, p˚a tværs
Ligesom for l˚asepladen gælder der for skinnen, at den er undersøgt p˚a langs og p˚a tværs. Resultaterne
kan ses i tabel F.12, p˚a langs, og i tabel F.13, p˚a tværs.
M˚aling nr / vægt Position p˚a Skinne Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g P˚a 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: H˚ardhedsprøvning p˚a skinnen i normaliseret udgave, p˚a langs af tværsnittet
F.4.2 Magnetisering
Med en magnet undersøges det, hvorvidt metallet i de to emner er magnetiske. Da skinnest˚al og magnet
og l˚aseplade og magnet reagerer p˚a hinanden, konkluderes det, at emnerne er magnetiske.

F.4 Forsøg 135
F.4.3 Mikroskopi
Skinnen
M˚aling nr / vægt Position p˚a skinne Diagonal Vickers h˚ardhed
1 / 500g P˚a 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: H˚ardhedsprøvning p˚a skinnen i normaliseret udgave, p˚a tværs
Undersøgelse 1
Et slebet og manuelt poleret emne placeres i mikroskopet og undersøges i forstørrede udgaver. P˚a figur
F.3.a og F.3.b ses mikroskop-billeder af skinnens tværsnit p˚a 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 ogs˚a for kantsnittet.
Undersøgelse 2
En mere nøjagtig strukturmæssig bestemmelse foretages ved at undersøge slibet med et tværsnit p˚a langs
af skinnen der er slebet i henhold til den i afsnit F.3 forklarede fremgangsm˚ade, 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 best˚ar af α-jern, og anløbent martensit, der er opst˚aet ved at opvarmningen, der skulle føre
til en fuldstændig dannelse af austenit, ikke har været tilstrækkelig. Omdannelsen er s˚aledes g˚aet i st˚a i
to-fase omr˚adet 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.

136 Forsøgsrapport for st˚al
L˚asepladen
(a) (b)
Figur F.4: a) Tværsnit af skinnen fra siden i en forstørrelse ×500 b) Tværsnit af
skinnen fra siden i en forstørrelse × 1000.
Efter at være forbehandlet efter fremgangsm˚aden beskrevet i afsnit F.3 undersøges l˚asepladen i mikroskopet.
Figur F.5 viser det fremkommende resultat, der vurderes til at være anløbet martensit.
F.4.4 Grundstofanalyse
Figur F.5: L˚asepladen set ved en forstørrelse ×500
I et scanning elektronmikroskop SEM bestr˚ales emnet, der er slebet og poleret som beskrevet i afsnit F.3,
men ikke indstøbt i plastik, med røngtenstr˚aler. Ud fra de reflekterende elektronstr˚aler analyseres emnet
og grundstofferne kan kortlægges. Det er kun skinnest˚alet, som undersøges med denne analysemetode, da
l˚asepladen er enkel i sine bestanddele. Det første skærmbillede afslører et par mørke pletter, hvilket vidner
om slagge indeslutninger. Der udvælges et omr˚ade p˚a 100µm × 100µm hvilket anses for at være stort nok
til at give et retvisende aftryk af materialet. Resultatet afbildes p˚a en graf der ad y-aksen har tællepulsen
for hvert eneste røngten signal og af x-aksen har foton-energien. Der m˚ales i minimum 100 sekunder. P˚a

F.4 Forsøg 137
grafen er udsvingene de interessante signaler, da de mellemliggende m˚alinger 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, s˚aledes at de karakteristiske toppe fremst˚ar tydeligt. Endvidere er det muligt at ”folde toppene
ud”, i tilfælde af at der skulle være overlap p˚a et signal.
Figur F.6: Graf, der viser grundstofindholdet i skinnen
Elektronmikroskopet identificere materialet til at indeholde α-Jern, Silicium og Mangan
Endvidere foresl˚as 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-st˚al, 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 p˚a 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 opn˚ar fuld austenitisering, den efterfølgende afkøling
foreg˚ar 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 ovenst˚aende beskrivelse og indstøbes i plast, slibes og poleres efter
den i afsnit F.3 beskrevne fremgangsm˚ade. I et mikroskop undersøges den fremkommende struktur for
henholdsvis skinnen og l˚asepladen.
Skinnen
Figur F.7 viser et udsnit af den normaliserede skinne taget fra kant-omr˚adet i en forstørrelse ×200. Det
ses, at austenitkornene er omdannet til perlit med ferrit voksende p˚a 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. P˚a b kan de karakteristiske

138 Forsøgsrapport for st˚al
Figur F.7: Skinnen normaliseret, snit fra kantomr˚adet 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.

F.4 Forsøg 139
streger i perlit-kornene ses, omkranset af ferrit og cementit, der vokser p˚a korngrænserne. P˚a a vises
fordelingen af ferrit og perlit over et lidt større omr˚ade. Da den maksimale opløsning for kulstof i austenit,
er p˚a 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) fremg˚ar det, at der er 0,4% kulstof i skinnest˚alet, da fordelingen er cirka 50% til hver
strukturtype.
L˚asepladen
P˚a figur F.9 ses den normaliserede l˚aseplade 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 p˚a l˚asepladen, se figur F.10 a. og b. er der ligeledes sket kraftig
kornvækst, men ikke regelmæssigt, da der er forskel p˚a de enkelte kornstørrelser. P˚a 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. P˚a figur F.10.a bestemmes kulstofindholdet p˚a baggrund af de samme overvejelser som for
skinnest˚alet, til at være 0,6%.
Figur F.9: L˚asepladen normaliseret. Snit taget ved kanten med en forstørrelse×100.
F.4.6 Overfladeruhed
Forsøget er udført med et apparat, der kan m˚ale overfladeruhed. Apparatet fungerer p˚a den m˚ade, at
sensoreren, der m˚aler p˚a overfladen, manuelt føres ned i nærheden af emnet, der ligger p˚a en plan flade.
Ved igangsættelse skal der være plads til at sensoreren kan køre den valgte distance tilbage p˚a emnet.
Kører sensoreren udover emnte, kan det medføre ødelæggelse af sensoreren p˚a returvejen. Det skal
ligeledes kontrolleres, at den valgte Cut-off værdi passer til den fremkomne Ra-værdi, dette kan findes
ved tabelopslag. I tilfælde af uoverensstemmelse, korrigeres Cut-off værdien og der foretages en ny m˚aling.
Da den m˚alte overflade ikke er helt vinkelret p˚a m˚alemnet, er grafernes udseende meget svingende. Dette
har dog ikke betydning for selve overfladeruheden. Det lykkedes at korrigere grafen, der viser overfladeruheden
p˚a skinnest˚alet, mens l˚asepladen ikke kunne rettes ind. P˚a figur
Der er aflæst tre vilk˚arlige værdier for overfladeruheden p˚a grafen. Desuden er Ra-værdien aflæst. De
m˚alte værdier ses i tabel F.14.

140 Forsøgsrapport for st˚al
(a) (b)
Figur F.10: a) L˚asepladen normaliseret, snit i midten med forstørrelse× 200. b)
L˚asepladen normaliseret, snit i midten med en forstørrelse × 500.
Skinne Ra = 0,173µm Rt = 1,769µm Rz = 1,427µm
L˚asepladen Ra = 1,652µm Rt = 14,494 µm Rz = 9,497µm
Tabel F.14: M˚aledata for overfladeruheden for Skinne og l˚asepladen
hvor Ra er den standardiserede værdi for overfladeruheden, der beskriver gennemsnittet af afvigelserne
fra den gennemsnitlige værdi. Rz er den største afstand fra en vilk˚arlig dal til en vilk˚arlig bølgetop
p˚a grafen. Rz er den gennemsnitlige værdi af forskellen imellem de 5 højeste og 5 laveste udsving i en
samplingsperiode.
F.5 Resultater
• L˚asepladen
• Skinnen
- L˚asepladen har i det færdige materiale gennemg˚aende samme h˚ardhed over hele tværsnittet,
mellem 438HV-490HV, en smule svagere ved de korte kanter (371HV)
- For den normaliserede l˚aseplade er h˚ardheden mellem 193,3HV og 234HV.
- Strukturen er anløbet martensit.
- Emnet er ulegeret
- Kulstofindholdet er 0,6%.
- Overfladeruheden er p˚a Ra = 1,652µm
- I det færdige materiale er der ændring i h˚ardheden med ændring i dybden. 670HV ved kanten,
og 276HV i midten
- I det normaliserede materiale er h˚ardheden mellem 208HV - 252HV
- Strukturen er anløbet martensit med ferrit, hvor austenitiseringen ikke har været fuldstændig
- Der forefindes slagge af mangansulfid

F.6 Fejlkilder 141
- Emnet best˚ar af α-jern, silicium, mangan og kulstof, men er ulegeret.
- Kulstofindholdet er 0,4 %
- Overfladeruheden er p˚a Ra = 0,173µm
F.6 Fejlkilder
Som altid n˚ar der foretages forsøg er der mulighed for fejlkilder, hvor b˚ade mennesker og maskiner kan
være ˚arsagen. Disse kan minimeres ved at udføre forsøgene s˚a omhyggeligt som muligt, hvilket er tilstræbt
under udførselen af de ovenst˚aende beskrevne forsøg.
Ved h˚ardhedsprøvningen skal der tages højde for at værdierne kun er vejledende, hver enkelt m˚aling er kun
foretaget en gang i det p˚agældende omr˚ade. Ligesom er at der kan være aflæsnings og m˚aleafvigelser som
følge af menneskelige fejl. Ved mikroskop undersøgelserne skal der tages højde for at det er en vurderingssag
bygget p˚a erfaringer og sammenligninger, der har bestemt strukturerne, da forsøgene i midlertidigt er
udarbejdet i samarbejde med Mikael Larsen, Lektor og PH-d p˚a Aalborg Universitet, vurderes det at
bedømmelserne er foretaget ud fra et kvalificeret grundlag. Overfladeruheden blev m˚alt og aflæst af en
computer, og den menneskelige faktor kan have indflydelse ved udvælgelse og placering af emnet og
behandling af m˚aleproben.

Appendiks G
Forsøgsrapport for undersøgelse af
plast
Forsøg udført i metal-laboratoriet p˚a Pontoppidanstræde 103, samt plastlaboratoriet Fibigerstræde 14, i
perioden 22 februar til 4 marts 2005
G.1 Form˚al
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 p˚a Pontoppidanstræde 103, hvor udstyret til slib er opstillet.
Afbrænding samt spektronomi analysen blev udført i plast-laboratoriet p˚a Fibigerstræde 14, hvor det
nødvendige udstyr er opstillet.
G.4 Fremgangsm˚ade
Fremgangsm˚aden for de enkelte emner bliver beskrevet i dette afsnit.
1. Slib
- Slibet i plasten blev udført p˚a 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 m˚alt og outputtet bliver en kurve, som
viser energi absorptionen i plasten.
- Kurven for plasten gemmes p˚a 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.

G.4 Fremgangsm˚ade 143
3. Fyldstof analyse
- 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.
G.4.1 Gul Plast
Spektronomi analyse
udfra spektronomi analysen opstod følgende resultater:
Figur G.1: Kurve over gul plasts energi-absorbtion(x-akse=bølgenummer (λ −1 )) yakse=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
0.973 PA0357 PA0360.DX NYLON 6 DRIED
0.973 PA0506 PA0514.DX WYCOA 471 NYLON
0.963 PA0354 PA0357.DX NP10,000 NYLON
0.960 PA0440 PA0443.DX NYLON 6/6
0.956 PA0362 PA0365.DX NYLON 21
0.955 PA0437 PA0440.DX NYLON 6/10
0.951 PA0439 PA0442.DX NYLON 6/9
0.938 PA0442 PA0445.DX NYLON 6/12
0.885 AP0024 NYLON 6 (POLYCARPROLACTAM)
0.874 AP0025 NYLON 6/6
(POLYHEXAMETHYLENE ADIPAMIDE)
Fluka library
supplied by Perkin-Elmer
Tabel G.1: Sandsynligheds tabel for den gule plast

144 Forsøgsrapport for undersøgelse af plast
Slib
Der blev kun udført slib p˚a den gule plast, slibet blev udfør for at bestemme retningen, længde samt
tykkelse af fibrene. Udfra mikroskopiet blev der taget billeder henholdsvis p˚a 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 p˚a variabel kæbe
i 100X forstørrelse.
Fiberlængde Antal Fiberkængde Antal
66µm 12 200µm 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 p˚a figur G.2 (b)
Afbrænding
Afbrænding blev udelukkende udført p˚a en lille del af den gule plast
G.4.2 Sort 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
Spektronomi analyse
udfra spektronomi analysen opstod følgende resultater:

G.5 Resultater 145
Figur G.3: Kurve over sort plasts enegi absorbtion(x-akse=bølgenummer (λ −1 )) yakse=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
0.977 PA0357 PA0360.DX NYLON 6 DRIED
0.964 PA0506 PA0514.DX WYCOA 471 NYLON
0.959 PA0440 PA0443.DX NYLON 6/6
0.958 PA0362 PA0365.DX NYLON 21
0.955 PA0354 PA0357.DX NP10,000 NYLON
0.940 PA0437 PA0440.DX NYLON 6/10
0.937 PA0439 PA0442.DX NYLON 6/9
0.924 PA0442 PA0445.DX NYLON 6/12
0.847 AP0024 NYLON 6 (POLYCARPROLACTAM)
0.845 PA0443 PA0446.DX NYLON 11
Fluka library
supplied by Perkin-Elmer
G.5 Resultater
Resultater for de forskellige forsøg.
G.5.1 Gul plast
Tabel G.4: Sandsynligheds tabel for den sorte 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 m˚ales p˚a baggrund af den indeholdene

146 Forsøgsrapport for undersøgelse af plast
m˚alestok. Fiberlængden er i gennemsnit 144µm, se tabel G.2. Dette gennemsnit er baseret p˚a 35 fibre.
Tykkelsen p˚a 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.
P˚a baggrund af dette antages det at fibermængde og fiberlængde samt tykkelse er den samme. Den eneste
forskel p˚a 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 p˚a kunne dog give et
kvalificeret gæt p˚a, 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 vilk˚arlige værdier for overfladeruheden p˚a grafen. Desuden er Ra-værdien aflæst. De
m˚alte værdier ses i tabel G.5.
Skinne Ra = 3,701µm Rt = 24,025µm Rz = 24,025µm
Tabel G.5: M˚aledata for overfladeruheden for den gule plast

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

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

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

Appendiks I
Forsøgsrapport for maksimum belastning
Form˚al
Form˚alet 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, n˚ar en person klemmer greb og h˚andtag sammen
Der er to muligheder for svigt. Enten vil en af kæberne p˚a klemmetvingen svigte, hvilket vil være for˚arsaget
af et brud, eller fiktionen mellem skinnen og l˚asepladen 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 s˚a
h˚ardt det er muligt, hvorved trækprøvemaskingen m˚aler den maksimale kraft, som klemmetvingen kan
trykke. Dette forsøg omtales videre som forsøg 1. Dernæst trækker trækprøvemaskinen i klemmetvingen,
s˚aledes der p˚aføres en større belastning p˚a klemmetvingen. Belastningen øges indtil der opst˚ar et svigt.
Dette forsøg omtales videre som forsøg 2.
Resultater
Figur I.1: Forsøgsopstilling
Forsøg 1
Den maksimale kraft, som klemmetvingen kan holde et konstant tryk p˚a er 740 N. Ved denne kraft,
vil l˚asepladen ikke gribe skinnen længere, hvorved det er friktionen mellem l˚asepladen og skinnen, som

sætter begrænsning for den maksimale belastning. Dog kan h˚andtaget p˚a dette tidspunkt stadig klemmes,
hvorved kraften kortvarigt kan øges til 1000 N.
Forsøg 2
Den maksimale kraft klemmetvingen kan modst˚a før et brud er 1703 N. Brudet sker p˚a den variable kæbe
ved l˚asepladen,
Figur I.2: Billed af brudet p˚a den variable kæbe. Brudet er opst˚aet bag l˚asepladen.
Fejlkilder og m˚aleusikkerheder
N˚ar klemmetvingen ved h˚andkraft strammes, er det besværligt ikke at rokke med klemmetvingen. Dette
vil medfører en højere m˚alning af kraften, en selve klemmetvingen yder. Dog vil dette ogs˚a ske i den
almindelige anvendelse af klemmetvingen.
Forsøgene er kun foretaget en gang, hvorved der kun er m˚alt styrken p˚a én klemmetvinge.
Konklusion
Klemmetvingen har to forskellige steder, hvor den i to forskellige situationer først svigter. Ved manuelle
klem p˚a h˚andtaget, er det l˚asepladen, som glider p˚a stangen.
N˚ar der er en kraft, som øges mellem kæberne, er det den variable kæbe der svigter. Svigtet sker via et
brud p˚a kæben. Dette brud er lige bag det sted, som l˚asepladen støtter p˚a kæben. Dette er sandsynligvis
fordi l˚asepladen p˚afører kæben en ekstra spændning i kæben p˚a dette sted.
151

Materialevalg
Appendiks J
I dette appendiks forefindes udledningen af de benyttede formler til materialeindekserne M1-M8 i afsnit
4.2. I tabel J.1 er opstillet de ønskede parametre for de endelige materiale, hvor As er overfladearealet, V
er volumen, m er massen, L er længden, ρ er densiteten, E er E-modulet, I er inertimomentet, F er den
p˚aførte kraft og b er bredden, Cm er relativ pris per enhedsmasse.
Funktion ⇒ Fast kæbe, værktøj, modst˚a bøjningsmoment
Begrænsende faktor ⇒ stivhed ⇒ δ =
F ·L3
3 cot E·I
⇒ Styrke ⇒ σ = F
As
Objektiv funktion ⇒ Minimere volume ⇒ V = As · L
⇒ Minimere masse ⇒ m = As · L · ρ
⇒ Minimere pris ⇒ C = As · L · ρ · Cm
Fri variabel ⇒ As ⇒ As = b 2
⇒ Materialevalg
Tabel J.1: Kriterier for materialeudvælgelsen
P˚a figur J.1 ses den simple geometri, som formlerne er udledt fra. Endvidere st˚ar E for E-modul, I for
inertimoment, og er udtrykt ved
F st˚ar for kraft, M for moment.
I = b4 A2
⇒ I =
12 12
Figur J.1: Simplificeret geometri af den faste kæbe

Stivhed og minimal volume
Styrke og minimal volume
Stivhed og minimal masse
δ =
δ =
F ·L 3
3·E·I
F ·L 3 ·12
3·E·A2 4·F ·L3
A = ( E·δ )0,5
V = ( 4·F
E·δ )0,5 · L 5/2
V = (4 0,5 ) · (F 0,5 ) · ( L3/2
δ 0,5 ) · ( 1
E 0,5 )
Minimum(V ) ⇒ maksimum(E)
σ =
σ =
σ =
b = (
M·b/2
I
F ·L·b/2·12
b4 F ·L·6
b3 6·F ·L
σ )1/3
6·F ·L
A = ( σ )2/3
V = ( 6·F
σ )2/3 · L 5/3
V = (6 2/3 ) · (F 2/3 ) · (L 2/3 ) · ( 1
σ 2/3 )
Minimum(V ) ⇒ maksimum(σ 2/3 )
δ =
δ =
Minimum(m) ⇒ maksimum( E0,5
ρ )
b 4 = (4 ·
F ·L 3
3·E·I
F ·L 3 ·12
3·E·b4 F ·L3
E·δ )
4·F ·L3
A = ( E·δ )0,5
4·F ·L
m = ( E·δ )0,5 · L · ρ
m = (4 0,5 ) · (F 0,5 ) · ( L5/2
δ 0,5 ) · ( ρ
E 0,5 )
153

154 Materialevalg
Styrke og minimal masse
Stivhed og Pris
Styrke og pris
σ =
σ =
Minimum(m) ⇒ maksimum( σ2/3
ρ )
Minimum(C) ⇒ maksimum( E0,5
)
ρ · Cm
Minimum(C) ⇒ maksimum( σ2/3
)
ρ · Cm
b = (
A = (
M·b/2
I
M·b/2·12
b4 6·F ·L
σ )1/3
6·F ·L
σ )2/3
m = 6·F ·L ( σ )2/3 · L · ρ
m = (62/3 ) · (F 2/3 ) · (L5/3 ) · ( ρ
σ2/3 )
m = A · L · ρ · Cm
4·F ·L3
A = ( E·δ )0,5
C = (4 0,5 ) · F 0,5 · ( L5/3
δ 0,5 · ( ρCm
E 0,5 )
m = A · L · ρ · Cm
6·F ·L
A = ( σ )2/3
C = (6 2/3 · F 2/3 · L 5/3 · ρ·Cm
σ 2/3

Stivhed og styrke i forhold til minimal masse
σ =
σ =
b 3 =
δ =
δ =
b 4 =
M·b/2
I
6·F ·L
b3 6·F ·L
σ
P ·L 3
3·E·I
P ·L 3 ·4
E·b4 P ·L 3 ·4
E·δ
(b3 ) 2
b4 =
( 6·F ·L
σ ) 2
P ·L3 ·4
E·δ
b 2 = 6·F ·L ( 6 ) 2 · E·δ
F ·L3 ·4
b 2 = 36·F ·E·δ
L2 ·4·σ2 m = (
Minimum(m) ⇒ max( σ2
) ⇒ maksimum((σ/ρ)2
E · ρ E/ρ )
Stivhed og styrke i forhold til minimal volume
J.0.1 I
b 2 =
Minimum(V ) ⇒ maksimum( σ2
E )
36·F ·E·δ
L 2 ·4·σ 2
V = A · L
V = b 2 · L
V = ( 9·F E
L·δ ) · σ2 9·F ·L
L2 E·ρ
·δ ) · ( σ2 )
tabel 4.1, er listet de materialer, der opfylder minimumskravene p˚a materialekortene, sammen med resultatet
af den bestemte rangorden.
155

156 Materialevalg
Materiale M1, M3 M2, M4, M8 M7 M5 M6 Point
E ≥ 6,2 GPa σf ≥ 115MP a
Kulstofst˚al + + + + + + 12
Rustfrit st˚al + + + + - - 8
Støbejern + + + - + + 9
Titanium legering + + + + - - 8
Aluminium legering + + + + + + 12
Magnesium legering + + + + + + 12
Zink legerring + - + - + + 8
CFRP + + + + - - 7
GFRP + + + - - - 4
PMMA - - + + + 9
PA - - + + 6
PC - - + + 6
PA6-GF30 + + + + + + 12
Wood + - + - + + 8
Tabel J.2: Skematisk fremstilling af materialetypernes egnethed

Appendiks K
Ladderdiagram for PLC-styring
Figuren viser det udarbejde ladderdiagram til PLC-styringen af den anvendte OMROM PLC. Se mere
om styring i kapitel 11 p˚a side 80. Figuren fortsættes p˚a følgende sider.

158 Ladderdiagram for PLC-styring

159

160 Ladderdiagram for PLC-styring

161

Appendiks L
Fremstillingsprocesser for plast
I dette Apendiks betragtes de processer, der anses som mulige i henhold til de plastproduktion. I tabel L.1
er opstillet de plastprocesser, der umiddelbart er mulige. En sp˚antagende proces er en massereducerende
proces, hvilket medfører en d˚arligere udnytttelse af materialet. Til gengæld er værktøjet forholdsvist billigt,
da der som regel er tale om et standard værktøj. Ved sp˚antagning er der mulighed for at opn˚a
forholdsvis komplekse geometriske emner. Ulempen er, at bearbejdningsprocessen tager langt tid, og at
der derved skal flere maskiner til at opretholde en given masseproduktion. Dette er, som tidligere nævnt,
uhensigtsmæssigt ud fra et økonomisk synspunkt.
Sprøjtestøbning er en anden mulighed. Fordelen ved denne er, at næsten alle plastemner kan produceres
i en enkelt operation, og at processen kan automatiseres. Dette gør sprøjtestøbning egnet til masseproduktion.
Ulempen er prisen p˚a værktøjet, som er høj. Derved bliver startudgiften høj, og derfor egner
sprøjtestøbning sig ikke til de sm˚a serier.
Blæse og rotationsstøbning er begge processer, der benyttes til hule emner. Hvis der er store emner
benyttes typisk rotationsstøbning, hvor plasten placeres i en beholder, der er formet indvendig efter det
færdige emne. Plasten varmes op, og beholderen roterer under afkølingen. Plasten størkner p˚a indersiden
og der f˚as et hult emne. Blæsestøbning foreg˚ar som sprøjtestøbning. Plasten sprøjtes ind i værktøjet,
hvorefter der pumpes gas ind. Dette gør, at plasten ligger sig op ad indersiden af værktøjet, mens gassen
bliver i midten. Herved opn˚aes et hult emne. Blæse og rotationsstøbning har som sprøjtestøbning en høj
pris p˚a værktøjet, men lave produktionsomkostninger p˚a grund at et minimalt materialespild og en hurtig
procestid.
Termoformning benyttes til formgivning af en plastplade, ved at varme den op til den smelter, hvorefter
den flyder ned i en form, der er placeret under smeltedigelen. Vakuumformning foreg˚ar p˚a samme
m˚ade, men er tilført et vakuum under pladen. Disse metoder benyttes tit til emballage. Ulempen er, at
der typisk ikke er særlig stor godstykkelse p˚a emnet, fordi der ikke er værktøjer p˚a begge sider af emnet og
materialet herved vil flyde ned i bunden af formen. Det kan derfor være vanskeligt at styre godstykkelsen.
Proces Anvendelse Fordele Ulemper
Sp˚antagning Massive emner Billigt værktøj Stort materialeforbrug,
Lange procestider
Sprøjtestøbning Massive og hule emner Lille materialespild Dyrt værktøj
Blæsestøbning Hule emner God til hule emner Dyrt værktøj
Rotationsstøbning Større hule emner God til store hule emner Dyrt værktøj
Termoformning Tyndvægget emner minimalt materialespild Kun til forholdsvis
Emballage Tyndvægget emner
Vakuuumformning Tyndvægget emner God til hule emner Kun til forholdsvis
Emballage Tyndvægget emner
Tabel L.1: Skematisk opstilling af plastprocesser

Appendiks M
Trykfaldsberegninger af den faste
kæbe
I dette appendiks, vil trykfaldet i de enkelte delsektioner i fødesystemet og kaviteten for den faste kæbe
blive beregnet. Den længste flydevej vil blive bestemt, strømningshastigheden, forskydningshastigheden,
forskydningsspændingen, og til slut trykfaldet.
Sektion A
Dimensionerne for det rektangulære profil sektion A har følgende m˚al: Aa = 7, 26mm, Ba = 14mm,
Ca = 22, 7mm, geometrien er grafisk vist p˚a figur M.1. dette profil er simpelt rektangulært, og skal s˚aledes
ikke simplificeres yderligere, men betegnleserne ændres for at f˚a den mest kritiske flydevej. ha = 14mm,
ba = 22, 7mm og la = 7, 26mm. Volumet findes ved
Sektion B
Va = h · b · l = 2307, 288mm 3
Figur M.1: Sektion A-A’s geometriske m˚al
Sektion B dækker over fire næsten rektangulæres søjler, der omkranser sektion C. Dimensionen for den
enkelte søjle er: Ab = 4, 85mm, Bb = 22, 7mm, Cb = 4, 55mm, Db = 2, 45mm. Geometrien kan ses p˚a
figur M.2.
Figur M.2: Sektion B-B’s geometriske udformning

164 Trykfaldsberegninger af den faste kæbe
Volumet findes ved
VB = · Ab · Bb · Cb + (D 2 b − D2 b
VB =530, 172mm 3
· π
) · Ab
4
Ud fra volumet kan det simplificerede profils dimensioner bestemmes, ved at bevare højden og bredden.
De nye m˚al bliver derfor hb = 4, 55mm, bb = 22, 7mm, lb = 5, 133mm
Sektion C
Sektion C-C best˚ar af to rektangulære søjler og samleelement, der dog ikke indg˚ar i flydevejen. Dimensionerne
kan ses p˚a figur M.3
Figur M.3: Sektion C-C geometri
Dimensionerne den enkelte søjle i sektion C-C er Ac = 4, 55mm, Bc = 3mm, Cc = 22, 7mm. Volumet af
midtersektionen er 34, 66mm 3 Det samlede volume af sektionen er
Sektion D-D
VC = 2(·(Ac · Cc · Bc)) + 34, 66mm 3
VC = 654, 37mm 3
Sektion D-D er et rektangulært profil, og en simplificering er derfor ikke nødvendig, de oprindelige m˚al,
Ad = 4, 31mm, Bd = 14mm, Cd = 22, 7mm, fastholdes, men omformuleres til ld = 4, 31mm, hd = 14mm,
bd = 22, 7mm. Den geometriske udformning kan ses p˚a figur M.4
Volumet af sektion findes som
Sektion F-F
VD = hd · bd · ·ldVD = 9994, 41mm 3
Sektion F er et rektangulært profil, og en simplificering er s˚aledes ikke nødvendig, dimensionerne bestemmes
til at være Bf = hf = 20, 20mm, Af = bf = 30, 53mm, Cf = lf = 4, 3mm. Den geometriske
udformning kan ses p˚a figur refemneF1
Volumet bestemmes til at være

Tilløbskanal, sektion 1-1
Figur M.4: Sektion D-D’ geometriske udformning
Figur M.5: Geometrien for sektion F-F
VF =Af · Bf · Cf
VF =2651, 836mm 3
Tilløbskanalen kan ses p˚a figur M.6, og dimensionerne er d1 = 6mm, d2 = 7, 5mm, l1 = 20mm Det
samlede volume findes ved
Vtilløb = 0, 5 · d1
2 · (d1 + d2) · l1 + 0, 5 · π · d21 4
· l1
Vtilløb = 687, 743mm 3
Da profilet er sammensat af et trapez profil og et halvt cirkel profil er en simplificering nødvendig. Tilløbet
simplificeres til at være rent cirkulært, ved at fastholde volume og mindste diameter, og derved ændre p˚a
længden. De nye m˚al bliver derfor d1ny = 6mm, l1ny = 24, 324mm
Indløbskanal, sektion G-G
Indløbskanalen er et lille rektangulært profil, der ikke behover at blive simplificeret. dimensionerne er
derfor som følger hg = 0, 8mm, bg = 2, 8mm, lg = 1mm. Geometrien kan ses p˚a figur M.7
Volumet findes til at være
Vindløb = hg · bg · lg
Vindløb = 2, 24mm 3
165

166 Trykfaldsberegninger af den faste kæbe
Figur M.6: Tilløbskanalen
Figur M.7: Geometrien for indløbskanalen

Indsprøjtningskanal, sektion H-H
Indsprøjtningskanalen er en konisk søjle, og en simplificering er derfor nødvendig. De oprindelige m˚al, der,
kan ses p˚a figur M.8 er som følger dh1 = 4, 5mm, d2h = 7, 119mm, lh = 37, 5mm, det giver et volume p˚a
Vindsprøjt = π
3 · lh · (( d2h
2 )2 + ( d1h
2 )2 + d1h d2h
·
2 2 ⇒ Vindsprøjt = 1010, 863
Figur M.8: Sektion H-H geometriske udformning
Ved simplificering af profilet fastholdes volumet og tværsnittet, mens længden ændres og findes som i
udtryk M.1
lhny =
167
VH
= 63, 559mm (M.1)
π · 2, 252 Dette giver en lille overdimensionering i forhold til den længste flydevej, men dette vil højest føre til
at maskinen bliver tilsvarende overdimensioneret, og alts˚a stadig vil være funktionsdygtig, endvidere er
overdimensioneringen sammenholdt med de øvrige m˚aleusikkerheder for forskydningsviskositeten ikke af
betydning.
Kammer
Kammeret er et rektangulært profil, som følge af at tilløbskanalerne skal slutte op omkring, geometrien
kan ses p˚a figur M.9, det er s˚aledes ikke nødvenigt at simplificere profilet yderligere.
Figur M.9: geometrien for kammeret, emne I
Dimensionerne for kammeret er hi = 7, 5mm, bi = 7, 643mm og li = 7, 643mm, volumet findes som

168 Trykfaldsberegninger af den faste kæbe
Volumetriske strømningshastighed
Vkammer = hi · bi · li
Vkammer = 437, 772mm 2
Qskud,hel = 4 · Vindløb + 4 · Vtilløb + Vindsprøjt + Vkammer + VA + 4 · VB + VC + VD + VE + VF
indsprøjtningstid
Qskud,hel =24404, 3 mm3
s
Qskud,hel benyttes til at beregne forskydningshastigheden for kammeret og indsprøjtningsstykket. Q skud,1/4
benyttes til de øvrige profiler. Ved at gøre brug af formlerne 8.20, 8.21,8.22 og 8.23, og grafen 8.12 p˚a
side 59, kan forskydningshastigeden, viskositeten afhængig af forskydningshastigheden, forskydningsspændingen
og trykfaldet beregnes, resultaterne ses i tabel M.1
Sektion Forskydningshastighed Viskositet σ Trykfald
A 30, 11s −1 711P a · s 0, 0214MP a 0, 036MP a
B 285, 05s −1 356, 20P a · s 0, 101MP a 0, 274MP a
C 285, 05s −1 356, 2P a · s 0, 1MP a 0, 158MP a
E 256, 26s −1 366, 85P a · s 0, 094MP a 4, 19MP a
F 10, 75 s −1 711P a · s 0, 0076MP a 0, 0053MP a
Tilløb 1052, 86s −1 191, 05P a · s 0, 201MP a 3, 259MP a
Indløb 74754, 54s −1 ∗ 0, 1P a · s 0, 0075MP a 0, 005MP a
Indsprøjt 2727, 05s −1 144, 17P a · s 0, 393MP a 22, 20MP a
Kammer 231, 32s −1 376, 08P a · s 0, 087Mpa 0, 354MP a
Tabel M.1: Værdier til brug for trykfaldsberegninger i den faste kæbe
Ved en forskydningspændning af denne størrelse, vil en termisk nedbrydelse af plasten
kunne forekomme, men eftersom indløbet kun er 1mm antages det, at plasten ikke skades

Beregning for udskydning
Appendiks N
Formelen [Dominick V. Rosato(2000)] er baseret p˚a at geometrien er rund, derfor tiltænkes en rund form,
som bibeholder holder omkredsen og s˚a det ydre areal tilnærmelsesvis er det sammen som den oprindelige,
side/ende tykkelsen p˚a den ændrede geometri fast sættes til 4,5 som er sidetykkelsen p˚a den oprindelige,
i tabel N.1 er de vigtigst m˚al p˚a den fastekæbe opgivet. Til sammenligning er m˚alene p˚a cirklen opgivet i
table N.1 samt de er illustreret p˚a figur N.1 hvor de er sk˚aret halvt over, s˚a det der ses passer med en form
halvdel. Fremgangsm˚aden er s˚aledes at der søges efter den mindst mulig krævet diameter p˚a udstøderne.
Beskrivelse Koefficient Værdi Fundet ved
ydre omkreds O 196mm Cad-model
indere dybde H 5, 5mm Cad-model
sidetykkelse t 4, 5mm Cad-model
endetykkelse T 3, 0mm Cad-model
Tabel N.1: Oplysninger om den faste kæbe
Figur N.1: Illustration af den tiltænkte beregnings cirkel og den faste kæbe, de er
halveret
Beskrivelse Koeffecient Værdi Fundet ved
Ydre omkreds O 196mm Cad-model
Indere dybde H 5,5mm Cad-model
Sidetykkelse t 4,5mm Cad-model
Diameter d 62,4mm O = d · π
Endetykkelse T 3,0mm Cad-model
Areal hvorp˚a friktionen opstæder
Ydre areal Ay 1401mm 2 Cad-model
Indre areal Ai 945mm 2 Cad-model
Samlet areal As 2346mm 2 Ay + As
Tabel N.2: Oplysninger om cirklen
Ud fra slipvinklen er der fundet en korrektions factor for slipvinkel B = 0,9 [Menges and Mohren(1993)].
Beskrivelse af St 10 p˚a side 76. Fs,d er den samlet udstødere kraft per kvantitet. Udstødere kraften blev
fundet til 3853N 10 p˚a side 76

170 Beregning for udskydning
Beskrivelse Koefficient Værdi Fundet ved
E-modul ved 23 ◦ C E 10000N/mm 2 [CD-ROM(2005)]
Friktion mellem jern og plast fst˚al,P a 0,3 [Appel(2005)]
Vicat TV icat 250 ◦ C [CD-ROM(2005)]
Poisson’s ratio ν 0,4 [Gere(2002)]
Plastens flydespænding σy,plast Se N.2
Slipvinkel α 2◦C Den linær termiske krympning koefficient (parallel)
Udstødningstemperaturen
T h
Tin
−5 1 2,5 ·10 ◦C 160
[CD-ROM(2005)]
◦C [BASF(2005)]
Sikkerhedsfaktor S 1,5 [Menges and Mohren(1993)]
Tabel N.3: Plast oplysninger
For at sikre at den faste kæbe forlader formen uden at vride, monteres der to udstødere per kvantitet.
Derfor findes kraften per udstødere, Fe,u til 1926N 10.
N.1 Bulning
Bulning af udstøderne er ikke ønskeligt da det vil med føre større slid p˚a form og udstødere hvilket vil
med føre flere maskine stop. De bliver beregnet som fast inde spændt se kapitel 10 her gælder formel N.1.
F ≺ 4 · π2 · Estaal · I
L 2 (N.1)
Udstøderne bliver først kontrolleret for bulning under udskydning af emne se kapitel 10 her blev mindst di-
3 N
ameteren 3,5mm. Udstøderne har en længde p˚a 100mm og E-modul for st˚al Estaal = 210·10 mm2 Her efter
kontrolleres de for bulning under indsprøjtning, for at gøre dette beregnes trykket F ud fra N.2, her sættes
indsprøjtningstrykket til det maksimale af hvad den valgt maskine kan Pin = 247 N
mm2 [Arburg(2005b)],
derved er det sikret at der ikke sker bulning p˚a udstøderne p˚a grund af indsprøjtnings trykket og A er
arealet d2 ·π
4
F = Pin · A (N.2)
De kendte udtryk N.1 N.2 og A sættes sammen og diameteren isoloeres N.3.
Pin · L
dmin =
2 · 4
π 2 · Estaal
= 2, 2mm
1
2
(N.3)

N.2 Flydning 171
N.2 Flydning
Flydespændingen for plasten ved 160◦C som er udstødningstemperaturen [BASF(2005)]. Her er valgt at
findes E-modulet ved 160◦C med en forlængelse p˚a ε = 1,2% hvilket giver en E-modul p˚a 3300 N
mm2 som
er fundet i [CD-ROM(2005)]. Til at bestemme spændingen gælder Hook’s lov.
σsekant = ε · Eplast,160 ◦ C
= 3960 N
mm 2
Da plasten opføre sig som et sejt materiale, parallel forskydes den linie, som kan trækkes fra origo og
gennem punktet i N.4, 0, 2% ved ɛ se graf N.2 p˚a næste side. Der er udvalgt nogle plots fra [CD-ROM(2005)]
til brug i udarbejdelse af en graf N.2 p˚a modst˚aende side, plottene ses i tabel N.4 angiver flydespændingen
for det valgt plast materiale ved 160 ◦ C.
Der hvor den parallel forskudte linie krydser kurven i N.2 p˚a næste side aflæsses flydespænding, som her
er 48 N
mm 2
forlængelse i % Spænding i N
mm 2
0,6 23,4
1,2 39,6
1,8 50,9
2,4 59,2
3,0 65,4
3,6 70,1
4,2 73,7
4,8 76,1
5,4 77,6
6,0 78,3
Tabel N.4: plot til flydespænding ved 160 ◦ C
Da udstøderne er fabrikeret i et h˚ardt st˚al materiale [Uddeholm(2005)] forventes det ikke at de flyder før
plasten da den til gengæld har en lavere flydespænding sammenlignet. Hvis der opst˚ar flydning vil det
resulter i at der trykkes hul i den faste kæbe og den bliver i formen. Plasten kontrolleres for flydning i
formel N.5, σy,160 ◦ C = Fe,u
A
dmin =
Fe,u · 4
σy,160◦C · π
1
2
= 7, 2mm
(N.4)
(N.5)

172 Beregning for udskydning
Figur N.2: Her er sekant-modolus (den venstre linie) og flydespændings kurven angivet
samt den 0, 2% paralelle foskudte linie

A/D konvertering
Appendiks O
Dette appendiks indeholder grafer der viser nødvendigheden af at have den rette bit-opløsning ved A/D
konvertering. P˚a figur O.1 ses et signal, hvor signalet er for svagt til at det kan opfanges af opløsningen.
Dette medfører at det digitale signal i stedet for at vise en kurve, peaker, engang imellem, og ellers intet
viser. P˚a figur O.2 ses et signal, der er for kraftigt i forhold til opløsningen, og s˚aledes, bliver toppene af
signalet ikke taget med i samplingen. og der opleves at det digitale signal f˚ar en firkantet struktur. P˚a
figur O.3 ses et analogt signal, hvor opløsningen er passende. Signalet udnytter hele opløsningsintervallet
uden at toppe uden for bit-opløsningen. Det digitale signal, kommer s˚aledes tilnærmelsesvist til at ligne
det analoge.

174 A/D konvertering
(a) Et analogt signal med en utilsvarende opløsning
(b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal
Figur O.1:

(a) Et analogt signal der er for kraftigt i forhold til opløsningen
(b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal
Figur O.2:
175

176 A/D konvertering
(a) Et analogt signal med en passende opløsning
(b) Samme signal, nu konverteret til digitalt signal
Figur O.3:

Appendiks P
Bestemmelse af
overføringsfunktion
Overføringsfunktionen er
hvor 1
h·As
T (s)
P (s) =
1
h·As
Cp·m·s
h·As
kan udtrykkes som modstanden R mod at afgive varme, og er systemets forstærkning, mens Cp·m
h·As
er systemts tidskonstant. Tidskonsten er afhængig af formen og den tilhørende holders varmeledningsevne.
Holder til form
Holderen best˚ar af to dele, en fastmonteret del, hvor masse bestemmes ud fra dimensionerne og kulstofst˚als
massefylde, og en løs del hvor massen bestemmes ud fra vejning. Den faste dels volume bestemmes ud fra
figur P.1 og nedenst˚aende ligning.
+ 1
Figur P.1: Skitse af formholder
Vform = 0.022m · 0.015m · 0.031m + 0.0125m · 0.047m · 0.031m + 0.047m · 0.031m · 0.009m = 4.16 · 10 −5 m 3
Kulstofst˚al har en densitet ρ = 7854 kg
m 3 , hvilket giver en masse p˚a den fastspændte holder p˚a
mholder,fast = 7854 kg
m 3 · 4.16 · 10−5 m 3 = 0.326kg
Massen p˚a den frie holder findes til at være 0.177kg. Den samlede masse bliver s˚aledes p˚a 0.503kg
As
Formen har m˚alene længde = 86, 15mm, bredde = 24.64mm og højde =12.68mm, hvilket giver et overflade
areal p˚a
As = 2 · (h · b) + 2 · (h · l) + 2 · (l · b)

178 Bestemmelse af overføringsfunktion
⇓
As = 2 · (0.01268m · 0.08615m) + 2 · (0.01268m · 0.02464m) + 2 · (0.02464m · 0.08615m) = 0.007055m 2
P.0.1 De termodynamiske konstanter
De nødvendige termodynamiske konstanter, som skal benyttes til at bestemme konvektions varmeoverførsels
koefficienten h, findes i henhold til [Turner(2005)] ved 20 ◦ C, og kan ses i tabel P.1. I tabellen er endvidere
inkluderet de nødvendige værdier til at bestemme tidskonstanten.
Densitet ρ 1.204 kg
m 3
Varmekapacitet Cp,luft 1007 J
kg· ◦ C
Varmekapacitet Cp,alu 875 J
kg· ◦ C
Varmekapacitet Cp,st˚al 434 J
kg· ◦ C
Varmeledningsevne 0.02514 W
m· ◦ C
Prandtl-tal 0.7309
Dynamisk viskositet µ 1.825 · 10
Hastighed V 1 m
s
Karakteristiske længde L 0.08615m
Massen mvejet
0.06864kg
−5 kg
m·s
Tabel P.1: Konstanter til brug for udregning af konvektions varmeoverførselskoefficienten
h
Reynolds-tallet
⇓
Nusselt-tallet
Re =
ρ · V · L
µ
Re = 1.204kg/m3 · 1m/s · 0.08615m
1.825 · 10 −5 kg
m·s
= 5683.54
For Renoylds-tal imellem 4000-15000, kan Nusselt-tallet for et langt smalt profil bestemmes ved følgende
udtryk
⇓
Konvektions varmeoverførsels koefficienten h
⇓
Nu = 0.288 · Re 0.731 · P r 1/3
Nu = 0.288 · 5683.4 0.731 · 0.7309 1/3 = 144.09
h =
h = k
· Nu
L
W 0.02514 m◦C · 144.09
= 42.05
0.08615m
W
m2◦C

P.0.2 Overføringsfunktion
⇓
T (s)
P (s) =
R =
3.37 ◦ C
W
1
42.05W/m 2◦ · 0.007055m
· (875 J
kg· ◦ C
T (s)
P (s) =
3.37 ◦ C
W
◦C ⇒ R = 3.37
3
· 0.06864kg + 434 J
kg· ◦ C
3.37 ◦ C
W
938 J
W
· s + 1
W
· 0.503kg) · s + 1
179

Appendiks Q
Forsøgsrapport for undersøgelse af
overfladekvalitet
Q.0.3 Form˚al
Dette forsøg har til form˚al at undersøge hvilken indflydelse værktøjstemperaturen har p˚a kvaliteten af en
sprøjtestøbning b˚ade rent visuelt og styrkemæssigt.
Til dette form˚al udføres der trækprøveforsøg p˚a en trækprøvemaskine.
Q.0.4 Forsøgsbeskrivelse
Der blev udført forsøg af to omgange. Dette blev gjort, fordi det første ikke gav brugbare resultater.
Ved første forsøg blev emnerne sprøjtestøbt ved forskellige temperaturer med 5 ◦ C interval mellem hver
sprøjtning. Der blev foretaget 7 forsøg i intervallet 60 ◦ C-90 ◦ C Der blev fortaget en trækprøve p˚a hver af
emnerne, hvorved styrken i emnet blev undersøgt.
Ved det andet forsøg blev emnerne sprøjtestøbt 3 emner i hvert af 3 temperatur step, og herefter undersøgt
visuelt, og i en trækprøvemaskine.
Q.0.5 Resultater
Forsøg 1
Resultaterne fra den visuelle undersøgelse ses p˚a figur 12.29 p˚a side 110. I tabel Q.1 ses resultaterne fra
forsøg 1. Det ses, at tallene svinger meget. Der er dog en tendens til, at styrken stiger i omr˚adet 70-75 ◦ C.
Dette er ikke forventet, da producenten anbefaler et temperaturomr˚ade p˚a 80-90 ◦ C. Da de beskrevne
forsøgs resultater i tabel Q.1, giver nogle andre resultater end de forventede, blev det besluttet at lave
endnu et forsøg.
Forsøg 2
Temperatur σbrud E − modul
60 ◦ C 78, 19MP a 12518, 19MP a
65 ◦ C 70, 67MP a 902, 43MP a
70 ◦ C 109, 00MP a 8991, 28MP a
75 ◦ C 106, 84MP a 4339, 29MP a
80 ◦ C 85, 53MP a 5530, 12MP a
85 ◦ C 98, 10MP a 13625, 75MP a
90 ◦ C 86, 16MP a 3984, 27MP a
Tabel Q.1: I denne tabel ses resultaterne fra trækprøveforsøgene.
I tabel Q.2 p˚a næste side er resultaterne fra det andet forsøg præsenteret. I tabellen er der beregnet nogle
gennemsnits værdier ud fra tre forsøg ved hvert temperatur step. Det ses at gennemsnits styrkerne varier
som forventet, alts˚a prøverne i det anbefalede temperatur interval ved 85 ◦ C har den største styrke. Udfra

gennemsnitsværdierne ses dog ikke, at det enkelt forsøg, der havde størst styrke, var en prøve ved 70 ◦ C.
I tabel Q.2 er gennemsnits værdierne for E-modulet ogs˚a beregnet.
Temperatur σbrud ¯
¯
E − modul
70 ◦ C 94, 24MP a 2644, 66MP a
85 ◦ C 106, 66MP a 1638, 58MP a
100 ◦ C 100, 67MP a 3731, 64MP a
Tabel Q.2: I denne tabel ses resultaterne fra trækprøveforsøg nummer 2.
Fejlkilder og m˚aleusikkerhedder
• Varmelegemet dækker ikke hele værktøjet. Herved er det kun en del af værktøjet, som er opvarmet
til den angivne temperatur.
• E-modulet er beregnet udfra trækprøvemaskinens m˚alte forlængelse. Der er med andre ord ikke brugt
et ekstensiometer. Det resulterer i nogle unøjagtige resultater, men prøverne imellem er resultaterne
brugbare.
• D˚arlig homogenisering af smelten.
Konklusion
Fra forsøgene kan det konkluderes, at hvis der afviges fra producentens anbefalinger med hensyn til
temperaturen, s˚a opst˚ar der en ringere overflade finish. Med hendsyn til styrken og stivheden, m˚a det
konkluderes, at det ikke er muligt at finde et konkret mønster, som funktion af formens temperatur
ændring. ˚Arsagen til at styrke og stivhed svinger utrolig meget fra prøve til prøve, er sandsynligvis, at
den benyttede sprøjtestøbemakine ikke er i stand til at homogenisere smelten i tilstrækkelig grad.
181

Plastmateriale
Appendiks R
Dette appendiks vil diskutere udvælgelsen af den specifikke polymer med henblik p˚a konstruktion af den
faste kæbe.
R.0.6 Krav til polymeren
Førend at materialet udvælges, er det vigtigt at specificere hvilke krav, polymeren skal kunne leve op
til, for at den faste kæbe, og dermed klemmetvingen er funktionsdygtigt. Kravene er afhængige af det
arbejdsmiljø, som klemmetvingen benyttes i, og afhænger af to omr˚ader; de mekaniske belastninger og
p˚avirkninger fra det omkringst˚aende miljø. En nærmere specifikation kan ses i tabel R.1. Desuden er det
af betydning, at materialet benyttes i en hensigtsmæssig fremstillingsproces.
Mekaniske egenskaber Udefrakommende p˚avirkninger
Stivhed Arbejdstemperatur
Friktion Miljøp˚avirkninger
Slagp˚avirkning Brandegenskaber
Slidbestandighed Strømledende evne
Dimensionsstabilitet UV-str˚aling
Udmattelsesstyrke Levetid
Farve
Tabel R.1: kriterier for at opstille krav til materialet
P˚a baggrund af kriterierne til overvejelser for produktkravene fra tabel R.1, er de opstillede krav til
materialet som følger:
• Høj trækstyrke
• Bestandighed mod krybning
• Høj E-modul
• Lav pris
• Olie/kemisk bestandig
• Temperaturinterval til anvendelse: (kærvslagsejhed) −30 ◦ C til +60 ◦ C
• Arbejdsdygtig i atmosfære og sollys (5 ˚ars levetid)
• Lav vægt
• Mulighed for fiberforstærkning

R.0.7 Sammenligning
For at kunne sammenligne materialerne og derved foretage det bedst mulige valg, er plastmaterialerne ofte
delt op i undergrupper, der er kategoriseret efter deres typiske anvendelser og egenskaber [Vink(2004)].
• Konstruktionsplast: POM, PET og PA
• Masseplast: PE, PP og PVC
• Fluorplast: PVDF, PTFE og ECTFE
• Klar plast: PMMA, PC, PEI, PSU og PES
• Temperaturbestandigt plast: PEEK, PPS og PA6.6GF30
Ud fra ovenst˚aende opdeling, viser det sig i henhold til [Vink(2004)], at det kun er konstruktionsplast og
temperaturbestandigt plast, som har egenskaber, der kan opfylde de opstillede krav til den faste kæbe.
Herefter kan den endelige sammenligning færdiggøres. PET (polyethylenterephthalat), POM (Polyacetal-
Acetalplast), PA (Polyamid-Amidplast), PEEK (Polyetheretherketon), PPS (Polyphenylensulfid) kan alle
fiberforstærkes, mens PA6.6GF30 (Polyamid-Amidplast) i forvejen er fiberforstærket med 30% glasfibre.
Yderligere karakteristika kan ses i tabel R.2 [Vink(2004)]
Da PET har en for høj mindsteanvendelsetemperatur, kan den fravælges. PEEK og PPS fravælges p˚a
Materiale Karakteristika
PET Stor styrke, stor stivhed
Anvendelse med kærvspændinger samt udendørsbrug bør undg˚aes
Minimum anvendelsestemperatur -20 ◦ C.
POM Høj udmattelsesstyrke
Ringe tendens til koldflydning
God kombination af h˚ardhed, stivhed og sejhed
Ikke UV-stabil, men ved sorte og stabiliserede typer, kan den bruges udendørs.
PA Høj udmattelsesstyrke
Kan ved modificering og forstærkning f˚a meget høj styrke og stivhed
T˚aler ikke de fleste syre
Tyndvæggede emner angribes af UV-str˚aler.
PEEK D˚arlig kærvslagstyrke
PPS D˚arlig kærvslagstyrke
PA6.6GF30 Stort set de samme som PA, men den har højre styrke og varmbestandig.
Denne specifikke PA6.6GF30-type kan kun ekstruderes.
Tabel R.2: Karakteristika for udvalgte plasttyper [Vink(2004)].
grund af for d˚arlig kærvslagstyrken, videre betragtes derfor kun POM og PA. POM kan deles op i POM-H
og POM-C. Egenskabsprofilerne for disse afslører, at POM-H er at fortrække, da den har det højeste
E-modul og største trækstyrke, egenskaberne for profilen er bestemt ved 23 ◦ C. I henhold til appendiks
L, er sprøjtestøbning en velegnet formgivningsproces for plast, hvilket gør at den specifikke plasttype
PA6.6FG30 kan udelukkes.
Der f˚as flere forskellige fiberforstærkninger med forskellige %-mæssigt fiberindhold. Sammenholdes PAtyper,
der har et varierende indhold af fibre, ses det, at E-modulet stiger med indholdet af fibre [BASF(2005)].
Da anvendelsestemperaturen er meget varierende, fravælges de materialer, hvor der ikke er oplyst et tilstrækkelig
interval for anvendelsestemperaturen. Holdes POM op mod PA-glasfibre forstærket plast, kan
183

184 Plastmateriale
POM fravælges, da PA-glasfibre forstærket plast har det højeste E-modul og trækstyrke af de to typer
[BASF(2005)]. Ses der nærmere p˚a de forskellige PA typer, findes det, at nogle typer af PA har en mindste
anvendelsestemperatur som ligger over -30 ◦ C, eller ikke er oplyst, derved opfylder disse materialer ikke
produktspecifikationen og kan fravælges. Ligeledes fravælges de typer, der ikke er egnet til farvning.
Den valgte polymer vælges ud fra de opstillede produktkriterier til at være en plast af typen Ultramid r○
som er betegnelsen der anvendes p˚a [BASF(2005)], da det er muligt at finde en plasttype der kan farves
og har et passende E-modul samt trækstyrke i temperatur intervallet, den er 30% glasfibre forstærket.