DuPontâ„¢ Technische Kunststoffe Allgemeine Konstruktionsprinzipien

DuPont
Technische Kunststoffe
Allgemeine Konstruktionsprinzipien – Modul I
® Marke von E.I. du Pont de Nemours and Company

Allgemeine Konstruktionsprinzipien für technische Kunststoffe
Inhalt
1 Allgemeines Seite
Festlegung der Anforderungen für eine Anwendung ..... 3
Konstruktions-Checkliste ............................................... 4
Von der Konstruktion zum Prototyp............................... 5
Computersimulationen ................................................... 5
Erprobung der Konstruktion........................................... 6
Erstellung aussagekräftiger Spezifikationen .................. 6
2 Spritzgießen
Verfahren und Ausrüstung.............................................. 7
Anleitung zur Fehlersuche bei Verarbeitungsproblemen ... 8
3 Kriterien für das Spritzgießen
Einheitliche Wanddicke.................................................. 11
Konstruktionshinweise ................................................... 11
Konizität und Auswerferstifte ........................................ 12
Ausrundungen und Rundungshalbmesser ...................... 12
Gewindeaugen ................................................................ 13
Rippen ............................................................................ 13
Löcher und Auskernungen ............................................. 13
Gewinde.......................................................................... 15
Hinterschneidungen........................................................ 16
Umspritzte Einlegeteile .................................................. 17
Toleranzen ...................................................................... 18
Schwindung und Verzug................................................. 19
4 Berechnungsgleichungen für tragende Konstruktionen
Kurzzeitbelastungen ....................................................... 21
Modul für isotrope Materialien ...................................... 22
Orthotrope Materialien ................................................... 23
Andere Beanspruchungen............................................... 23
Dauerbelastungen ........................................................... 24
Rippen und Verstärkungen ............................................. 27
Berechnungsgleichungen für tragende
Konstruktionen ............................................................... 33
5 Konstruktionsbeispiele
Neue Radkonstruktionen ................................................ 45
Stuhlsitze – neu durchdacht............................................ 48
Schubkarrenrahmen – eine mögliche Konstruktion ....... 48
6 Federn und flexible Scharniere
Konstruktion von flexiblen Scharnieren......................... 50
7 Lager
Härte und Oberflächengüte der Welle ............................ 51
Lageroberfläche.............................................................. 51
Genauigkeit .................................................................... 52
Lagerspiel ....................................................................... 53
Schmierung..................................................................... 53
Schutz gegen Eindringen von Schmutz.......................... 53
Thermische Bedingungen............................................... 54
Berechnung von Lagern ................................................. 54
Anwendungsbeispiele..................................................... 56
Richtlinien für die Erprobung von Lagern ..................... 57
8 Zahnräder
Zahnradkonstruktion ...................................................... 59
Konstruieren für statische Drehmomentbeanspruchung . 61
Zahnradabmessungen ..................................................... 61
Genauigkeit und Toleranzgrenzen.................................. 63
Zahnspiel und Achsabstände .......................................... 64
Materialpaarungen.......................................................... 65
Schmierung..................................................................... 66
Erprobung spanend bearbeiteter Prototypen .................. 66
Testen von Prototypen .................................................... 66
Konstruktion schrägverzahnter Zahnräder ..................... 66
Konstruktion von Schneckenrädern ............................... 67
8 Zahnräder (Fortsetzung) Seite
Materialpaarungen.......................................................... 70
Kegelradkonstruktion ..................................................... 70
Rundungshalbmesser...................................................... 70
Befestigungsmethoden ................................................... 70
Beispiele für kombinierte Funktionen............................ 71
Wann DELRIN ® und wann ZYTEL ® ? ..................................... 73
9 Verbindungstechniken – Kategorie I
Mechanische Befestigungen......................................... 75
Schraubverbindungen................................................... 78
Preßverbindungen......................................................... 81
Schnappverbindungen .................................................. 83
Nabenverbindungen...................................................... 87
10 Verbindungstechniken – Kategorie II
ROTATIONSSCHWEISSEN ....................................... 91
Praktisch anwendbare Methoden.................................. 91
Drehzapfenschweißen................................................... 91
Schweißen mittels Schwungmasse-Werkzeugen .......... 94
Schwungmasse-Schweißmaschinen ............................. 96
Mitnahme- und Haltevorrichtungen ............................. 98
Schweißnahtprofile....................................................... 101
Berechnung von Schwungmasse-Werkzeugen
und Maschinen ............................................................. 102
Graphische Bestimmung der Schweißgrößen .............. 103
Qualitätskontrolle geschweißter Teile .......................... 104
Schweißen von Teilen mit Doppelnähten..................... 106
Das Verschweißen gefüllter
und verschiedenartiger Kunststoffe.............................. 107
Rotationsschweißen...................................................... 107
ULTRASCHALLSCHWEISSEN................................. 111
Das Ultraschall-Schweißverfahren ............................... 111
Schweißgeräte............................................................... 112
Konstruktive Überlegungen.......................................... 115
Maßgebliche Faktoren .................................................. 119
Anleitung zum Einsatz der Ausrüstung........................ 120
Schweißergebnisse ....................................................... 121
Andere Ultraschall-Verbindungstechniken................... 123
Sicherheit...................................................................... 125
VIBRATIONSSCHWEISSEN ..................................... 126
Grundprinzip ................................................................ 126
Definition des Bewegungszentrums............................. 126
Typische Vorrichtungen ................................................ 127
Schweißbedingungen.................................................... 128
Auslegung von Schweißnähten .................................... 129
Testergebnisse bei winkelverschweißten
Stumpfnähten................................................................ 130
Schweißnahtfestigkeit in Abhängigkeit
von der Schweißfläche ................................................. 130
Schweißnahtfestigkeit in Abhängigkeit
vom spezifischen Schweißdruck .................................. 131
Anwendungsbeispiele................................................... 131
Vergleich mit anderen Schweißtechniken .................... 132
Konstruktive Erwägungen............................................ 133
HEIZELEMENTSCHWEISSEN ................................. 135
TRANSMISSION-LASERSTRAHLSCHWEISSEN.. 138
NIETEN........................................................................ 142
11 Bearbeitungs-, Zerspanungs- und Fertigungstechniken
Bearbeitung von HYTREL ® ............................................ 145
Bearbeitung und Zerspanung von DELRIN ® .................. 146
Oberflächenbearbeitung von DELRIN ® .......................... 148
Vergüten von DELRIN ® .................................................. 148
Bearbeiten und Zerspanen von ZYTEL ® ........................ 149
Oberflächenbearbeitung von ZYTEL ® .......................... 151
Vergüten von ZYTEL ® .................................................. 152
1

1 – Allgemeines
Einführung
Dieses Handbuch ist in Verbindung mit den Produktdaten für
spezielle technische thermoplastische Kunststoffe von DuPont
zu verwenden – DELRIN ® Polyacetale, ZYTEL ® Polyamide,
einschl. glasfaserverstärkte Typen, MINLON ® thermoplastische
Konstruktionswerkstoffe sowie CRASTIN ® (PBT) und RYNITE ®
(PET) thermoplastische Polyester. Konstrukteure, die mit der
Auslegung von Kunststoffteilen weniger vertraut sind, sollten
besonders die Eigenschaften von Kunststoffen beachten,
durch die sie sich von Metallen unterscheiden: vor allem gilt
dies für den Einfluß der Umgebungsbedingungen und von
Dauerbelastungen.
Eigenschaften und Kenndaten von Kunststoffen werden durch
physikalische Versuche unter Laborbedingungen ermittelt und
in ähnlicher Weise wie bei metallischen Werkstoffen dargestellt.
Probestäbe werden in hochpolierten Werkzeugen unter
optimalen Bedingungen spritzgegossen und unter Norm-
Bedingungen bei genau festgelegten Zug- und Feuchtigkeitswerten,
Temperaturen usw. getestet. Die angegebenen Werte
sind als typisch anzusehen. Dabei ist aber zu beachten, daß
das neu konstruierte Kunststoffteil nicht unter exakt den
gleichen Spritzgießbedingungen hergestellt und den gleichen
Beanspruchungen ausgesetzt sein wird.
Folgende Faktoren beeinflussen die Festigkeit, Zähigkeit
und Gebrauchstauglichkeit eines Kunststoffteils:
• Teiledicke und Geometrie,
• Wert und Dauer der Belastung,
• Richtung der Glasfaserorientierung,
• Fließnähte,
• Oberflächenfehler,
• Spritzparameter.
Ferner muß der Einfluß von Wärme, Feuchtigkeit, Sonnenlicht,
Chemikalien und Spannungen berücksichtigt werden.
Beim Konstruieren mit Kunststoffen ist daher ein umfassendes
Verständnis der Anwendung, die Verwertung möglichst anwendungsnaher
Vergleichsinformationen, die Herstellung von
Prototypen und Tests unter Betriebsbedingungen von größter
Wichtigkeit.
Dieses Handbuch soll Konstrukteuren die erforderlichen Informationen
vermitteln, um den Einfluß der Umgebung, der Verarbeitung
und der Betriebsbedingungen zu berücksichtigen,
damit er mit den optimalen Materialien in kürzester Zeit zu
einer effektiven, funktionellen Konstruktion gelangt.
® Marke von E.I. du Pont de Nemours and Company
Diese Informationen ermöglichen die Konstruktion von Teilen
mit einem minimalen Gewicht, wobei gleichzeitig ein Höchstmaß
an Demontage- und Recyclingmöglichkeiten geboten
wird, so daß der Umwelteinfluß reduziert werden kann.
Eine gute Konstruktion reduziert Verarbeitungs- und Montagekosten,
Produktionsabfälle in Form von Ausschußteilen,
Angüssen und Verteilern. Da ein vorzeitiges Versagen des
hergestellten Gerätes vermieden wird, vermindern sich auch
Abfälle an Endprodukten.
Festlegung der Anforderungen
für eine Anwendung
Der wichtigste Schritt bei der Konstruktion eines Kunststoffteils
besteht darin, die Umgebung, in der das Teil arbeiten
soll, richtig und vollständig zu definieren. Eigenschaften von
Kunststoffen werden in der Regel durch Temperaturänderungen,
Chemikalien und aufgebrachte Spannungen wesentlich
verändert. Diese Umgebungseinflüsse müssen sowohl unter
dem Gesichtspunkt kurzfristiger als auch langfristiger Belastungen,
natürlich je nach der Art der Anwendung, definiert
werden. Die Dauer von Spannungs- und Umgebungsbelastungen
beeinträchtigt entscheidend die Eigenschaften und
somit das Verhalten des Kunststoffteils. Muß ein Konstruktionsteil
unter schwankenden Betriebstemperaturen arbeiten,
genügt es nicht, die Maximaltemperatur zu definieren, der es
ausgesetzt sein wird. Zusätzlich muß auch berechnet werden,
wie lange das Teil während der zu erwartenden Lebensdauer
dieser Temperatur ausgesetzt sein wird. Gleiches gilt für die
Beanspruchung durch Belastung. Wenn das Teil wechselnden
Beanspruchungen ausgesetzt ist, sind ferner auch Dauer
und Häufigkeit dieser Beanspruchungen von großer Bedeutung.
Kunststoffmaterialien neigen unter Belastung zum
Kriechen, und zwar um so mehr, je höher die Temperatur ist.
Bei periodischer Belastung kommt es innerhalb bestimmter
Grenzen zu einer verminderten Rückstellung des Kunststoffteils,
die von der Höhe und Dauer der Belastung, der Dauer
der vollständigen oder teilweisen Entlastung und der jeweils
dabei herrschenden Temperatur abhängig ist. Der Einfluß von
Chemikalien, Gleitmitteln usw. ist ebenfalls zeit- und lastabhängig.
Einige Materialien werden im unbelasteten Zustand
nicht beeinträchtigt, bilden aber Spannungsrisse, wenn sie
Chemikalien längere Zeit mit und ohne Belastung ausgesetzt
werden. DELRIN ® Polyacetale, ZYTEL ® Polyamide, MINLON ®
thermoplastische Konstruktionswerkstoffe und RYNITE ®
thermoplastische Polyester sind hiergegen besonders beständig.
Die nachstehende Prüfliste kann als Leitfaden benutzt
werden.
3

Konstruktions-Checkliste
Teilebezeichnung
Firma
Druck-Nr.
Projekt-Nr.
A. TEILEFUNKTION
B. BETRIEBSBEDINGUNGEN
Betriebstemperatur
Einsatzleben (Std.)
Belastung (N, Drehzahl usw. – ausführliche
Beschreibung auf der Rückseite)
in Betrieb, Std.
Belastungsdauer
außer Betrieb, Std.
Sonstiges (Schlag, Stoß, Überlastung usw.)
NORMAL MAX. MIN.
C. UMGEBUNG Chemikalien Feuchtigkeit
Umgebungstemperatur, wenn außer Betrieb Sonnenlicht direkt indirekt
Vorschriften für Abfallentsorgung Produktion Einsatz
D. KONSTRUKTIONSANFORDERUNGEN
Sicherheitsfaktor Max. Biegung
Toleranzen Verbindungstechnik
Oberfläche/Dekoration Instanz/Code-Zulassungen
Demontage nach Einsatzleben Recyclingfähigkeit
E. LEISTUNGSTESTS – Falls es bereits ein Lastenheft für das Teil bzw. Gerät gibt, fügen Sie bitte eine Kopie bei.
Falls nicht, beschreiben Sie alle bekannten Anforderungen, die oben nicht abgedeckt sind.
F. ZULASSUNGEN Vorschrift Einstufung
Nahrungsmittel, Automobile, Militär, Luft- und Raumfahrt, Elektrogeräte
G. SONSTIGES
Geben Sie hier und auf der Rückseite alle zusätzlichen Informationen an, die ein völliges Verständnis der Teilefunktion,
der Einsatzbedingungen, der mechanischen und Umgebungsbelastungen sowie der fehlerhaften Benutzung erlauben,
der das Teil widerstehen muß. Ergänzen Sie außerdem alle Hinweise, die obige Informationen verdeutlichen.
4

Von der Konstruktion zum Prototyp
Um ein Bauteil von der Konstruktionsphase bis zur Marktreife
zu bringen, ist es in der Regel erforderlich, Prototypen
für Versuche und Modifikationen anzufertigen. Die bevorzugte
Methode für die Herstellung von Prototypen besteht
darin, daß das Fertigungsverfahren der kommerziellen Produktion
so genau wie möglich simuliert wird. Da die meisten
Teile aus technischen Kunststoffen im Spritzgießverfahren
hergestellt werden, empfiehlt es sich, auch die Prototypen
mit einem Einfach-Werkzeug oder Versuchswerkzeug zu
spritzen. Für dieses Vorgehen gibt es wichtige Gründe,
die jedem Konstrukteur verständlich werden müssen.
Nachstehend werden die unterschiedlichen Methoden zur
Herstellung von Prototypen mit ihren jeweiligen Vor- und
Nachteilen beschrieben.
Spanende Bearbeitung von Prototypen
Wird eine geringe Anzahl von Prototypen benötigt und liegt
eine einfache Geometrie des Bauteils vor, wird diese
Methode häufiger verwendet. Sie ist aber nur als ein erster
tastender Entwurf anzusehen. Die spanende Bearbeitung
komplexer Formen kann sehr teuer werden, vor allem dann,
wenn mehr als ein Prototyp benötigt wird. Spanend bearbeitete
Teile können dazu dienen, eine ausgereiftere Konstruktion
zu entwickeln, und sollten nur in begrenztem Rahmen
für Tests herangezogen werden. Aus nachstehend aufgeführten
Gründen dürfen sie niemals zur endgültigen Auswertung
für die Markteinführung benutzt werden:
– Die durch maschinelle Bearbeitung hervorgerufenen
Riefen können Eigenschaften wie Festigkeit, Zähigkeit
und Dehnung gegenüber denen eines Spritzgießteils
verschlechtern.
– Festigkeit und Steifigkeit können wegen des höheren
Kristallinitätsgrades von Stäben oder Platten höher sein
als bei einem Spritzgießteil.
– Oberflächenmerkmale wie Markierungen von Ausdrückstiften,
Angußmarkierungen und die für Spritzgießteile
typische «amorphe» Oberflächenstruktur entfallen bei
spanend bearbeiteten Teilen.
– Der Einfluß von Bindenähten in Spritzgießteilen kann
nicht untersucht werden.
– Die Dimensionsstabilität kann infolge sehr unterschiedlicher
innerer Spannungen irreführen.
– Lunker, wie sie in Stäben oder Platten häufig vorkommen,
können die Festigkeit des Teils beeinträchtigen. Aus dem
gleichen Grunde kann der Einfluß von Lunkern, die gelegentlich
in dickeren Querschnitten von Spritzgießteilen
anzutreffen sind, nicht beurteilt werden.
– Es steht nur eine begrenzte Auswahl von Kunststoffen in
Form von Stäben oder Platten zur Verfügung.
Druckgußwerkzeug
Wenn ein Druckgußwerkzeug vorhanden ist, läßt es sich in
der Regel für das Spritzgießen von Prototypen modifizieren.
Die Verwendung eines solchen Werkzeugs kann die Anfertigung
eines Prototypen-Werkzeugs erübrigen und eine Reihe
preiswerter Teile für erste Versuche liefern.
Der Wert dieser Methode ist jedoch begrenzt, weil das Werkzeug
für Metalldruckguß und nicht für Kunststoffe ausgelegt
ist. Die Wandungen und Rippen werden folglich nicht kunststoffgerecht
ausgelegt sein, die Anschnitte sind in der Regel
zu groß und zum Spritzgießen von Kunststoff nicht optimal
angeordnet. Außerdem ist eine Kühlung des Druckgußwerkzeuges
für die zu produzierenden Kunststoffteile nicht
möglich. Der Markteinführung sollten daher unbedingt Testreihen
mit Spritzgießteilen vorausgehen, deren Konstruktion
auf das Material der Wahl abgestimmt ist.
Prototypen-Werkzeug
Mit Prototypen-Werkzeugen aus leicht zu bearbeitenden
oder preiswerten Materialien wie Aluminium, Messing usw.
lassen sich Teile herstellen, die als nichtfunktionelle Prototypen
dienen können. Da die richtigen Spritzgießbedingungen,
die das Material und die Teilegeometrie verlangen, in den
meisten Fällen nicht angewandt werden können (insbesondere
Werkzeugtemperatur und Druck), können solche
preiswerten Formwerkzeuge keine Teile produzieren, die
eine Beurteilung unter Betriebsbedingungen gestatten.
Vorläufiges Produktionswerkzeug
Der beste Ansatz für die konstruktive Entwicklung von Präzisionsspritzgießteilen
ist die Anfertigung eines vorläufigen
Produktionswerkzeuges aus Stahl. Dabei kann es sich um ein
Einfach-Werkzeug oder um ein einzelnes Formnest in einem
Mehrfach-Werkzeugrahmen handeln. Die Formhöhlung wird
spanend herausgearbeitet, aber nicht gehärtet, so daß kleinere
Änderungen noch möglich sind. Das Werkzeug weist
die gleiche Kühlung auf wie das Produktionswerkzeug, so
daß sich eventuelle Verzugs- und Schwindungsprobleme
untersuchen lassen. Mit den richtigen Auswerferstiften kann
das Werkzeug mit einem fertigungstypischen Zyklus gefahren
werden, so daß sich realistische Zykluszeiten ermitteln
lassen. Vor allem aber können diese Teile unter realen und
simulierten Betriebsbedingungen auf ihre Festigkeit, Schlagzähigkeit,
Abriebfestigkeit und sonstigen physikalischen
Eigenschaften untersucht werden.
Computersimulationen
Häufig lassen sich Prototypenkosten durch Computersimulationen
beträchtlich reduzieren. Da computergenerierte
Modelle bereits für die Werkzeugherstellung erforderlich
sind, können diese ebenfalls verwendet werden, um Finite-
Element-Modelle abzuleiten, die wiederum einsetzbar sind
für:
– die Simulation des Spritzgießverfahrens; die Informationen
über den erforderlichen Einspritzdruck, die Schließkraft,
Schmelzetemperaturen im Formnest, Positionierung von
Bindenähten, Lufteinschlüssen usw liefert.
– Simulation des Bauteilverhaltens unter mechanischen
Belastungen; die Informationen über Verformungen und
Spannungen im Teil ergibt.
Am sinnvollsten ist es, Simulationen in einer frühen Phase
des Konstruktionsprozesses durchzuführen, um kostenaufwendige
Fehler zu vermeiden und die Zahl der erforderlichen
Prototypen auf ein Minimum zu reduzieren.
5

Erprobung der Konstruktion
Jede Konstruktion sollte bereits in der Entwicklungsphase
sorgfältig geprüft werden. Je früher Fehler oder konstruktive
Schwachstellen aufgedeckt werden, desto mehr Einsparungen
an Zeit, Arbeit und Material sind möglich.
– Am aussagekräftigsten ist eine Erprobung des Prototyps
unter realen Betriebsbedingungen. Dabei treffen alle
Anforderungen an das Leistungsverhalten zusammen und
erlauben eine umfassende Beurteilung der Konstruktion.
– Auch simulierte Anwendungsversuche können durchgeführt
werden. Der Wert solcher Tests hängt davon ab, wie
genau die Betriebsbedingungen simuliert werden können.
So sollte ein Kfz.-Motorteil zum Beispiel Temperatur-,
Vibrations- und Kohlenwasserstoffbeständigkeitstests
unterzogen werden; Kofferbeschläge sollten auf Abrieb
und Schlagzähigkeit, ein elektronisches Bauteil auf elektrische
und thermische Isolation getestet werden.
– Probeläufe sind unentbehrlich. Langfristige Probeläufe
oder Betriebsversuche zur Beurteilung des wichtigen Zeitfaktors
unter Last oder Wärme sind jedoch manchmal
unpraktikabel oder unwirtschaftlich. Wenn geraffte Testprogramme
Voraussagen über das Langzeitverhalten
anhand kurzfristiger «erschwerter» Tests machen sollen,
ist Vorsicht geboten. Nicht immer ist das Verhalten zwischen
Langzeittests und kurzfristigen, beschleunigten Testverfahren
bekannt. Sollten Sie beschleunigte Testverfahren
erwägen, ziehen Sie stets Ihren Du Pont Repräsentanten
vorher zu Rate.
6
Erstellung aussagekräftiger Spezifikationen
Spezifikationen sollen herstellungsbedingte Abweichungen
fertiger Produkte in funktionellen, ästhetischen und wirtschaftlichen
Anforderungen eingrenzen. Die Bauteile müssen
den vorgeschriebenen Spezifikationen und Anforderungen
entsprechen.
Der Konstrukteur sollte folgende Angaben in seine Spezifikationen
aufnehmen:
– Handelsname des Materials und Typenbezeichnung
(z.B. ZYTEL ® 101, Polyamid 66).
– Oberflächenbeschaffenheit.
– Lage der Trennebene.
– Zulässiger Grat.
– Zulässige Anguß- und Bindenahtmarkierungen (möglichst
weit von kritischen Spannungspunkten entfernt).
– Bereiche, in denen Lunker unzulässig sind.
– Zulässiger Verzug.
– Toleranzen.
– Farbe.
– Dekorative Erfordernisse.
– Leistungsanforderungen.
Weitere Informationen finden Sie in der «Konstruktions-
Kontrolliste» auf Seite 4.

2 – Spritzgießen
Verfahren und Ausrüstung
Da die meisten Teile aus technischen Kunststoffen im Spritzgießverfahren
hergestellt werden, ist es für den Konstrukteur
sehr wichtig, das Verfahren, seine Möglichkeiten und seine
Grenzen zu kennen.
Das Verfahren ist im Grunde recht einfach. Thermoplastische
Kunststoffe wie DELRIN ® Polyacetale, RYNITE ® thermoplastische
Polyester oder ZYTEL ® Polyamide, die in Granulatform
erhältlich sind, werden – soweit erforderlich – getrocknet,
geschmolzen und unter Druck in ein Werkzeug gespritzt,
in dem der Kunststoff abkühlen kann. Danach wird das
Werkzeug geöffnet und die Teile werden ausgedrückt. Nach
Schließung des Werkzeuges beginnt der Zyklus von neuem.
Abb. 2.01 ist eine schematische Darstellung einer Spritzgießmaschine.
Abb. 2.02 stellt eine schematische Schnittzeichnung des
Plastifizierzylinders und des Werkzeugs dar.
Feed Hopper
Einfülltrichter
Werkzeug Mould Aufschmelz- Melting
zylinder Cylinder
Abb. 2.01 Spritzgiessmaschine
Die Spritzgießmaschine
Aufgabe der Plastifizier- und Spritzeinheit ist es, den Kunststoff
zu schmelzen und in das Werkzeug zu spritzen.
Die Einspritzgeschwindigkeit und der im Werkzeug erzielte
Druck werden durch das Hydrauliksystem der Maschine
geregelt. Die Einspritzdrücke reichen von 35 bis 140 MPa.
Die verwendeten Schmelzetemperaturen variieren von nur
etwa 205° C für DELRIN ® Polyacetale bis zu rund 300° C
für einige der glasfaserverstärkten ZYTEL ® Polyamide und
RYNITE ® thermoplastischen Polyester.
Verarbeitungsbedingungen, Methoden und Konstruktionsmaterialien
zum Spritzgießen technischer Kunststoffe von
Du Pont sind in den Leitfäden zum Spritzgießen dargestellt,
die für DELRIN ® Polyacetale, MINLON ® thermoplastische
Konstruktionswerkstoffe, RYNITE ® thermoplastische Polyester
und ZYTEL ® Polyamide erhältlich sind.
Aufspann- Machine
platte Platen
Werkzeug
Mould
Aufspann- Machine
platte Platen
Abb. 2.02 Plastifizierzylinder und Werkzeug
Plastifying Plastifizierzylinder
Cylinder
Einfülltrichter Feed
Hopper
Das Werkzeug
Die Werkzeugkonstruktion ist entscheidend für die Qualität
und Wirtschaftlichkeit eines Spritzgießteils. Aussehen,
Festigkeit, Zähigkeit, Größe, Form und Herstellungskosten
hängen sämtlich von der Güte des Werkzeugs ab. Wichtigste
Kriterien für technische Kunststoffe sind:
– Richtige Auslegung auf Festigkeit, um dem hohen
Betriebsdruck standzuhalten.
– Richtige Auswahl der Werkzeugmaterialien, vor allem,
wenn verstärkte Kunststoffe verarbeitet werden.
– Korrekt ausgelegte Fließwege, damit der Kunststoff alle
Stellen der Formhöhlung korrekt ausfüllt.
– Richtige Entlüftung, damit die Luft, die der Kunststoff
beim Eindringen in das Werkzeug vor sich hertreibt,
schnellstens abgeleitet wird.
– Sorgfältige Auslegung der Kühlung, um das Abkühlen
und das Erstarren der Spritzgießteile zu regeln.
– Einfaches und gleichförmiges Auswerfen der Spritzgießteile.
Bei der Konstruktion von Spritzgießteilen ist der in den
folgenden Kapiteln näher erörterte Einfluß zu beachten,
den Lage und Größe der Anschnitte auf Fließverhalten,
Schwindung, Verzug, Abkühlung, Entlüftung usw. haben.
Ihr Du Pont Repräsentant stellt Ihnen gern weitere Informationen
und Anregungen für die Werkzeugkonstruktion und
Verarbeitung zur Verfügung.
Der gesamte Verarbeitungszyklus kann in nur zwei Sekunden
beendet sein, aber auch bis zu mehreren Minuten dauern.
Bei jeder Öffnung des Werkzeugs können ein einziges
oder aber mehrere Dutzend Teile zugleich ausgeworfen werden.
Die Zykluszeit kann durch die Wärmeabfuhrleistung
des Werkzeugs begrenzt sein, sofern sich nicht schon die
Zyklus- oder Aufschmelzleistung der Maschine begrenzend
auswirkt.
Fehlersuche
Falls Formteile die Anforderungen nicht erfüllen, müssen
die Gründe ermittelt werden. Tabelle 2 zeigt eine Liste von
grundlegenden Lösungen bei allgemeinen Verarbeitungsproblemen.
Für weiter Einzelheiten setzen Sie sich mit dem
technischen Service von DuPont in Verbindung.
7

Anleitung zur Fehlersuche bei Verarbeitungsproblemen
Fehler Abhilfe
Unzureichende 1. Dosierhub vergrößern.
Füllung. 2. Einspritzdruck erhöhen.
Schlechte
3. Maximale Verfahrgeschwin-
Oberflächenqualität
digkeit.
4. Materialpolster reduzieren.
5. Materialtemperatur durch
Erhöhen der Zylindertemperatur
steigern.
6. Werkzeugtemperatur steigern.
7. Gesamtzyklus verlängern.
8. Überprüfen des Füllvolumens
gegenüber der Nennkapazität der
Maschine; falls das Füllvolumen
75% der Nennkapazität (Styrol)
überschreitet, setzen Sie eine
Maschine mit größerer Kapazität
ein.
9. Anguß, Verteiler oder Anschnitte
vergrößern.
Gratbildung 1. Materialtemperatur durch
Senken der Zylindertemperatur
reduzieren.
2. Einspritzdruck reduzieren.
3. Gesamtzyklus verkürzen.
4. Kolbenvorlaufzeit reduzieren.
5. Formschließung prüfen (mögliches
Fremdmaterial zwischen
den Werkzeughälften).
6. Formentlüftung verbessern.
7. Pressplatten auf Parallelität
prüfen.
8. Werkzeug auf größere
(Spann-)Platte bringen.
8
Fehler Abhilfe
Material tropft aus 1. Düsentemperatur reduzieren.
der Düse 2. Materialtemperatur durch
Senken der Zylindertemperatur
reduzieren.
3. Restdruck in Zylinder senken
durch:
a. Reduzieren der Kolbenvorlaufzeit
und/oder des
Staudrucks;
b. Erhöhen der «Entspannungszeit»
(falls Presse über diese
Regelung verfügt).
4. Verkürzen der Düsenöffnungszeit.
5. Düse mit positiver Rückstromsperre
verwenden.
Erstarrtes Material 1. Düsentemperatur erhöhen.
in der Düse 2. Zykluszeit verkürzen.
3. Einspritzdruck erhöhen.
4. Werkzeugtemperatur erhöhen.
5. Düse mit größerer Öffnung
verwenden.
Verfärbung 1. Heizzylinder reinigen.
2. Materialtemperatur durch Senken
der Zylindertemperatur
reduzieren.
3. Düsentemperatur reduzieren.
4. Gesamtzyklus verkürzen.
5. Trichter und Einzugszone auf
Verunreinigungen überprüfen.
6. Zylinder und Kolben oder
Schneckensitz auf zu großes
Spiel überprüfen.
7. Zusätzliche Entlüftungsöffnungen
im Werkzeug vorsehen.
8. Werkzeug auf Pressen mit kleinerem
Füllvolumen bringen.

Anleitung zur Fehlersuche bei Verarbeitungsproblemen
Fehler Abhilfe
Verbrannte Flecken 1 Kolbengeschwindigkeit senken.
2. Einspritzdruck senken.
3. Entlüftung in Formhöhlung
verbessern.
4. Lage des Anschnitts ändern,
um Fließweg zu verbessern.
Spröde Teile 1. Material vortrocknen.
2. Schmelzentemperatur und/oder
Verweilzeit senken.
3. Werkzeugtemperatur steigern.
4. Anteil an Mahlgut verringern.
Festkleben in 1. Einspritzdruck senken.
Formhöhlungen 2. Kolbenvorlaufzeit und Kompaktierzeit/-druck
senken.
3. Formschließzeit erhöhen.
4. Werkzeugtemperatur senken.
5. Zylinder- und Düsentemperatur
senken.
6. Werkzeug auf Hinterschneidungen
und/oder unzureichende
Konizität überprüfen.
7. Externe Schmiermittel
verwenden.
Festkleben in 1. Einspritzdruck senken.
Angußbuchse 2. Kolbenvorlaufzeit und
Kompaktierzeit/-druck senken.
3. Formschließzeit erhöhen.
4. Werkzeugtemperatur an Angußbuchse
erhöhen.
5. Düsentemperatur erhöhen.
6. Größen und Ausrichtung von
Löchern in Düse und Angußbuchsen
prüfen (Loch in Angußbuchse
muß größer sein).
7. Effizienteren Angußabreißer
verwenden.
Fehler Abhilfe
Bindenähte ohne 1. Einspritzdruck erhöhen.
ausreichende 2. Kompaktierzeit/-druck
Festigkeit
3. Werkzeugtemperatur erhöhen.
4. Materialtemperatur erhöhen.
5. Entlüftung der Formhöhlung im
Bindenahtbereich.
6. Ausflußkanal dicht neben dem
Bindenahtbereich vorsehen.
7. Lage des Anschnitts ändern, um
Fließweg zu verbessern.
Einfallstellen und/ 1. Einspritzdruck erhöhen.
oder Lunker 2. Kompaktierzeit/-druck erhöhen.
3. Maximale Verfahrgeschwindigkeit
einsetzen.
4. Werkzeugtemperatur erhöhen
(Einfallstellen).
5. Werkzeugtemperatur senken
(Lunker).
6. Materialpolster reduzieren.
7. Anguß, Verteiler oder Anschnitte
vergrößern.
8. Anschnitte näher an dickwandigen
Sektionen anordnen.
Verzug/verformte 1. Werkzeugtemperatur erhöhen,
Teile gleichmäßig?
2. Anschnitt und Verteiler
vergrößern.
3. Einfüllgeschwindigkeit steigern.
4. Einspritzdruck und Kompaktierzeit/-druck
erhöhen.
5. Fließweg prüfen und Anschnittlage
ändern und/oder Teilekonstruktion
verbessern.
9

Anleitung zur Fehlersuche bei Verarbeitungsproblemen
Fehler Abhilfe
Schlechte 1. Gleichmäßige Zykluszeiten
Dimensionskontrolle einstellen.
2. Gleichmäßige Dosierung und
Materialkissen von Zyklus zu
Zyklus.
3. Form so schnell wie möglich
füllen.
4. Hydraulik- und Elektrosysteme
der Maschine auf fehlerhafte
Leistungen überprüfen.
5. Anschnitt vergrößern.
6. Formhöhlungen strömungsgünstig
auslegen.
7. Anzahl an Formhöhlungen
reduzieren.
10

3 – Kriterien für das Spritzgießen
Einheitliche Wanddicke
Bei der Konstruktion von Kunststoffteilen ist eine einheitliche
Wanddicke von ausschlaggebender Bedeutung. Ungleichförmige
Wanddicken können zu großen Verzugs- und Maßhaltigkeitsproblemen
führen. Wird höhere Festigkeit oder Steifigkeit
gefordert, ist es wirtschaftlicher, Rippen vorzusehen, als
die Wanddicke zu vergrößern. Kommt es bei einem Teil auf
eine einwandfreie Oberflächenbeschaffenheit an, sollten Rippen
weitgehend vermieden werden, da Einfallstellen auf der
Außenfläche unvermeidlich sind. Kann bei einem solchen Teil
auf Rippen nicht verzichtet werden, lassen sich Einfallstellen
häufig durch konstruktive Details verbergen, zum Beispiel
durch eine Gegenrippe, eine strukturierte Oberfläche usw.
Selbst wenn einheitliche Wandstärken angestrebt werden,
können unbeabsichtigte größere Querschnitte auftreten, die
nicht nur Einfallstellen, sondern auch Lunker und ungleichmäßige
Schwindung zur Folge haben. So kann zum Beispiel
ein einfaches L-Profil (Abb. 3.01) mit einer scharfen Außenkante
und einer ordnungsgemäß ausgerundeten Innenkante
wegen der größeren Wandstärke im Kantenbereich zu Problemen
führen. Um eine einheitliche Wanddicke zu erzielen, sollte
eine Außenrundung wie in Abb. 3.02 verwendet werden.
Durch Verarbeitung
Moulded in stresses
eingebrachte Eigenspannungen
Warpage
VerzugSinks
Einfallstellen Voids
LunkerWider
tolerances
grössere Toleranzen
Einfallstelle Sink Mark
unterschiedliche
Schwindung
Differencial
Shrinkage
Einfallstelle
Sink Mark
ungünstig günstig ungünstig
Einzug Draw-In
Abb. 3.01 Auswirkungen ungleicher Wanddicken auf Spritzgußteil
Abb. 3.02 Wandstärke im Kantenberreich
Konstruktionshinweise
Andere Methoden, gleichförmige Wanddicken zu konstruieren,
werden in den Abbildungen 3.03 und 3.04 gezeigt.
Natürlich stehen dem Konstrukteur mehrere Möglichkeiten
offen, auftretenden Problemen aus dem Wege zu gehen.
Auch durch Auskernen lassen sich einheitliche Wanddicken
erzielen. Abb. 3.04 zeigt, wie eine Konstruktion durch Auskernen
verbessert werden kann. Wenn sich unterschiedliche
Wanddicken nicht vermeiden lassen, sollte der Konstrukteur
einen allmählichen Übergang von einer Wanddicke zur
anderen vorsehen.
Abrupte Änderungen der Wanddicken führen immer zu
erhöhten Spannungen. Darüberhinaus sollte das Werkzeug
nach Möglichkeit im Bereich des größten Querschnitts
angebunden sein, um eine einwandfreie Füllung zu gewährleisten
(Abb. 3.05).
Als allgemeine Regel sollte die geringste Wanddicke
verwendet werden, bei der das Teil sich noch einwandfrei
verhält. Dünne Wandungen erstarren schneller als dicke.
Abb. 3.06 zeigt den Einfluß der Wanddicke auf die Produktionsgeschwindigkeit.
Rippen Gewindeaugen
Gute Auslegungen Nein
Weniger gute Auslegungen Ja
Abb. 3.03 Abmessungen von Rippen
A
A A–A
Abb. 3.04 Auslegung auf einheitliche Wanddicke
11

Anschnitt
1,5 t
Relative Fertigungskosten
Cycle Cost Factor
8
4
1
schlecht
Auskernung
scharfe Ecke
DELRIN® 100,500,900
besser
Abb. 3.05 Übergang zwischen unterschiedlichen Wanddicken
1 6
Wanddicke Part Thickness des Teils (mm) in mm
Konizität und Auswerferstifte
3 t
gut
Toleranzbereich
Fine Tolerance
«Präzision»
Toleranzbereich
«Standard»
Normal Tolerance
Anschnitt
Abb. 3.06 Relative Fertigungskosten als Funktion der Teiledicke
Die Konizität ist entscheidend für das Entformen der Teile
aus dem Werkzeug. Wird eine minimale Konizität erwünscht,
kann ein Polieren der Entformungsschräge dazu beitragen,
das Ausdrücken der Teile aus dem Werkzeug zu erleichtern.
Die nachstehende Tabelle kann als Richtlinie verwendet
werden.
Tabelle 3.01 Winkel der Konizität*
Flache Konizität Tiefe Konizität
(weniger als (mehr als
25 mm tief) 25 mm tief)
CRASTIN ® PBT 0 – 1 ⁄4° 1 ⁄2°
DELRIN ® 0 – 1 ⁄4° 1 ⁄2°
ZYTEL ® 0 – 1 ⁄8° 1 ⁄4° – 1 ⁄2°
Verstärkte Polyamide 1 ⁄4° – 1 ⁄2° 1 ⁄2° – 1°
Verstärktes PBT
1 ⁄2°
1 ⁄2° – 1°
RYNITE ® PET
1 ⁄2°
1 ⁄2° – 1°
* Für hochglänzende strukturierte Oberflächen Konizität um 1° pro 0,025 mm Strukturtiefe
erhöhen.
12
Werden zur Zwangsentformung Auswerferstifte verwendet,
ist deren richtige Anordnung wichtig, da sie die Teile beim
Ausdrücken beschädigen können. Auch muß die Stiftfläche
groß genug sein, um ein Durchstoßen, Beschädigen oder
Markieren der Teile zu verhindern. In einigen Fällen kann es
erforderlich sein, die Auswerferstifte durch Abstreifplatten
oder -ringe zu ergänzen oder zu ersetzen.
Ausrundungen und Rundungshalbmesser
Scharfe Ecken und Einkerbungen sind wohl die häufigsten
Ursachen für das Versagen von Kunststoffteilen. Dies ist auf
eine abrupte Spannungszunahme in den scharfen Ecken
zurückzuführen und hängt von der spezifischen Geometrie
des Teils und der Schärfe der Ecke oder der Einkerbung ab.
Die meisten Kunststoffe sind kerbempfindlich, und die
höhere Spannung im Bereich der Einkerbung, auch «Kerbspannung»
genannt, führt zur Rißbildung. Um sicherzustellen,
daß eine bestimmte Zone einer Konstruktion innerhalb
sicherer Spannungsgrenzen liegt, können die Spannungskonzentrationsfaktoren
für alle Eckbereiche berechnet werden.
Formeln für spezifische Profile finden sich in den Nachschlagewerken
zur Spannungsanalyse. Abb. 3.07 zeigt ein
Beispiel für die Spannungsfaktoren, die an der Ecke eines
Kragträgers wirksam werden.
Aus dieser Kurve läßt sich die Faustregel für das Maß der
Ausrundung ableiten: der Rundungshalbmesser sollte der
halben Wanddicke des Teils entsprechen. Wie die Kurve
zeigt, läßt sich die Spannung durch Verwendung eines
größeren Halbmessers nur noch unwesentlich senken.
In spritzgießtechnischer Hinsicht ermöglichen glatte Ausrundungen
im Gegensatz zu scharfen Ecken strömungsgünstige
Fließwege im Werkzeug und erleichtern das Ausdrücken
der Teile. Ausrundungen verlängern auch die Lebensdauer
des Werkzeugs, weil sie Auswaschungen im Werkzeug verringern.
Der empfohlene Mindesthalbmesser für Ecken ist
0,5 mm und läßt sich in aller Regel auch dort verwirklichen,
wo eine scharfe Kante erforderlich ist (Abb. 3.08).
Spannungskonzentrationsfaktor
Stress-Concentration Factor
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0
P = Beaufschlagte Last
P = Applied Load
R = Ausrundungshalbmesser
Fillet Radius
T = Teildicke Thickness
Üblicher Usual Wert
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
R/T
Abb. 3.07 Spannungskonzentrierende Faktoren bei einer
freitragenden Struktur
R
P
T

Rundung Radii der on Exterior Außenecken Rundung Radii der on Interior Innenecken
of Corner
of Corner
Abb. 3.08 Verwendung von Außen- und Innenrundungen
Gewindeaugen
Gewindeaugen werden als Montagehilfe oder zur Verstärkung
von Löchern eingesetzt. Abb. 3.09 zeigt ein Konstruktionsbeispiel.
In der Regel sollte der Außendurchmesser eines Gewindeauges
2 bis 3mal so groß sein wie der Lochdurchmesser, um
eine ausreichende Festigkeit zu gewährleisten. Für die Konstruktion
von Gewindeaugen gelten die gleichen Grundsätze
wie für Rippen, d.h. dicke Querschnitte sollten vermieden
werden, um die Bildung von Lunkern und Einfallstellen
sowie verlängerte Zykluszeiten zu vermeiden.
Eine weniger gute Auslegung von Gewindeaugen kann zu
Einfallstellen (oder sogar Lunkern) führen, siehe Abb. 3.10.
Bindenähte in Gewindeaugen sollten vermieden werden.
Abb. 3.09 Gute Auslegung eines Gewindeauges
Rippen
Einfallstellen
Einfallstelle
Verstärkungsrippen sind ein wirksames Hilfsmittel, um die
Steifigkeit und Festigkeit von Spritzgußteilen zu erhöhen.
Der richtige Einsatz von Rippen kann Material und Gewicht
einsparen, die Spritzzyklen verkürzen und dicke Querschnittbereiche
vermeiden helfen, die beim Spritzgießen zu Problemen
führen könnten. Wenn Einfallstellen auf der einer Rippe
gegenüberliegenden Seite nicht akzeptabel sind, können sie
durch strukturierte Oberflächen oder andere geeignete Unterbrechungen
im Bereich der Einfallstelle kaschiert werden.
Rippen sollten nur verwendet werden, wenn der Konstrukteur
überzeugt ist, daß die tragende Funktion des Teils dadurch
wesentlich verbessert werden kann. Der Begriff «wesentlich»
ist hier hervorzuheben, weil Rippen allzu häufig als zusätzlicher
Sicherheitsfaktor vorgesehen werden, aber nur Verzug
und Spannungskonzentration bewirken. Es ist besser, im
Zweifelsfall beim Entwurf erst einmal auf Rippen zu verzichten;
sie lassen sich nachträglich immer noch problemlos
vorsehen, wenn Tests mit Prototypen dies aufzeigen.
Konstruktion mit Rippen siehe Kap. 4.
Löcher und Auskernungen
Einfallstelle
Abb. 3.10 Weniger gute Auslegung eines Gewindeauges
Löcher in Spritzgußteilen lassen sich auf einfache Weise durch
Lochstifte erzeugen, die in die Formhöhlung hineinragen.
Durchgängige Löcher lassen sich leichter spritzen als Sacklöcher,
weil der Lochstift an beiden Enden abgestützt werden
kann. Sacklöcher, die durch an nur einem Ende befestigte
Lochstifte erzeugt werden, können exzentrisch ausfallen, wenn
der Lochstift durch den Druck der einströmenden Schmelze
in die Formhöhlung bewegt wird. Deshalb ist die Tiefe eines
Sacklochs im allgemeinen auf das Doppelte des Lochstiftdurchmessers
begrenzt. Um eine größere Lochtiefe zu erzielen,
kann ein stufenförmiger Lochstift verwendet werden, oder
eine Wandung wird mit einer Gegenbohrung versehen, um die
Länge des freitragenden Lochstiftes zu verringern (Abb. 3.11).
Löcher, deren Achse senkrecht zur Öffnungsrichtung des
Werkzeugs verläuft, erfordern einziehbare Lochstifte oder
zweigeteilte Werkzeuge. Bei einigen Konstruktionen läßt
sich dies umgehen, indem man Löcher in senkrecht zur
Trennebene verlaufenden Wandungen plaziert und Stufen
oder extreme Konizitäten in der Wandung vorsieht (Abb. 3.12).
Lochstifte sollten poliert und mit einer Entformungsschräge
versehen werden, um das Ausdrücken zu erleichtern.
13

Werden Bindenähte, die durch das Fließen der Schmelze um
Lochstifte herum verursacht werden, aus Gründen der Festigkeit
oder des Aussehens nicht zugelassen, können die
Löcher – wie in Abb. 3.13 dargestellt – angesenkt oder teilweise
ausgekernt werden, um ein anschließendes Bohren zu
erleichtern.
Die nachstehende Anleitung, die sich auf Abb. 3.14 bezieht,
kann dazu beitragen, Rißbildung oder ein Ausreißen des
Kunststoffteils zu vermeiden.
d = Durchmesser
b ≥ d
c ≥ d
D ≥ d
t = Wanddicke
Für ein Sackloch sollte die Dicke des Bodens nicht weniger
als 1 ⁄ 6 des Lochdurchmessers betragen, um ein Ausbauchen
zu vermeiden (Abb. 3.15A). Abb. 3.15B zeigt eine bessere
Konstruktion, bei der die Wanddicke überall gleich ist und
scharfe Ecken, an denen sich eine Spannungskonzentration
bilden könnte, vermieden werden.
Fig. 3.11 Stufenförmiges Lochstift, Gegenbohrung
14
Stufenförmiges Loch
Gegenbohrung
Querschnitt A–A
Fig. 3.12 Löcher senkrecht zur Trennebene
Anschnitt
A
Fig. 3.13 Bohrlöcher
Loch senkrecht zur
Öffnungsrichtung
Auskernung
Formhöhlung
Kunststoffteil
Kunststoffteil
Bindenähte
A B
Bohrlöcher
gespritzte
Ansenkung
QuerschnittA-A
Werkzeug
Querschnitt
A
A
Kunststoffteil
parallel zur Konizität
gespritzte Ansenkung
Ansenkung
Ansenkung
Kunststoffteil
Hinterschneidung
senkrecht zur Konizität
gespritzte
Ansenkung
2/3 D D

Lochkonstruktion
Fig. 3.14 Lochkonstruktion
D
Fig. 3.15 Sacklöcher
Gewinde
1/6 D
Min.
d
Soweit erforderlich, lassen sich beim Spritzgießen auch
Außen- und Innengewinde automatisch in das Teil einbringen,
so daß sich ein späteres Nachschneiden des Gewindes
erübrigt.
Außengewinde
Teile mit Außengewinden lassen sich auf zweierlei Weise
spritzgießen. Die preiswerteste Methode besteht darin, die
Trennebene mitten durch das Gewinde verlaufen zu lassen,
siehe Abb. 3.16. Dabei sollte jedoch beachtet werden, daß es
im allgemeinen nicht möglich ist, eine Hinterschneidung in
der Trennebene zu vermeiden. Dies führt beim Ausdrücken
meist zu einer Verformung des Gewindes. Wenn dies nicht
hingenommen werden kann oder die Gewindeachse in der
Richtung der Werkzeugöffnung verläuft, besteht die Alternative
darin, das Werkzeug mit einer externen, gewindelösenden
Vorrichtung zu versehen.
Innengewinde
Teile mit Innengewinden werden gespritzt, indem man automatische
gewindelösende Vorrichtungen oder zusammenfaltbare
Backeneinsätze verwendet. Eine dritte Methode besteht
darin, manuell eingelegte Gewindeeinsätze zu verwenden,
die zusammen mit dem Teil aus dem Werkzeug ausgedrückt
und später ausgeschraubt werden.
c
b
A
Querschnitt A–A
A B
D
d
t
A
C
t
Abstreifgewinde
Werden mit Gewinde versehene Teile vom Werkzeug abgestreift,
muß das Gewinde ein Walzen- oder Rundgewinde
sein. Die normale Konfiguration ist in Abb. 3.17 dargestellt;
dabei ist R = 0,33 Steigung. Die Erfordernisse für Abstreifgewinde
entsprechen weitgehend denen für Hinterschneidungen.
Mit Gewinden versehene Teile, bei denen das Verhältnis
von Durchmesser zur Wanddicke größer als 20: 1 ist,
lassen sich normalerweise aus einem Werkzeug abstreifen.
Abb. 3.18 und 3.19 zeigen Methoden der Zwangsentformung.
Negativ-Werkzeug
Female tool
Steigung Pitch
geöffnetes
Werkzeug
Abstreifplatte
Stripper
oder -buchse plate or
sleeve
Auswerferrichtung
R
Clearance between stripper
and apex of thread = 1 Abstand zwischen Abstreifer und
Scheitelpunkt des Gewindes /2 R=
1/2 R
Auswerferstift
gespritztes
Außengewinde
Abb. 3.16 Spritzgießen von Außengewinden ohne seitliche
Auskernung
feststehendes
Positiv-Werkzeug
Fixed threaded
male core
(Stempel) mit
Gewinde
Gangtiefe Depth of thread = R = R
Quelle: Injection-Mould Design Fundamentals, A. B. Glanville and E. N. Denton
Machinery Publishing Co., London 1965
Abb. 3.17 Abstreifen walzenförmiger Gewinde
Fall 2: Spritzgußteil mit Außengewinde; Werkzeug
geöffnet, Teil in der Negativ-Formhöhlung
negative Formhöhlung
Spritzgußteil
feststehender Lochstift
Abb. 3.18 Auswerfen gerundeter Hinterschneidungen in Form eines
Außengewindes
15

Einfluß des Kriechens
Werden durch Gewinde miteinander verbundene Teile aus
Metall und Kunststoff konstruiert, empfiehlt es sich, das
Metallteil außen und das Kunststoffteil innen anzuordnen, das
heißt, das Außengewinde sollte sich am Kunststoffteil befinden.
Bei einer aus Metall und Kunststoff zusammengefügten
Konstruktion müssen jedoch die sehr unterschiedlichen linearen
Wärmeausdehnungs-koeffizienten von Metall und Kunststoff
sorgfältig beachtet werden. Temperaturspannungen, die
sich aus diesem Unterschied ergeben, führen nach einer längeren
Zeitspanne zum Kriechen oder zur Spannungsrelaxation
des Kunststoffteils, besonders wenn die Konstruktion schwankenden
oder hohen Einsatztemperaturen ausgesetzt ist. Muß
das Kunststoffteil außen liegen, wird oft eine Verstärkungsmuffe
aus Metall erforderlich sein, vgl. Abb. 3.22.
Hinterschneidungen
Hinterschneidungen werden unter Verwendung mehrteiliger
Werkzeuge oder zusammenfaltbarer Kerne gebildet.
16
Fall 1: Spritzgußteil mit Innengewinde; Werkzeug geöffnet,
Teil auf dem Lochstift
Negativwerkzeug
Spritzteil gleitender Auswurfring
Lochstift
Auswerfrichtung
Abb. 3.19 Auswerfen gerundeter Hinterschneidungen in Form
eines Innengewindes
gut
1 mm
Abb. 3.20 Korrekte Gewindeenden
1 mm
schlecht
1 mm
1 mm
Abb. 3.21 Empfohlener Endabstand von Gewinden
1 mm
Metallverstärkung
Nein Ja
Abb. 3.22 Metall-Kunststfoff Verbindungen
Innere Hinterschneidungen lassen sich spritzen, indem man
zwei getrennte Lochstifte wie in Abb. 3.23 A verwendet.
Dies ist eine sehr praktische Methode, bei der aber darauf
geachtet werden muß, daß sich an der Berührungsstelle der
beiden Stifte kein Grat bildet.
Abb. 3.23B zeigt eine andere Methode, bei der die Hinterschneidung
durch eine benachbarte Wandung erfolgt.
Exzentrisch geformte Ausdrückstifte können für Hinterschneidungen
oder Löcher in Innenwänden eingesetzt
werden (Abb. 3.23C).
Hinterschneidung
A B
Lochstifte-
Trennebene
Formhöhlung
Spritzgußteil
exzentrischer
Auswerferstift
Auswerferplatte
Stempel
Kunststoffteil
Kunststoffteil
Abb. 3.23 Methoden für Hinterschneidungen
Die vorstehenden Methoden machen eine Zwangsentformung
überflüssig und umgehen so die damit verbundene
Begrenzung der Hinterschneidungstiefe.
Hinterschneidungen lassen sich auch herstellen, indem das
Formteil im Werkzeug über den Hinterschnitt zwangsentformt
wird. Dabei muß das Werkzeug so konstruiert sein,
daß beim Abziehvorgang die erforderliche Auslenkung für
die Hinterschneidung vorhanden ist.
Für zwangsentformte Hinterschneidungen gelten für spezifische
Kunststoffe ganz bestimmte Richtlinien:
C
– DELRIN ® Polyacetale – Die Teile lassen sich aus der Formhöhlung
abstreifen, wenn die Hinterschneidungen weniger
als 5% des Durchmessers betragen und abgeschrägt sind.
Im allgemeinen eignet sich für hinterschnittene Bohrungen
nur die Kreisform. Andere Formen wie Rechtecke beinhalten
hohe Spannungskonzentrationen in den Ecken, die
ein erfolgreiches Abstreifen verhindern.
Ja
Formhöhlung
Auswerferteil
Spritzgußteil,
entformt
Bewegung
des Auswerferstiftes

Ein zusammenfaltbarer Kern oder andere vorstehend
beschriebene Methoden sollten verwendet werden, um
einwandfreie Teile mit Hinterschneidungen von mehr als
5% zu erzielen.
– ZYTEL ® Polyamide – Teile aus ZYTEL ® mit Hinterschneidungen
von 6% bis 10% lassen sich im allgemeinen noch
aus der Formhöhlung abstreifen. Abb. 3.24 zeigt, wie die
zulässige Hinterschneidung zu berechnen ist. Sie ist von
der Wanddicke und dem Durchmesser abhängig. Die Hinterschneidung
sollte abgeschrägt sein, um das Ausdrücken
aus dem Werkzeug zu erleichtern und eine Überbeanspruchung
des Teils zu vermeiden.
% Hinterschneidung
=
(A – B) · 100
B
% Hinterschneidung
=
(A – B) · 100
C
B
A
C
B
A
– Verstärkte Kunststoffe – Obwohl für Hinterschneidungen
bei glasfaserverstärkten Kunststoffen faltbare Kerne oder
mehrteilige Werkzeuge empfohlen werden, um beim Entformen
hohe Spannungen weitgehend zu vermeiden, lassen
sich sorgfältig konstruierte Hinterschneidungen auch
zwangsentformen. Die Hinterschneidung sollte gerundet
sein und beim Entformen aus einem 40° C heißen Werkzeug
nicht mehr als 1% betragen. Erfolgt dagegen die
Zwangsentformung aus einem 90° C heißen Werkzeug,
darf die Hinterschneidung auf 2% vergrößert werden.
Umspritzte Einlegeteile
Innenseite
des
Spritzgußteils
Außenseite
des
Spritzgußteils
Abb. 3.24 Zulässige Hinterschneidungen für ZYTEL ®
Bei einer Reihe von Konstruktionen lassen sich durch zusätzliche
Rippen, Gewindeaugen oder Einlegeteile manche Probleme
lösen; zugleich können dadurch aber auch neue Probleme
entstehen. Rippen können die erforderliche Steifigkeit
bewirken, aber Verzug zur Folge haben. Gewindeaugen dienen
zwar als geeignete Befestigung für selbstschneidende
Schrauben, rufen aber in vielen Fällen Einfallstellen an der
Oberfläche hervor. Gewindeenthaltende Einlegeteile hingegen
bewirken, daß das Teil viele Male montiert und wieder demontiert
werden kann, ohne das Gewinde zu beeinträchtigen.
Angesichts dieser möglichen Probleme ist zu fragen, wann
Einlegeteile verwendet werden sollten. Die Antwort ist die
gleiche wie für Rippen und Gewindeaugen: Einlegeteile sollten
verwendet werden, wenn eine funktionelle Notwendigkeit
dafür besteht und das verbesserte Verhalten des Produktes
die zusätzlichen Kosten rechtfertigt.
B
A
C
B
A
Es gibt vier Hauptgründe für die Verwendung von Einlegeteilen
aus Metall:
– um Gewinde zu erhalten, die unter Dauerlast einsetzbar
sind oder eine häufige Demontage des Teils ermöglichen;
– um enge Toleranzen bei Innengewinden einzuhalten;
– um eine dauerhafte Verbindung zweier hochbelasteter tragender
Teile zu ermöglichen, z.B. eines Zahnrades mit
einer Welle;
– um ein elektrisch leitendes Teil herzustellen.
Sobald feststeht, daß Einlegeteile erforderlich sind, sollten
alternative Methoden zu ihrer Befestigung erwogen werden.
Statt Einlegeteile zu umspritzen, sollte man prüfen, ob sie
mit Preßpassungen, Schnappsitzen oder Ultraschall-Schweißverfahren
befestigt werden können. Ausschlaggebend sind die
Gesamtherstellungskosten.
In jedem Falle sollten aber – über die bereits erwähnten Nachteile
hinaus – weitere mögliche Nachteile von Einlegeteilen
berücksichtigt werden:
– Einlegeteile können «schwimmen», sich verlagern und das
Werkzeug beschädigen.
– Die Beschickung mit Einlegeteilen ist oft schwierig und
kann den Spritzzyklus verlängern.
– Einlegeteile können eine Vorheizung erforderlich machen.
– Einlegeteile in Ausschußware lassen sich nur schwer
wiedergewinnen.
Der am häufigsten beklagte Nachteil von Einlegeteilen sind
spannungsbedingte Risse im umgebenden Kunststoff. Das
Ausmaß der Spannung läßt sich anhand eines Spannungs/
Dehnungsdiagramms für das jeweilige Material ermitteln.
Um die Umfangsspannung abzuschätzen, geht man davon
aus, daß die Spannung in dem Material, in dem sich das Einlegeteil
befindet, gleich der Formschwindung ist. Multiplizieren
Sie nun die Formschwindung mit dem entsprechenden
Biege-E-Modul des Materials (Schwindung mal E-Modul
gleich Spannung). Ein kurzer Vergleich der Schwindungswerte
von Polyamiden und Acetalhomopolymer kann die
Dinge jedoch besser verdeutlichen.
Polyamid, das einen Schwindungsnennwert von 0,015 mm/mm*
aufweist, ist Acetalhomopolymer mit einem Schwindungsnennwert
von 0,020 mm/mm* deutlich überlegen. Daher stellen mit
ZYTEL ® Polyamid umspritzte Einlegeteile keine so großen
Probleme in bezug auf Rißbildung dar.
Der höhere Schwindungswert für Acetalhomopolymer ergibt
eine Spannung von etwa 52 MPa, die etwa 75 Prozent der
Bruchfestigkeit des Materials entspricht. Die Dicke des
Wulstmaterials, das ein Einlegeteil umgibt, muß ausreichend
bemessen sein, um dieser Spannung standzuhalten. Mit
zunehmender Dicke nimmt auch die Formschwindung zu.
Wenn die Lebensdauer des Teils 100000 Stunden beträgt, wird
die Spannung von 52 MPa auf ungefähr 15 MPa sinken.
* 3,2 mm Wanddicke = empfohlene Spritzparameter
17

Dies würde normalerweise als unkritisch gelten können,
wenn nicht (aus Daten über Kunststoffrohre gewonnene)
Langzeit-Meßdaten für das Kriechverhalten darauf hindeuteten,
daß eine konstante Spannung von 18 MPa über einen
Zeitraum von 100000 Stunden zum Versagen des Acetalhomopolymerteils
führt. Wird das Teil höheren Temperaturen,
höherer Beanspruchung, spannungserhöhenden Faktoren oder
einer belastenden Umgebung ausgesetzt, könnte es leicht zu
Bruch gehen.
Wegen der Möglichkeit eines solchen Langzeitversagens
sollte der Konstruktor schlagzähe Acetaltypen in Betracht
ziehen, wenn Kriterien wie Steifigkeit, geringe Reibung und
federnde Eigenschaften Acetal als das beste Material für diese
bestimmte Anwendung erscheinen lassen. Diese schlagzähen
Typen weisen eine bessere Dehnung, geringere Formschwindung
und eine bessere Beständigkeit gegen Spannungskonzentrationen
auf, wie sie durch die scharfen Kanten von
Einlegeteilen aus Metall hervorgerufen werden.
Da glasfaser- und mineralverstärkte Kunststoffe eine geringere
Formschwindung als ihre unverstärkten Grundmaterialien
aufweisen, lassen sie sich in geeigneten Anwendungen
mit Erfolg bei Einsatz von Einlegeteilen ersetzen. Ihre geringere
Dehnung wird durch eine typische geringere Formschwindung
im Bereich von 0,3 bis 1,0% aufgewogen.
Obwohl Bindenähte von Kunststoffen mit hohem Glasfaseroder
Mineralanteil unter Umständen nur 60% der Festigkeit
eines unverstärkten Materials aufweisen, kann eine zusätzliche
Verrippung die Festigkeit der Bindenaht erheblich verbessern
(siehe Abb. 3.25).
Ein weiterer Aspekt, den der Konstrukteur bedenken sollte,
ist die Verwendung nichtmetallischer Materialien ür das
Einlegeteil. So sind bereits Filter aus Polyestergewebe als
Einlegeteile in einem Rahmen aus glasfaserverstärktem
Polyamid verwendet worden.
18
Der Durchmesser des Domes sollte dem
Eineinhalbfachen des Durchmessers des
Einlegeteils entsprechen.
Eine Rippe an der Schweißlinie kann die
Stützwirkung erhöhen.
Ungenügende Tiefe
unter dem Einlegeteil
kann zu schwachen
Bindenähten und
Einfallstellen führen.
Abb. 3.25 Einlegeleteil und Dom
D
t
t
1 ⁄6 D
1,5 D
D
t
Einzelteilkonstruktionen mit Einlegeteilen
Bei der Konstruktion mit Einlegeteilen sind einige Besonderheiten
zu beachten:
– Einlegeteile sollten keine scharfen Ecken aufweisen.
Sie sollten rund sein und gerundete Rändel haben. Eine
Hinterschneidung sollte vorgesehen werden, um ein
Ausreißen zu verhindern (siehe Abb. 3.25).
– Das Einlegeteil sollte mindestens 0,4 mm in die Formhöhlung
des Werkzeuges hineinragen.
– Die Dicke des Materials unterhalb des Einlegeteils sollte
mindestens ein Sechstel des Durchmessers des Einlegeteils
betragen, um Einfallstellen weitgehend zu vermeiden.
– Schlagzäh modifizierte Typen der verschiedenen Kunststoffe
sollten in Erwägung gezogen werden. Diese Typen
bieten eine höhere Dehnung als die Standardtypen und
sind beständiger gegen Rißbildung.
– Einlegeteile sollten vor dem Spritzgießen vorgeheizt werden:
95° C für Acetal, 120° C für Polyamid. Dieses Verfahren
reduziert die Nachschwindung, dehnt das Einlegeteil
vor und verbessert die Festigkeit der Fließnähte.
– Ausgedehnte Testreihen unter Betriebsbedingungen sollten
durchgeführt werden, um Probleme schon in der Prototyp-Phase
der Produktentwicklung zu erkennen. Die
Tests sollten auch Temperaturzyklen im Bereich der zu
erwartenden Betriebstemperaturen umfassen.
Vom Kostenstandpunkt aus gesehen – insbesondere bei vollautomatisch
und in hohen Stückzahlen hergestellten Anwendungen
– sind die Kosten für den Einsatz von Einlegeteilen
mit denen anderer angewandter Montageverfahren vergleichbar.
Um mit Einlegeteilen das beste Kosten/Leistungsverhältnis
zu erzielen, kommt es entscheidend darauf an, daß
der Konstrukteur weiß, mit welchen Problemen er möglicherweise
zu rechnen hat. Einlegeteile sollten generell
nur dort vorgeschrieben werden, wo sie eine notwendige
Funktion erfüllen.
Für die Berechnung der Ausreißkräfte von Metalleinsätzen
siehe Kapitel 9, «Montagetechniken».
Toleranzen
Die bei der Verarbeitung erreichbare Toleranz entspricht:
∆a = ± (0,1 + 0,0015 a) mm,
mit a = Abmessung (mm)
In dieser Gleichung bleiben Nachschwindung, Wärmedehnung
und/oder Kriechen unberücksichtigt und der Einsatz
von guten Verarbeitungstechniken wird vorausgesetzt. Wird
eine hohe Genauigkeit gefordert, können 70% der obigen
Toleranz erreicht werden. Bei einer etwas gröberen Verarbeitung
sollten 140% gewählt werden.
Bei hochpräziser Verarbeitung sind 40-50% von ∆a
verwendbar.

Schwindung und Verzug
Wird Kunststoffmaterial in eine Formhöhlung gespritzt,
beginnt es abzukühlen und sein Volumen zu reduzieren. Ein
Maß für diese Volumenabnahme ergibt sich durch die Differenz
zwischen dem Volumen im aufgeschmolzenen und im
festen Zustand. Da die Kühlraten im Formnest sehr hoch und
ungleichmäßig sind, weist das erstarrte Material überdies
Eigenspannungen auf. Diese Spannungen können nach dem
Auswerfen des Teils aus dem Formnest nachlassen. Beschleunigt
werden kann dieser Prozeß, indem das Teil temperiert
wird.
Die Schwindung kann mit folgender Gleichung definiert
werden:
S = (D – d) / D (× 100%)
D = Abmessungen des Formnestes
d = Abmessungen des Formteils
Schwindung ist in der Regel nicht isotrop, sondern richtungsabhängig,
vor allem bei glasfaserverstärkten Materialien. Zu
unterscheiden ist:
– Schwindung in Fließrichtung;
– Schwindung quer zur Fließrichtung;
– Schwindung in Abhängigkeit der Dicke.
Die Summe dieser Schwindungen muß der Volumenminderung
eines Materials entsprechen, die sich aus der Differenz
zwischen Schmelze- und Festkörpervolumen oder aus pVT-
Diagrammen ermitteln läßt.
Abgesehen vom Material hängt die Schwindung zudem von
den Verarbeitungsbedingungen (Spritzgeschwindigkeit, Nachdruck,
Nachdruckzeit, Verteiler-/Anschnittabmessungen
und Werkzeugtemperatur), von der Teilegeometrie (während
des Einspritzens kann sich die Fließrichtung ändern) und
der Wandstärke ab (dickwandigere Teile weisen in der Regel
eine dickere mittlere Schicht mit geringerer Orientierung auf).
Die durch Spannungsabbau nach dem Auswerfen erzeugte
Schwindung nennt man Nachschwindung.
Schwindung wird durch Eigenspannungen verursacht, die
wiederum auf anisotrope Schwindungseigenschaften und
ungleichmäßige Schwindungen zurückzuführen sind.
Ein anisotropes Schwindungsverhalten wird hauptsächlich
durch Verstärkungsmaterialien mit hohen Reckverhältnissen
definiert (kurze Glasfasern: Verhältnis = 20), jedoch auch
durch ein unterschiedliches elastisches Verhalten gestreckter
Kristalle während des Füllvorgangs (Restspannungen).
Gründe für ungleichmäßige Schwindungen:
– anisotrope Schwindung;
– ungleichmäßige Wandstärken;
– ungleichmäßige Orientierung;
– ungleichmäßige Werkzeugtemperaturen;
– ungleichmäßiger Nachdruck (Nachdruckzeit).
Computersimulationen wurden entwickelt, um Schwindung
und Verzug vorauszusagen. Die Ergebnisse dieser Voraussagen
werden immer zuverlässiger, vor allem für Teile aus
glasfaserverstärkten Materialien, da heute ebenfalls Methoden
verfügbar sind, die Schwindung in Abhängigkeit der
Dicke mit einschließen. Hier spielt DuPont eine wichtige
Rolle.
Dennoch sollte man sich bewußt bleiben, daß es sehr schwierig
ist, in allen Fällen gute Ergebnisse zu garantieren, da das
anisotrope Schwindungsverhalten eines glasfaserverstärkten
Materials beispielsweise durch die Schnecke und Düse einer
Spritzgießmaschine sowie durch schmale Anschnitte leicht
beeinflußt werden kann. An diesen Stellen sind beträchtliche
Faserbrüche möglich, die anisotrope Eigenschaften beeinflussen.
19

4 – Berechnungsgleichungen
für tragende Konstruktionen
Kurzzeitbelastungen
Wird ein Kunststoffteil nur kurzfristig (10 bis 20 Minuten
lang) und nicht über seine Elastizitätsgrenze hinaus beansprucht,
lassen sich die klassischen Regeln der Mechanik,
wie sie in Konstruktionshandbüchern zu finden und hier wiedergegeben
sind, mit hinreichender Genauigkeit verwenden.
Diese Formeln beruhen auf dem Hookeschen Gesetz, das
besagt, daß das Teil innerhalb seines Elastizitätsbereiches
nach der Belastung wieder seine ursprüngliche Form annimmt
und die Spannung der Dehnung proportional ist.
Zugbeanspruchung – kurzfristig
Das Hookesche Gesetz lautet wie folgt:
� = �
E
Es bedeuten:
� = Dehnung (%/100) = �l
l
� = Spannung (MPa), definiert als � =
� = Elastizitätsmodul (MPa)
F = Gesamtkraft (N)
A = Gesamtfläche (mm2 )
l = Länge (mm)
�l = Dehnung (mm)
Biegebeanspruchung
Bei der Biegebeanspruchung errechnet sich die maximale
Spannung wie folgt:
�b = My = M
I Z
Es bedeuten:
�b = Biegespannung (MPa)
M = Biegemoment (Nmm)
I = axiales Flächenträgheitsmoment (mm4 )
y = Randfaserabstand (mm)
Z = Widerstandsmoment (mm3 I
)
y
Die I- und -Werte für einige typische Querschnitte sind in
Tabelle 4.01 aufgeführt.
Träger
Verschiedene Lastfälle für den Träger sind in Tabelle 4.02
aufgeführt.
F
A
Träger unter Torsionsbeanspruchung
Wird ein Kunststoffteil auf Verdrehung beansprucht, ist das
Versagenskriterium die Überschreitung der Scherfestigkeit.
Die Grundformel für die Torsionsspannung lautet: � = MTr K
Es bedeuten:
� = Scherspannung (MPa)
MT = Verdrehungsmoment (N · mm)
r = Radius (mm)
K = polares Flächenträgheitsmoment (mm4 )
Formeln für Querschnitte unter Torsionsbeanspruchung sind
in Tabelle 4.03 aufgeführt.
Um den Verdrehungswinkel � eines Teils mit der Länge l zu
bestimmen, wird die folgende Gleichung verwendet:
� = MTl KG
Es bedeuten:
� = Verdrehungswinkel (Bogenmaß)
K = polares Flächenträgheitsmoment (mm4 )
l = Tragende Länge (mm)
G = Schubmodul (MPa)
Zur Berechnung des Schubmoduls G wird die folgende Gleichung
verwendet:
G =
E
2 (1+�)
(für isotrope Materialien)
Es bedeuten:
E = Modul (MPa)
� = Poissonsche Zahl, generell für Kunststoffe:
E < 500: � = 0,45
500 < E < 2500: � = 0,40
E > 2500: � = 0,35
Rohre und Druckgefäße
Der Innendruck in einem Rohr, Schlauch oder Druckgefäß
erzeugt drei Arten von Spannungen: Umfangs- bzw. Tangential-,
Axial- und Radialspannung. Siehe Tabelle 4.04
Knicken von Stäben, Ringen und Bögen
Das Spannungsniveau eines kurzen Stabes unter Druckbelastung
ergibt sich aus der Gleichung
�c = F
A
Kurze Stäbe versagen durch das Überschreiten der Druckfestigkeit.
Mit zunehmender Länge des Stabes verliert diese
einfache Gleichung aber ihre Gültigkeit und der Stab neigt
mehr und mehr zum Ausknicken. Um zu bestimmen, ob es
zu einem Ausknicken kommen wird, soll ein dünner Stab
mit der Länge l angenommen werden, der reibungsfreie
gerundete Enden hat und mit der Kraft F belastet wird. Mit
zunehmender Kraft F verkürzt sich der Stab entsprechend
dem Hookeschen Gesetz.
21

F kann erhöht werden, bis ein kritischer Wert F C erreicht
wird. Jede über F C hinausgehende Beanspruchung läßt den
Stab ausknicken. Die Gleichung für diesen Fall lautet
F C = �2 Et I
l 2
und wird als das Eulersche Gesetz für Stäbe mit runden
Enden bezeichnet.
In dieser Formel sind:
Et = Tangentenmodul bei Spannung Sc I = Trägheitsmoment des Querschnitts
Ein Sicherheitsfaktor von 3 bis 4 sollte verwendet werden.
Liegt der Wert für FC unterhalb der zulässigen Grenze für
reine Kompromisse, sollte daher die Knickformel benutzt
werden.
Bei von gerundeten Enden abweichenden Bedingungen, wie
sie für die meisten Kunststoffteile gelten, ändert sich auch
die Grenzbeanspruchung FC. Vgl. Tabelle 4.05 für andere
Randbedingungen bei belasteten Stäben.
Flache Platten
Eine weitere bei der Konstruktion von Kunststoffteilen anzutreffende
Standardform ist die flache Platte. Ihre Analyse
kann für die Konstruktion von Produkten wie Pumpengehäusen
und Ventilen nützlich sein.
Einige der gebräuchlichsten geometrischen Formen sind in
Tabelle 4.06 dargestellt.
Beliebige Strukturen
Viele spritzgegossene Formteile haben eine Form, die sich
nicht mit den Strukturen in den Tabellen 4.01 bis 4.06 vergleichen
läßt.
Verformungen und Spannungen in diesen Teilen lassen sich
mit der Finite-Elemente-Technik analysieren.
In bezug auf empfohlene Materialeigenschaften, zu verwendende
Vernetzung, Belastungssimulation und Randbedingungen
sowie Bewertung der Resultate kann der technische
Kundendienst von DuPont Hilfestellung leisten.
Äquivalenzspannung / zulässige Spannung
Zug- und Biegespannungen wirken immer senkrecht (normal)
zum Querschnitt, Scherspannungen hingegen parallel zum
Querschnitt. An einer gegebenen Stelle wirken häufig mehrere
Spannungsarten gleichzeitig. Um die «Gefahrenstufe»
eines solchen mehraxigen Spannungszustandes in nur einer
einzigen Zahl auszudrücken, werden Vergleichsspannungen
verwendet. Eine bekannte Gleichung zur Berechnung der
Vergleichsspannungen in isotropen Materialien ist das «Von
Mises» Kriterium (zweidimensional):
� eq, VonMises = �� x 2 + �y 2 – �x � y + 3� xy
mit: � x, � y: Normalspannung
22
� xy: Scherspannung
gemäß:
σ x
σ y
τ xy
«Tresca» ist ein weiteres bekanntes Kriterium:
� eq, Tresca = � 1 – � 2
mit: � 1 = maximale Hauptspannung
� 2 = minimale Hauptspannung (≤ 0)
Hauptspannungen sind normale Spannungen an einem gegebenen
Ort, wobei die Querschnittsebene derart gedreht wird,
daß die Scherspannung � xy = 0 ist, siehe Bild oben.
Die Äquivalenzspannung sollte bei Konstruktionsbedingungen
unterhalb der an Prüfkörpern gemessenen Streckgrenze
liegen. Hierbei müssen von der Anwendung abhängige Sicherheitsfaktoren
berücksichtigt werden:
�eq ≤ �gesamt = �Zug/S mit: S = Sicherheitsfaktor (≥ 1).
für statische Belastungen empfohlen: S = 1,5–2,0.
τ xy
σ y
Spröde Materialien
Für spröde Materialien (�B < 5%) sollten auch folgende
Bedingungen erfüllt sein:
�B E
�eq ≤
S × SCF
wobei: �B = Bruchdehnung (%/100)
E = Elastizitätsmodul
S = Sicherheitsfaktor (≥ 1)
SCF = Spannungskonzentrationsfaktor (≥ 1):
normale Konstruktion = SCF = 3,0
gut abgerundet = SCF = 2,0
scharfe Kanten = SCF = 4,0 – 6,0
Modul für isotrope Materialien
Für die Analysen von Verformungen, Spannungen und zulässigen
Belastungen ist der Elastizitätsmodul erforderlich.
Werte für die meisten technischen Kunststoffe von DuPont
sind im CAMPUS zu finden. Diese Datenbank kann kostenlos
aus dem Internet heruntergeladen werden. Man sollte
jedoch bedenken, daß die im CAMPUS angegebenen Werte
gemäß ISO-Normen gemessen wurden und diese Normen
nicht unbedingt mit den tatsächlichen Bedingungen vergleichbar
sind, beispielsweise hinsichtlich der aufgebrachten Belastung,
Belastungsdauer und Orientierung der Glasfasern im
Fall von glasfaserverstärkten Materialien.
σ x
ϕ

Die folgenden Richtlinien sollten zu präziseren Resultaten
bei Analysen mit isotropen Materialien führen:
– Statische Analysen,
Einsatz von Spannungs-Dehnungsdiagramm bei Betriebstemperatur
– unverstärkte Materialien:
Einsatz des scheinbaren Moduls bei 1% Dehnung;
– verstärkte Materialien:
Festlegung des scheinbaren Moduls bei 0,5% Dehnung,
90% des scheinbaren Moduls für stark orientierte Fasern
verwenden;
80% des scheinbaren Moduls für gut orientierte Fasern
verwenden;
50% des scheinbaren Moduls für schlecht orientierte
Fasern verwenden.
Der scheinbare Modul wird durch die Steigung der Linie
definiert, die den Ursprung des Spannungs-Dehnungsdiagramm
mit einem Punkt bei einer gegebenen Dehnung
verbindet:
Eapp = σ0/ε0, siehe auch Abb. 4.01.
Für Polyamide sind die Spannungs-Dehnungsdiagramme bei
50 r.L. (konditioniert) auszuwählen.
Korrekturen für das Kriechen sind erforderlich, wenn die
Belastung länger als 0,5 Stunden andauert – siehe auch
Kapitel «Dauerbelastungen». Dann ist anstelle des normalen
Spannungs-Dehnungsdiagramms ein isochrones Spannungs-
Dehnungsdiagramm bei gegebener Temperatur und für den
entsprechenden Zeitraum zu verwenden.
– Dynamische Analyse,
Verwendung von Messungen des dynamisch-mechanischen
Analysegeräts
– unverstärkte Materialien:
verwenden Sie den Wert bei Temperatur unter Einsatzbedingungen;
– verstärkte Materialien:
verwenden Sie 85% des Wertes bei Temperatur unter
Einsatzbedingungen.
Orthotrope Materialien
Die Eigenschaften von glasfaserverstärkten Kunststoffen
(Elastizitätsmodul, linearer Ausdehnungskoeffizient, Zugfestigkeit)
sind in Fließrichtung und quer zur Fließrichtung
extrem unterschiedlich. Eine Analyse mit orthotropen
(anisotropen) Materialien ist in der Regel nur mit der Finite-
Elemente-Technik möglich. Dieser Ansatz umfaßt eine
Fließanalyse, um die Faserorientierung der Elemente zu
berechnen. Zwar gibt es Gleichungen zur Berechnung der
Äquivalenzspannungen in orthotropen Materialien, doch
sind sie recht kompliziert. Ein einfacherer (aber immer noch
ausreichender) Ansatz ist die Anpassung der zulässigen
Spannung (� Zug / S), an den für die gegebene Orientierung
gültigen Wert.
Andere Beanspruchungen
Ermüdungsfestigkeit
Werden Werkstoffe zyklisch belastet, neigen sie bereits bei
unterhalb ihrer Reißfestigkeit liegenden Spannungen zum
Versagen. Diese Erscheinung wird als «Ermüdungsbruch»
bezeichnet.
Werte für die Ermüdungsfestigkeit (in Luft) für spritzgegossene
Testproben sind in den Produkt-Datenblättern
zu finden. Diese Werte wurden ermittelt, indem man Proben
in einem «Sonntag»-Universalprüfgerät mit konstanter
Frequenz von 1800 Zyklen in der Minute belastete und die
jeweilige Anzahl der Zyklen bis zum Bruch ermittelte.
Versuche haben gezeigt, daß die Frequenz die Zahl der Zyklen
bis zum Bruch bei einer gegebenen Beanspruchung nicht
beeinflußt, solange diese Frequenz unter 1800 Zyklen pro
Minute liegt. Es ist jedoch davon aus-zugehen, daß die bei
höheren Frequenzen auftretende Wärme zu einem rascheren
Versagen führt.
Schlagzähigkeit
Die Anwendungsbereiche verschiedener Werkstoffe lassen
sich in zwei Kategorien einteilen:
– Anwendungen, bei denen das Teil im Laufe seiner
Gebrauchsdauer nur wenigen Schlagbeanspruchungen
standhalten muß,
– Anwendungen, bei denen das Teil im Laufe seiner
Gebrauchsdauer häufig wiederholten Schlagbeanspruchungen
standhalten muß.
Werkstoffe, die für eine hohe Schlagzähigkeit eingesetzt
werden, unterscheiden sich erheblich in ihrer Fähigkeit,
Dauerschlagbeanspruchungen zu widerstehen. Geht es um
Anwendungen, bei denen mit wiederholten Schlagbeanspruchungen
zu rechnen ist, sollte der Konstrukteur sorgfältig
die technischen Daten studieren, bevor er sich für einen
bestimmten Werkstoff entscheidet. DELRIN ® Polyacetale und
ZYTEL ® Polyamide, die sich beide durch eine hervorragende
Dauerschlagzähigkeit auszeichnen, enthalten die benötigten
technischen Daten in den Produktbeschreibungen und Konstruktionshandbüchern.
Die auftretende Schlagenergie muß entweder absorbiert oder
weitergegeben werden, wenn ein Bauteil nicht mechanisch
zerstört werden soll. Zwei konstruktive Ansätze zur Erhöhung
der Schlagzähigkeit eines Bauteils sind möglich:
– Vergrößerung der Lastaufnahmefläche, um die Spannung
zu vermindern,
– Umwandlung der Schlagenergie, indem das Teil so ausgelegt
wird, daß es sich unter Belastung biegt.
Wird ein Bauteil flexibel ausgelegt, wird das Volumen, das die
Schlagenergie aufnehmen muß, erheblich vergrößert. Dadurch
werden die inneren Kräfte, die dem Schlag widerstehen müssen,
deutlich verringert. Es muß darauf hingewiesen werden,
daß die konstruktive Auslegung auf Schlagzähigkeit in der
Regel ein sehr komplexes und häufig empirisches Unterfangen
ist. Da es spezielle Einstellungen technischer Kunststoffe
für schlagbeanspruchte Anwendungen gibt, sollte der Konstrukteur
in der ersten Entwurfsphase von den Eigenschaften
dieser Materialien ausgehen.
23

Die endgültige Werkstoffauswahl wird durch Prototypen aus
einem Prototypenwerkzeug getroffen, die unter realen Einsatzbedingungen
gründlichst getestet worden sind.
Thermische Expansion und Spannung
Bei der Konstruktion mit thermoplastischen Werkstoffen darf
der Einfluß thermischer Expansion nicht übersehen werden.
Bei unverstärkten Kunststoffen kann der Wärmeausdehnungskoeffizient
sechs- bis achtmal höher sein als der Ausdehnungskoeffizient
der meisten Metalle. Diese Eigenschaft ist bei
gleichzeitigem Einsatz von Kunststoff und metallischen Werkstoffen
zu berücksichtigen. Bei entsprechender Konstruktion,
Wahl der erforderlichen Ausdehnungsmöglichkeiten, Passungen
usw. sind diese Verbundkonstruktionen problemlos einsetzbar.
Wird zum Beispiel ein regelmäßig geformter gerader Stab,
dessen Enden nicht eingespannt sind, einer Temperaturänderung
DT ausgesetzt, läßt sich die Änderung seiner
Länge wie folgt berechnen:
�L =�T × � × L
Es bedeuten:
�L =Längenänderung (mm)
�T = Temperaturänderung (° C)
� =Wärmeausdehnungskoeffizient (mm/mm° C)
L = ursprüngliche Länge (mm)
Sind die Enden eingespannt, errechnet sich die Spannung:
� = �T × � × E
Es bedeuten:
� = Druckspannung (MPa)
E = Elastizitätsmodul (MPa)
Die thermischen Spannungen in einer an den Rändern
beanspruchten Platte erhält man durch:
� = �T × � × E / (1 – �)
wobei: � = Poissonsche Zahl
Wird ein Kunststoffteil von Metall umschlossen, ist zudem
der Einfluß der Spannungsrelaxation besonders bei Temperaturwechsel
zu berücksichtigen, da das steifere Metallteil den
Kunststoff daran hindert, sich auszudehnen bzw. sich zusammenzuziehen.
Dauerbelastungen
Kunststoffmaterialien, die unter Belastung stehen, erleiden
zuerst eine Anfangsverformung, die sofort bei Beginn der
Belastung eintritt, und verformen sich bei fortdauernder
Belastung mit geringerer Geschwindigkeit weiter. Diese
zusätzliche, im Laufe der Zeit auftretende Verformung wird
als «Kriechen» bezeichnet.
24
Kriechen, definiert als Dehnung (%) innerhalb einer bestimmten
Zeit unter gleichbleibender Spannung, kann unter Zug-,
Druck-, Biege- oder Scherbelastung auftreten. Abb. 4.01 zeigt
dieses Verhalten in einem typischen Spannungs–Dehnungs-
Diagramm.
Stress Spannung (�), MPa (σ), MPa
anfänglich initial apparant scheinbar Kriechen
creep
� o � o� o � o� t
� o
Strain Dehnung (�), % (�), %
Kriechverhalten während der Zeit t – t o = � t – � o in (%). Der Kriechmodul
E c (Pa) für Konstruktionen unter der Spannung � o in der Zeit t ergibt sich
aus dem Anstieg der Geraden vom Koordinatenursprung zum Punkt � o � t.
Abb. 4.01 Kriechverhalten
Die Spannung, die erforderlich ist, um ein Kunststoffmaterial
um einen bestimmten Betrag zu verformen, nimmt aufgrund
dieses Kriechphänomens im Laufe der Zeit ab. Dieser Spannungsabbau
im Laufe der Zeit wird als Relaxation bezeichnet.
Relaxation wird als Abnahme der Spannung (MPa) innerhalb
einer bestimmten Zeit definiert, in der die Dehnung
konstant gehalten wird. Wie das «Kriechen» kann auch sie
unter Zug-, Druck-, Biege- oder Scherbelastung auftreten.
Abb. 4.02 zeigt die Relaxation anhand eines typischen
Spannungs–Dehnungs-Diagramms.
Spannung (σ), MPa
� o
� t
� o
� o� o
� t� o
Dehnung (�), %
Relaxation während der Zeit t – t o = � o– � t. Der Relaxationsmodul T für
Konstruktionen, die spannungskritisch sind (z.B. Preßpassungen) ergibt
sich in der Zeit t aus dem Anstieg der Geraden vom Koordinatenursprung
zum Punkt � t, � o.
Abb. 4.02 Relaxation
� t

Laborversuche an spritzgegossenen Probeteilen haben gezeigt,
daß bei Spannungen, die kleiner als etwa 1 ⁄ 3 der Reißfestigkeit
des Materials sind, die Kriech- und Relaxationsmodule für
jede beliebige Temperatur und Belastungszeit für konstruktive
Zwecke als gleich groß angenommen werden können.
Darüberhinaus sind die Kriech- und Relaxationsmodule unter
diesen Bedingungen auch für Zug, Druck und Biegung
annähernd gleich.
Nachstehend wird eine typische Problemstellung unter
Verwendung von Kriechdaten, wie sie in den technischen
Datenblättern zu finden sind, erörtert:
Zylinder unter Druck
Beispiel 1: Druckbehälter unter Dauerbelastung
Wie schon erwähnt, kommt es für den Konstrukteur darauf an,
die einsatzbedingten Anforderungen und äußere Einflüsse, die
auf eine Konstruktion einwirken, zu spezifizieren. Erst dann
kann die Geometrie des Teils festgelegt werden. Dies gilt insbesondere
für Druckbehälter, bei denen die Sicherheit ein überaus
kritischer Faktor ist. In diesem Beispiel soll die Wandstärke
der Seitenwand eines Gasbehälters bestimmt werden,
der folgenden Anforderungen genügen muß: (a) Innendruck
0,7 MPa, (b) für die Dauer von 10 Jahren, (c) bei 65°C.
Der Innenhalbmesser des Zylinders soll 9 mm, die Länge
50 mm betragen. Da das Teil sehr lange Zeit unter Druck
steht, wäre es nicht zu verantworten, sich auf kurzfristige
Spannungs-Dehnungs-Werte zu verlassen; vielmehr sind
Kriechdaten oder noch besser Langzeit-Berstdaten aus
realen Druckzylinderversuchen heranzuziehen. Typische
Daten dieser Art für Polyamide 66 sind der Abb. 4.03 zu
entnehmen, in der die Umfangsspannung als Funktion der
Zeit bis zum Versagen für verschiedene hohe Feuchtigkeitsgehalte
bei 65° C dargestellt ist. ZYTEL ® 101 würde
Umfangspannung (MPa)
35
30
25
20
15
10
5
0
1
sich für diese Anwendung gut eignen, da es im stabilisierten
Zustand bei 50% r.L. eine hohe Schlagzähigkeit aufweist
und die höchste Dehnspannung aller unverstärkten
Polyamide hat.
Aus der Kurve läßt sich eine Umfangsspannung von 19 MPa
bei 10 Jahren ablesen. Auf diese Spannung kann die Konstruktion
ausgelegt werden. Die Formel für die Umfangsspannung
eines Druckgefäßes lautet:
t= Pr × F.S.
�
Es bedeuten:
t = Wanddicke, mm
P = Innendruck, MPa
r = Innenradius, mm
� = zulässige Umfangsspannung, MPa
F.S. = Sicherheitsfaktor = 3 (z.B.)
t = (0,7) (9) (3) = 1,0 mm
19
Die beste Form für Zylinderböden ist eine Halbkugel. Halbkugelförmige
Böden stellen jedoch ein konstruktives Problem
dar, wenn der Zylinder aufrecht stehen soll. Ein flacher
Boden wäre ungünstig, weil er im Laufe der Zeit beulen oder
zu Bruch gehen würde. Die beste Lösung besteht folglich
darin, einen halbkugelförmigen Boden mit einer verlängerten
Zylinderwand oder einem Standsaum vorzusehen, um
ihm Stabilität und Standfestigkeit zu verleihen (Abb. 4.04).
Für langzeitbelastete Kunststoffteile werden Belastungen,
Durchbiegungen usw. anhand klassischer Konstruktionsformeln
unter Verwendung der Daten aus den Spannungs-
Dehnungsdiagrammen ermittelt. Der Elastizitätsmodul wird
nicht verwendet, sondern an seiner Stelle der Kriechmodul
in der Gleichung:
10 100
1000 10000 100000
Zeit (Stunden)
50% r.L.
Gesättigt
Abb. 4.03 Umfangsspannung als Funktion der Zeit bis zum Bruch, ZYTEL ® 101 bei 50% r.L. und bei Sättigung, 65°C
1 Jahr
25

E c =
�
� o + � c
� = gegebene Spannung (MPa)
� o = Anfangsdehnung (% / 100)
� c = Kriechdehnung (% / 100)
Die Dehnungen in der obigen Gleichung lassen sich
häufig berechnet mit:
�o + �c = � + � AtB = � (1+ AtB )
Eo Eo Eo wobei: Eo = scheinbarer Modul bei Konstruktionsbedingungen
(MPa)
t = Zeit (h)
A, B = Materialkonstanten
26
Dehnung (%)
1,0 mm
5
4
3
2
1
0
0,001
20 mm
Fig. 4.04 Konstruktion eines Druckgefäßes für Langzeitbelastung
Zugbelastungen
Beispiele für Langzeitbelastungen
Zu bestimmen sind die Spannung und die Dehnung
des in Abb. 4.05 dargestellten rohrförmigen Teils nach
1000 Stunden.
Material = ZYTEL ® 101, 23° C, 50% RH
Zugbelastung = 1350 N
Außendurchmesser = 25 mm
Wanddicke = 1,3 mm
Länge = 152 mm
Spannung = F =
A
4 F
(4) (1350)
=
= 14 MPa
� (Do2 – Di2 ) � (252 – 22,42 )
Eine bestimmte Form der Darstellung von Kriechdaten wird
in Abb. 4.06 gezeigt.
Aus Abb. 4.06 ergibt sich bei 14 MPa und 100 Stunden eine
Dehnung von 3%. Somit ergibt sich eine Längenzunahme:
�L = L × � = 152 × 0,03 = 4,56 mm.
(Bei diesem Beispiel wurde davon ausgegangen, daß das
Kriechen unter Zugbeanspruchung dem Kriechen unter Biegebeanspruchung
entspricht, was nicht immer korrekt ist).
F=1350 N
Abb. 4.06 Kriechverhalten von ZYTEL ® 101 bei 23°C, 50% r.L., unter Biegebeanspruchung; (� t = � (1+ 0,65 t 0.2 ) / E o ;E o = 1550 MPa)
1,3 mm
25 mm
Abb. 4.05 Beispiel der Kriechdehnung in einem rohrförmigen Teil
0,01 0,1
1,0 10
100
1000 10000
Zeit (Stunden)
152 mm
14 MPa
7 MPa
3,5 MPa

Rippen und Verstärkungen
Rippen können die Steifigkeit einfacher Träger erheblich
erhöhen. Oft lassen sich dickwandige Bereiche mit deutlicher
Materialersparnis durch dünnere Querschnitte (wie z.B.
«T»-Profile) ersetzen. Es ist aber sicherzustellen, daß die für
das jeweilige Material zulässigen Belastungen nicht überschritten
werden.
Der Konstrukteur muß bei der Verwendung von Rippen in
Spritzgußteilen sehr sorgfältig vorgehen. Sie können zwar die
erforderliche Steifigkeit verleihen, aber auch dazu führen, daß
sich das Teil nach dem Spritzgießen verzieht. Deshalb sollten
Rippen anfangs mit Vorsicht vorgeschrieben werden, da es
leichter und einfacher ist, weitere Rippen in ein Werkzeug
einzubringen, als sie nachträglich zu entfernen.
Rippen und Verstärkungen sollten 1 ⁄ 2 bis 2 ⁄ 3 so dick sein wie
die zu verstärkenden Wände. Hohe Rippen erfordern Entformungsschrägen
von 1 ⁄ 4 bis 1 ⁄ 2°, um das Ausdrücken aus
dem Werkzeug zu erleichtern (siehe Tabelle 3.01). Für die
geringere Rippendicke sprechen zwei Gründe: erstens, um
Einfallstellen in der Oberfläche zu verringern, die durch
erhöhte Schwindung an der Verbindungsstelle von Rippe
und Wandung hervorgerufen werden, und zweitens, um ein
Verziehen des Teils zu vermeiden, das ebenfalls durch den
größeren Querschnitt an der Rippenwurzel hervorgerufen
werden kann. Abb. 4.07 veranschaulicht diesen Effekt.
tB
tA
1,0
0,9
0,8
Abb. 4.08 Berechnungsdiagramm für über Kreuz Verrippungen
0,99 = VB
VA
tA x N
W
Die Dicke des jeweiligen Querschnitts läßt sich vergleichen,
indem man im Bereich der Rippenwurzel einen einbeschriebenen
Kreis zeichnet. Eine der Wanddicke entsprechende
Rippendicke (T) ergibt bei einem Ausrundungshalbmesser
von 0,5 T einen Kreis, dessen Durchmesser 1,5 T beträgt
und damit um 50% größer ist als die Wanddicke. Eine stärkere
Ausrundung über 0,5 T hinaus würde die Festigkeit der
Ecke nur unwesentlich erhöhen, jedoch den Durchmesser
des Kreises und damit die Gefahr der Lunkerbildung in
diesem Bereich vergrößern.
0,7
0,6
T
tA
0,5
0,4
0,3
0 0,05
0,10
0,15
2,20
0,20
2,15
2,10 2,05
2,00 1,95
0,90
0,80
1,50
1,55
1,60
1,65
0,70
1,70
1,75
0,60
1,80
1,85
1,90
0,50
0,98
T
0,97
0,96
0,95
T
T 1
∅ = 1,5 T
Abb. 4.07 Abmessungen von Rippen
1,00
1,40
1,45
r = 0,5 T
r = 0,5 T
27

Wird die Rippe jedoch dünner gestaltet als die angrenzende
Wand (gestrichelte Konturen in Abb. 4.07) und steht die
Ausrundung der Ecken im richtigen Verhältnis zur neuen
Rippendicke T1 , lassen sich hohe Spannungskonzentrationen
und Lunker in der Rippenwurzel vermeiden, ohne den
Durchmesser des einbeschriebenen Kreises zu vergrößern.
Das Verrippen ist eine sehr häufig angewandte Methode,
die Steifigkeit von Bauteilen zu erhöhen und gleichzeitig
Kosten und Gewicht zu sparen. Daher sind eine Reihe
von vereinfachten Verfahren entwickelt worden, um die
für eine benötigte Festigkeit erforderlichen Abmessungen
und Abstände für Rippen festzulegen.
Den meisten Gehäusen – Kassettengehäusen, Druckbehältern,
Meßgerätekapseln und auch ganz einfachen Behältern
– ist eine funktionelle Voraussetzung gemeinsam: sie müssen
unter Belastung steif genug sein. Da die Steifigkeit
dem Trägheitsmoment des Querschnitts der Gehäusewand
direkt proportional ist, ist es in der Praxis einfach
(wenn auch mathematisch bisweilen kompliziert), eine
gleichförmig dicke Wand durch eine dünnere, verrippte
Struktur mit gleicher Steifigkeit, aber weniger Gewicht
zu ersetzen. Zur Vereinfachung einer solchen Analyse ist
die Bestimmungskurve in Abb. 4.08 entwickelt worden,
in der sich ablesen läßt, ob die Verrippung eines Bauteils
sinnvoll ist oder nicht (Hintergrund siehe Tab. 4.01).
Über Kreuz Verrippung
Die Kurve der Abb. 4.08 beschreibt die Abmessungsverhältnisse
zwischen einfachen und über Kreuz verrippten Platten
(Abb. 4.09) mit identischen Trägheitsmomenten. Die Basislinie
des Nomogramms zeigt Werte von 0 bis 0,2 für das
Produkt aus – unverrippter – Wanddicke (tA) und der Zahl
der Rippen pro mm (N), geteilt durch die Länge der Platte
(W). Für das Diagramm wurde W mit einem festen Wert
von 1 zugrundegelegt.
Dabei ist zu beachten, daß die gleiche Dicke (tB) für Rippen
und Wand zugrundegelegt wurde. Sollen zur Vermeidung
von Einfallstellen dünnere Rippen verwendet werden, so lassen
sich deren Abmessungen leicht berechnen. Sind z.B. die
Rippen 2,5 mm dick und weisen einen Abstand von 25 mm
t A
28
t B
W = 1 W = 1
Abb. 4.09 Entsprechende flache Platte und verrippte Struktur
T
auf, so ergeben 1,25 mm dicke Rippen mit einem Abstand
von 12,5 mm voneinander die gleiche Steifigkeit. Die linke
Ordinate gibt Werte von 0,3 bis 1,0 für das Verhältnis
von verrippter (tB) zu unverrippter Wanddicke (tA) an.
Die rechte Ordinate zeigt Werte von 1,0 bis 2,2 für das Verhältnis
der gesamten Wanddicke einschließlich der Rippenhöhe
(T) zur unverrippten Wanddicke (tA).
Neben der Kurve sind in zur Interpolation geeigneten
Abständen die Volumenverhältnisse von verrippten (VB) und unverrippten Platten (VA) angegeben. Für gegebene
Werte T, tB und N läßt sich mit dieser Kurve die Volumeneinsparung
gegenüber einer gleich steifen unverrippten
Platte errechnen. Beispiele für die Anwendung des Diagramms
werden in den folgenden Berechnungen gegeben.
Beispiel 1 – Unterliegt die Geometrie der neuen, verrippten
Wand keinen Beschränkungen, kann anhand der Kurve
ermittelt werden, bei welchen Abmessungen die angestrebte
Materialkostenersparnis erzielt werden kann.
Gegeben: Bisherige Wanddicke (tA) = 4,5 mm
Gefordert: Materialverringerung um 40%
oder V B = 0,60
V A
Aus Abb. 4.08 erhält man:
(tA) (N) 0,135 ×1
= 0,135, or N = = 0,03 Rippen/mm
W 4,5
oder etwa 3 Rippen
pro 100 mm
t B = 0,44, oder tB = (0,44) (4,5) = 2,0 mm
t A
T = 1,875, oder T = (1,875) (4,5) = rund 8,5 mm
t A
Beispiel 2 – Wenn das Fließvermögen des Kunststoffs
die neu berechnete Wanddicke nach unten begrenzt, kann
die Geometrie des Teils wie folgt berechnet werden:
Gegeben: Bisherige Wanddicke (tA) = 2,5 mm
Gefordert: Minimale Wanddicke (tB) = 1 mm
or
tB tA =
1
2,5
= 0,4
oder Fig. 4.08
T
tA = 1,95, or T = (1,95) (2,5) = 5 mm
(t A) (N) = 0,125, or N = 0,125�1 = 0,05 Rippen pro mm
W 2,5
oder 1 Rippe pro 20 mm
V B = 0,55
V A
Flache Platte Verripte Konstruktion

Die 1 mm dicke verrippte Wand hat somit eine Gesamthöhe
von 5 mm, 0,05 Rippe pro mm (oder alle 20 mm eine Rippe)
und führt zu einer Materialersparnis von 45 Prozent.
Beispiel 3 – Aus Funktionsgründen darf die Gesamthöhe T
einen bestimmten Wert nicht überschreiten.
Gegeben: Bisherige Wanddicke (tA) = 6,5 mm
Gefordert: Maximale Gesamthöhe der verrippten Wand
(T) = 10,8 mm
oder T = 10,8 = 1,66
tA 6,5
Aus Abb. 4.08 erhält man:
(tA) (N) 0,175�1
= 0,175, oder N = = 0,027 Rippen pro mm
W 6,5
oder 1 Rippe pro 37 mm
t B = 0,56, oder tB = (0,56) (6,5) = 3,65 mm
t A
V B = 0,76
V A
Die verrippte Konstruktion führt zu einer Materialersparnis
von 24 Prozent. Sie hat 0,027 Rippen pro mm (oder alle
37 mm eine Rippe) und eine Wanddicke von 3,65 mm. Wenn
aus funktionellen oder ästhetischen Gründen dünnere Rippen
verwendet werden sollen, läßt sich die gleiche Steifigkeit
erzielen, sofern nur das Produkt aus Rippenzahl und Rippendicke
gleich bleibt. Wenn hier beispielsweise die Dicke der
Rippen auf 1,8 mm halbiert würde, sollte die Zahl der Rippen
von einer auf zwei Rippen pro 37 mm verdoppelt werden.
Beispiel 4 – Wenn aus Funktionsgründen die Anzahl der
Rippen pro Längeneinheit festgelegt ist oder der Rippenabstand
mit dem Raster des außen aufgebrachten Dekors übereinstimmen
muß, lassen sich mit Hilfe des Diagramms die
übrigen Abmaße sowie die größtmögliche Materialersparnis
berechnen.
Gegeben: Bisherige Wanddicke (tA) = 4,0 mm
Gefordert: Rippen pro mm (N) = 0,04 Rippen pro mm
oder 4 Rippen pro 100 mm
Auf der Basis W somit:
(tA) (N) (4,0) (0,04)
= = 0,16
W 1
Aus Abb. 4.08 erhält man:
tB = 0,5, oder tB = 0,5 � 4,0 = 2,0 mm
tA T = 1,75, oder T = 1,75 � 4,0 = ungefähr 7,0 mm
t A
V B = 0,68
V A
Daraus ergibt sich eine Konstruktion mit einer Gesamthöhe
von 7,0 mm, einer Wanddicke von etwa 2,0 mm und einer
Materialersparnis von 32 Prozent. (Eine weitere Lösung ist
mit einem V B/V A -Wert von 0,90 möglich, erbringt aber nur
eine Materialersparnis von 10 Prozent. Die Wahl hängt von
der erwünschten Wanddicke und Gesamthöhe ab.)
Parallel verlaufende Verrippungen
Es sind Kurven erarbeitet worden, die anhand dimensionsunabhängiger
Verhältniszahlen die Geometrie flacher Platten
und parallel verrippter Strukturen gleicher Steifigkeit miteinander
vergleichen. Die Dicke der unverrippten Platte wird
zunächst für die gegebene Belastung rechnerisch ermittelt.
Sind die Abmessungen des rechteckigen Querschnitts einer
solchen Platte berechnet, teilt man dessen Länge in eine
Reihe gleichgroßer, kleinerer Abschnitte auf, berechnet das
Trägheitsmoment des einzelnen Abschnitts und vergleicht es
mit dem eines verrippten Gegenstücks. Die Summe der
Trägheitsmomente der kleineren Abschnitte entspricht dem
Trägheitsmoment des ursprünglichen Querschnitts.
Die Nomenklatur für den Querschnitt wird nachstehend
erläutert:
t = T–2H tan �
A (area) = BW +
H (T+t)
2
Wd = Dicke für Durchbiegung
WS = Dicke für Spannung
Um einen der kleineren Abschnitte der Gesamtstruktur
zu definieren, wird der Ausdruck BEQ verwendet.
BEQ = Gesamtlänge des Abschnitts = B
Zahl der Rippen N
Auf der Grundlage der Trägheitsmomentgleichungen für
diese Abschnitte werden die Dickenverhältnisse bestimmt
und als Kurve dargestellt. Diese Berechnungen beruhen
auf einer Rippendicke von 60 Prozent der Wanddicke.
Die Kurven in den Abbildungen 4.10 und 4.11 beruhen
auf den Dickenverhältnissen für Durchbiegung (Wd / W)
oder Spannung (WS / W).
Die Abszissen geben das Verhältnis der Rippenhöhe zur
Wanddicke (H/W) an. Die folgenden Problemstellungen
und ihre schrittweise Lösung zeigen, wie die Verwendung
dieser Kurven die Berechnung der Durchbiegung und der
Spannung vereinfachen kann.
Problem 1:
Eine 4 mm dicke Kupferplatte (C), die an einem Ende fest
eingespannt und einer gleichmäßigen Belastung von 320 N
ausgesetzt ist, soll durch eine aus DELRIN ® Polyacetal
gespritzte Platte ersetzt werden. Zu berechnen ist der
entsprechende gerippte Querschnitt für die neue Platte,
Abmessungen siehe Zeichnung unten.
��
�
�
�
�
�
�
�� � ��
29

Biege-E-Modul für Kupfer
EC = 105 000 MPa
Biege-E-Modul für DELRIN ® Polyacetal
ED = 3000 MPa
Die Wanddicke für eine Platte aus DELRIN ® Polyacetal mit
gleicher Steifigkeit wird berechnet, indem man die Produkte
aus Modul und Trägheitsmoment der beiden Materialien
gleichsetzt.
EC × WC 3 = ED × Wd 3 ; oder: 105000 × 4 3 = 3000 × Wd 3
also: Wd = 13 mm.
Da eine Wanddicke von 13 mm für Kunststoffstrukturen im
allgemeinen – vor allem aufgrund von Verarbeitungsproblemen
– als nicht praktikabel gilt, ist eine Verrippung zu empfehlen.
Deshalb soll eine realistischere Wanddicke von 3 mm
vorgegeben und eine Platte mit 9 im gleichen Abstand voneinander
angeordneten Rippen, Rippenhöhe, Biegung und
Spannung berechnet werden.
Wd = 13 = 4,33
W 3
BEQ = B = 100 = 11,1 BEQ = 11,1 N 9
= 3,7
W 3
Aus dem Durchbiegungsdiagramm (Abb. 4.10) erhält man:
H
= 5,7
W
H = 5,7 × 3 = 17,1 mm
Aus dem Spannungsdiagramm (Abb. 4.11) für H = 5,7
W
BEQ
= 3,7 erhält man:
W
WS = 2,75 WS = 2,75 × 3 mm = 8,25 mm
W
Ermitteln des Trägheitsmoments und des Sektions-Moduls
für die verrippte Fläche, das identisch mit dem der festen
Kunststoffplatte ist:
I = B
Z =
30
= 100 × 133
= 18 300 mm4 12 12
WD 3
= 100 × 8,252
= 1130 mm3 6 6
BWs 2
250 mm
320 N
Maximale Durchbiegung am freien Ende:
100 mm
� max = FL3 320 × 250
=
3
= 11,4 mm
8 EI 8 × 3000 × 18300
4 mm
Maximale Spannung am freien Ende:
� max = FL = 320 × 250 = 35,4 MPa
2 Z 2 × 1130
Da DELRIN ® Polyacetal eine Zugfestigkeit von 69 MPa
aufweist, ergibt sich ein Sicherheitsfaktor von 2.
Problem 2:
Zu bestimmen sind die Durchbiegung und die Spannung für
die abgebildete Struktur aus RYNITE ® 530 thermoplastischem
Polyester, beidseitig eingespannt.
Durch Einsetzen der bekannten Größen erhält man:
BEQ = B = 60 = 15 BEQ = 15 = 5
N 4 W 3
H = 18 – 3 = 15
H = 15 = 5
W 3
Aus den Diagrammen erhält man:
Wd = 3,6 Wd = 3,6 × 3 = 10,8
W
WS = 2,25 WS = 2,25 × 3 = 6,75 mm
W
I =
Z =
BWd 3
= 60 ×10,83
12 12
BWs 2
667,2 N
508 mm
= 60 × 6,752
6 6
= 6300 mm 4
= 455 mm 3
� max = 5
× FL3
= 5 × 667,2 × 5083
= 20 mm
384 EI 384 × 9000 × 6300
� max = FL = 667,2 × 508 = 93 MPa
8 Z 8 × 455
60
1,8 mm
3 mm
Die Zugfestigkeit von RYNITE ® 530, beträgt 158 MPa gemessen
an Prüfstäben. Die zulässige Spannung für komplexere
Teile hängt von der örtlichen Glasfaserorientierung ab. Legt
man hier eine gute Orientierung zugrunde, ist ein Reduktionsfaktor
von 0,8 realistisch. Somit beträgt die zulässige Spannung
= 0,8 × 158 = 126 MPa.
Der anzuwendende Sicherheitsfaktor ist somit:
S = 126 / 93 = 1,35.
Anmerkung: Rippen mit einer Höhe, die das 5fache ihrer
Dicke überschreitet und höheren Druckspannungen unterworfen
sind, sollten auf die Gefahr des Durchknickens
(Instabilität) geprüft werden.
1°
18 mm

Wall Verhältnis thickness der Wanddicken ratio
Wd
W
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0
1
2
3
4
5
H
Height Höhenverhältnis of rib ratio der Rippen
W
1°
0,03R 0,5 W
H
0,6 W
B
B
Abb. 4.10 Durchbiegungskurven
Die in dem unten wiedergegebenen Diagramm enthaltenen, mit dem Computer berechneten Kurven für Rippendicken
von 60 Prozent der Wanddicke sind als Hilfsmittel zur Berechnung der maximalen Durchbiegung einer verrippten Struktur gedacht.
(Verwenden Sie für andere Rippendicken die Formeln in Tabellen 4.01 und 4.02)
R
0,6 W
6
W
W d
7
8
9
10
0,62
1,0
1,25
1,87
2,5
3,75
5,0
6,25
7,5
10,0
12,5
15,0
20,0
25
37,5
50
75
150
BEQ
W
31

Abb. 4.11 Spannungskurven
Die in dem unten wiedergegebenen Diagramm enthaltenen, mit dem Computer berechneten Kurven für Rippen-dicken von 60 Prozent
der Wanddicke sind als Hilfsmittel zur Berechnung der maximalen Spannungstoleranzen einer verrippten Struktur gedacht.
32
Wall Verhältnis thickness der Wanddicken ratio
Ws
W
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
H
W
Height Höhenverhältnis of rib ratio der Rippen
1°
0,03R 0,5 W
H
0,6 W
B
B
R
0,6 W
W
Ws
0,62
1,0
1,25
1,87
2,5
3,75
5,0
6,25
7,5
10,0
12,5
15,0
20,0
25
37
50
75
150
BEQ
W

Berechnungsgleichungen für tragende Konstruktionen
Tabelle 4.01 Querschnittsformen
h
y1
y2
b2
h
b
H
h
y 1
y 2
d h
H
Querschnitt Fläche A
b 2
B b
2
B
h
b
B
b 2
b
H
H
C
H
h
�
y 1
y 2
H
H
B 2
h
h
B B
B1
2
a
b 2
b
B
a
B
b 2
d h h1 d1
H
B1
2
A = bh y 1 = y 2 =
A = BH + bh
B 2
b y 1
b
y 1
y 2
y 2
A = BH – bh
A = bd1 + Bd
+ a(H – d – d1)
B B
a
b
b 2
h
a 1 1
d 1 1
b
y 1
y 2
d
d
y 1
y 2
A = Bh – b(H – d)
H
a 2
A = a 2
A = bd
b
d
a 2
H
y
y
y1 = y2 = H
2
y 1 = y 2 = H
2
y 1 = y 2 = 1 a
2
h cos � + b sin �
2
y1 = H – y2 y2 =
1aH2 + B1d2 + b1d1 (2H – d1)
2 aH + B1d + b1d1
y1 = H – y2 y2 = aH2 + bd2 2(aH + bd)
y 1 = y 2 = 1 d
2
Randfaserabstände
y1, y2
Flächenträgheitsmomente
I1 und I2
an den Hauptachsen 1 und 2
I 1 = bh (h 2 cos 2 � + b 2 sin 2 �)
12
I1 = BH3 + bh 3
12
I 1 = BH3 – bh 3
12
I 1 = 1 (By 3 – B 1 h 3 + by 3 – b 1 h 3 )
3 2 1 1
I 1 = 1 (By 3 – bh 3 + ay 3 )
3 2 1
I 1 = I 2 = I 3 = 1 a 4
12
I 1 = 1 bd 3
12
Trägheitsradius r1 und r2
an den Hauptachsen 1 und 2
r1 = � (h2 cos 2 � + b 2 sin 2 �)
12
r1 = � BH3 + bh 3
12 (BH + bh)
r 1 = � BH3 – bh 3
12 (BH – bh)
r1 =
I
� (Bd + bd1 ) + a(h + h1 )
r1 =
I � Bd + a(H – d)
r 1 = r 2 = r 3 = 0.289a
r 1 = 0.289d
33

34
d
d
Querschnitt Fläche A
R
R
1 1
b
B
b
1 1
y 1
y 2
R R0
1
R R0
1
y 1
y 2
2
y1 R 1 y 1
2
2
2
R 1 1
��
1
R
R
R
�
2
2
2
�
y 1
y 2
y 1
1
y 2
t
(1)
(2)
Dünnwandig (3)
t 2 y1 1
R � �
1
y2 2
(für dickwandige:
siehe «Roark &
Young»)
A = 1 bd
2
A = 1 (B + b)d
2
y 1 = 2 d
3
y 2 = 1 d
3
y 1 = d
y 2 = d
A = � R 2 y 1 = y 2 = R
A = � (R 2 – R 2 )
0
A = 1 � R 2
2
A = � R 2
A = 1 R 2 (2�
2
– sin 2�)
A = 2 � Rt
A = � (2 R-t) t
(1) Kreisförmiger Querschnitt
(2) Dünnwandiger Kreisring
(3) Dünnwandiger Kreisringsektor
Randfaserabstände
y1, y2
2B + b
3(B + b)
B + 2b
3(B + b)
Flächenträgheitsmomente
I1 und I2
an den Hauptachsen 1 und 2
I 1 = 1 bd 3
36
I1 = d3 (B 2 + 4Bb + b 2 )
36(B + b)
I = 1 � R 4
4
y1 = y2 – R I = 1 � (R 4 – R 4 ) 0
4
y 1 = 0.5756R
y 2 = 0.4244R
y 1 = R � 1 – 2 sin � �
3�
y 2 = 2R
sin �
3�
y1 = R �1 –
4 sin3 �
6� – 3 sin 2�
R
4 sin
�
3 y
�
2 =
– cos �
6� – 3 sin 2� �
�
I 1 = 0.1098R 4
I2 = 1 � R 4
8
I1 = 1 R4 � � + sin � cos �
4
I2 = 1 R 4 �� – sin � cos ��
4
I 1 = R4
4
�� + sin � cos �
+ 2 sin 3 � cos �
–
I 2 = R4
– 16 sin 2 � �
9�
16 sin6 �
9(� – sin � cos � �
�3� – 3 sin � cos �
12
– 2 sin 3 � cos ��
Trägheitsradius r1 und r2
an den Hauptachsen 1 und 2
r 1 = 0.2358d
r1 =
d
� 2(B2 + 4Bb + b2 )
6(B + b)
r = 1 R
2
r 1 = 0.2643R
r2 = 1 R
2
y 1 = y 2 = R I = � R 3 t r = 0.707R
y1 = R �1 – sin �� +
t
� 2
y 2 = 2R � sin � – cos � � + t cos �
� 2
I1 =R3 t �� + sin � cos �
– 2 sin2 3 � � + � Rt
� 6
I 2 =R 3 t (� – sin � cos �)
r = � (R 2 + R 2 1 ) 0
4
r 1 =
1 R � 1 + sin � cos � 16 sin2 �
2 � 9� 2
r2 = 1 R 1 –
sin � cos �
2 � �
r 2 = 1 R � 1 + 2 sin3 � cos �
2 � – sin � cos �
–
64 sin6 �
9(2� – sin 2�) 2
r 2 = 1 R � 1 – 2 sin3 � cos �
2 3(� – sin � cos �)
r 1 =
R � � + sin � cos � – 2 sin2 �/�
2�
r 2 = R �
� – sin � cos �
2�

Tabelle 4.02 Berechnungsgleichungen für Querkraft- und Momentenverläufe; Biegelinien von Trägern; Auflagerreaktionen
starrer Systeme
Bezeichnungen: W = Kraft (N); w = Flächenbelastung (N/mm linear); M ist im Uhrzeigersinn positiv; V in Aufwärtsrichtung positiv; y in Aufwärtsrichtung
positiv. Reaktionsmomente, einwirkende Momente und Belastungen sowie Auflagerkräfte sind positiv, wenn sie im dargestellten Sinn wirksam sind.
Alle Kräfte sind in N, alle Momente in Nmm, alle Durchbiegungen und Abmessungen in mm angegeben. � ist in Bogenmaß angegeben und tan � = �,
I = Flächenträgheitsmoment des Querschnitts (mm 4 ).
Belastung,
Einspannbedingung
Freiträger,
Endlast
Y
W x
O y
l
B X
A
�
Freiträger, beliebig
angreifende
Einzellast
Y
O
A
Y
O
A
Y
O
M0
A
b a
W
B
l
W = wl
l
l
C X
Freiträger,
gleichmässig verteilte
Flächenlast
Freiträger,
Momentanlast
Y
A
O
M0
B
l
a
B X
B X
Freiträger, beliebig
angreifende
Momentanlast
C X
Beidsetig aufliegende
Träger, mittig
angreifende Einzellast
Y
A W
l
2 C
O
X
l B
Auflagerkräfte R1 und R2,
Quekraft V
R2 = + W
V = – W
R2 = + W
(A bis B) V = 0
(B bis C) V = – W
R2 = + W
V = – W x
l
R2 = 0
V = 0
R2 = 0
V = 0
R 1 = + 1 W
2
R2 = + 1 W
2
(A bis B) V = + 1 W
2
(B bis C) V = – 1 W
2
M = –Wx
Biegemoment M
und maximales
Biegemoment
Max M = –Wl bei B
(A bis B) M = 0
(B bis C) M = –W(x – b)
Max M = –Wa bei C
M = – 1 W x 2
2 l
Max M = – 1 Wl bei B
2
M = M 0
Max M = M 0
(A bis B)
(A bis B) M = 0
(B bis C) M = M0 Max M = M0 (B bis C)
(A bis B) M = + 1 Wx
2
(B bis C) M = + 1 W (l – x)
2
Max M = + 1 Wl bei B
4
Durchbiegung y, maximale Durchbiegung,
und Endneigung �
y = 1 W (x 3 – 3l 2 x + 2l 3 )
6 El
3
Max y = –
1 Wl
3 El
2
� = +
1 Wl
2 El
bei A
bei A
(A bis B) y = – 1 W (–a 3 + 3a 2 l – 3a 2 x)
6 El
(B bis C) y = – 1 W �(x – b) 3 – 3a 2 (x – b) + 2a 3 �
6 El
Max y = – 1 W (3a 2 l – a 3 )
6 El
� = +
1 Wa2
2 El
(A bis B)
y = – 1 W (x 4 – 4l 3 x + 3l 4 )
24 Ell
Max y = –
2
� = +
1 Wl
6 El
1 Wl 3
8 El
y = 1 M0 (l 2 – 2l x + x 2 )
2 El
2
Max y = +
1 M0l
2 El
� = – M0l
El
(A bis B)
y = M0a � l – 1 a – x�
El 2
(B bis C)
bei A
bei A
y = 1 M0 �(x – l + a) 2 – 2a (x – l + a) + a 2 �
2 El
Max y = M0a �l – 1 a� El 2
� = – M0a
El
(A bis B)
bei A
(A bis B) y = – 1 W (3l 2 x – 4x 3 )
48 El
3
Max y = –
1 Wl
48 El
2
� = –
1 Wl
16 E
2
� = +
1 Wl
16 El
bei A
bei B
bei A
bei C
35

36
Belastung,
Einspannbedingung
Beidseitig aufliegender
Träger, gleichmäßig
verteilte Flächenlast
Y
w
A
O
Y
A
O
W=wl
l
a b
W
B
Y
M0
A
O
l
l
B
X
Beidseitig aufliegender
Träger, beliebig
angreifende Flächenlast
C X
Beidseitig aufliegender
Träger, Momentanlast
B X
An einem Ende
eingespannter, am
anderen Ende
aufliegender Träger.
Momentanlast (4)
Y
A
O
l
2
W
C M2
X
l B
An einem Ende
eingespannter, am
anderen Ende
aufliegender Träger
beliebig angreifende
Einzellast (4)
Y b W a
A
O
B
C M2
X
l
(4) M 2 = Reaktionsmoment
Auflagerkräfte R1 und R2,
Quekraft V
R 1 = + 1 W
2
R 2 = + 1 W
2
V = 1 W � 1 – 2x �
2 l
R 1 = + W b
l
R 2 = + W a
l
(A bis B) V = + W b
l
(B bis C) V = – W a
l
R 1 = – M0
l
R 1 = + M0
l
V = R 1
R1 = 5 W
16
R2 = 11 W
16
M2 = 3 Wl
16
(A bis B) V = + 5 W
16
(B bis C) V = – 11 W
16
R1 = 1 W �3a2l – a3 2 l � 3
R2 = W – R1 M 2 = 1 W � a3 + 2al 2 – 3a 2 l
(A bis B) V = + R1 (B bis C) V = R1 – W
Biegemoment M
und maximales
Biegemoment
M = 1 x2
W �x –
2 l
Max M = + 1 Wl
8
bei x = 1 l
2
(A bis B) M = + W b x
l
(B bis C) M = + W a (l – x)
l
Max M = + W ab
l
M = M0 + R1x Max M = M0 bei A
�
bei B
(A bis B)
M = 5 Wx
16
(B bis C)
M = W � 1 l – 11 x� 2 16
Max +M = 5 Wl bei B
32
Max –M = – 3 Wl bei C
16
(A bis B) M = R1x (B bis C)
M = R1x – W(x – l + a)
Max + M = R1(l – a) bei B;
höchst möglicher Wert
= 0.174 Wl
wenn a = 0.634l
Max – M = – M2 bei C;
höchst möglicher Wert
= – 0.1927Wl
wenn a = 0.4227l
Durchbiegung y, maximale Durchbiegung,
und Endneigung �
y = – 1 Wx (l 3 – 2l x 2 + x 3 )
24 Ell
3
Max y = –
5 Wl
bei x = 1 l
384 El 2
2
2
� = –
1 Wl
bei A; � = +
1 Wl
24 El 24 El
(A bis B)y = – Wbx �2l (l – x) – b 2 – (l – x) 2 �
6Ell
(B bis C)y = – Wa (l – x) �2l b – b 2 – (l – x) 2 �
6Ell
Max y = – Wab (a + 2b) �3a (a + 2b)
27Ell
bei x = � 1 a (a + 2b) wenn a > b
3
� = – 1 W b3
�bl –
6 El l
� = + 1 W b3
�2bl + – 3b2� 6 El l
(A bis B) y = 1 W (5x 3 – 3l 2 x)
96 El
�
bei A
y = – 1 M0 �3x2 – x3
– 2l x�
6 El l
Max y = 0.0642
M0l 2
El
bei C
bei x = 0.422l
� = –
1 M0l
bei A; � = +
1 M0l
3 El 6 El
bei B
bei B
(B bis C) y = 1 W � 5x3 – 16 � x – l � 3
– 3l 2 x�
96 El 2
Max y = – 0.00932
2
� = –
1 Wl
32 El
Wl 3
El
bei A
bei x = 0.4472l
(A bis B) y = 1 �R1 (x3 – 3l 2x) + 3Wa2 (B bis C)
6El
x�
y = 1 �R1 (x3 – 3l 2x) + W �3a2x – (x – b) 3�� 6El
Wenn a < 0.586l, max y ist zwischen A und B bei:
x = l �1 –
2l
3l – a
Wenn a > 0.586l, max y ist bei: x = l (l 2 + b 2 )
3l 2 – b 2
Wenn a > 0.586l, max y ist bei B und x = – 0.0098
max. höchst mögliche Durchbiegung
� = 1 W �a3 – a2� 4 El l
bei A
Wl 3
,
El

Belastung,
Einspannbedingung
An einem Ende
eingespannter, am
anderen aufliegender
Träger. Gleichmäßig
verteilte Flächenlast
Y
w
A
O
W = wl
l
B X
M2
An einem Ende
eingespannter, am
anderen Ende
aufliegender Träger,
Momentanlast
Y
M0
A
O
B
M2
X
l
An einem Ende
eingespannter, am
anderen Ende
aufliegender Träger.
Beliebig angreifende
Momentanlast
Y
A
O
a
M0
B
C
M2
X
l
Beidseitig
eingespannter
Träger. Mittenlast
Y
M1 A
O
l
2
W
B
C M2
X
l
Auflagerkräfte R1 und R2,
Reaktionsmomente
M 1 und M 2, Quekraft V
R 1 = 3 W
8
R 2 = 5 W
8
M 2 = 1 Wl
8
V = W � 3 – x �
8 l
R 1 = –
R 2 = +
3 M0
2 l
3 M0
2 l
M 2 = 1 M 0
2
V = –
3 M0
2 l
R 1 = – 3 M0 � l 2 – a 2
2 l l 2
R 2 = + 3 M0 � l 2 – a 2
2 l l 2
�
�
M 2 = 1 M 0 � 1 – 3 a2 �
2 l 2
(A bis B) V = R 1
(B bis C) V = R 1
R 1 = 1 W
2
R 2 = 1 W
2
M 1 = 1 Wl
8
M2 = 1 Wl
8
(A bis B) V = + 1 W
2
(B bis C) V = – 1 W
2
Biegemoment M
und maximale positive und negative
Biegemoment
M = W � 3 x –
1 x2
8 2 l
Max + M = 9 Wl bei x = 3 l
128 8
Max – M = – 1 Wl bei B
8
M = 1 M 0 � 2 – 3 x �
2 l
Max + M = M0 bei A
Max – M = 1 M0 2
�
bei B
(A bis B) M = R1x (B bis C) M = R1x + M0 Max + M = M0 �1 – 3a(l 2 – a2 )
2l �
3
bei B (rechts)
Max – M = –M2 bei C
(wenn a < 0.275 l )
Max – M = R1a bei B (links)
(wenn a > 0.275 l )
(A bis B) M = 1 W (4x – l )
8
(B bis C) M = 1 W (3l – 4x)
8
Max + M = 1 Wl
8
bei B
Max – M = – 1 Wl
8
bei A und C
Durchbiegung y, maximale Durchbiegung,
und Endneigung �
y = – 1 W (3l x 3 – 2x 4 + l 3 x)
48 Ell
Max y = – 0.0054
2
� = –
1 Wl
24 El
Wl 3
El
y = 1 M0 �2x2 – x3
– xl
4 El l �
(A bis B) y = – 1 W (3l x 2 – 4x 3 )
48 El
3
Max y = –
1 W l
192 El
bei A
bei x = 0.4215l
2
Max y = –
1 M0l
bei x = 1 l
27 El 3
� = – 1M0l
4 El
bei A
(A bis B)
y = M0 �l 2 – a2 (3l 2x – x3 ) – (l – a)x�
El 4l 3
(B bis C)
y = M0 �l 2 – a2 (3l 2x – x3 ) – l x + 1 (x2 + a2 )�
El 4l 3 2
� = M0 �a – 1 l –
3 a2
El 4 4 l
�
bei B
bei A
37

38
Belastung,
Einspannbedingung
Beidseitig eingespannter
Träger.
Beliebig angreifende
Momentallast
Y a b
M1 A W
O
Y
B
l
W = wl
C M2
X
Beidseitig eingespannter
Träger.
Gleichmäßig verteilte
Flächenlast
M1 M2
X
O A
B
l
Beidseitig eingespannter
Träger.
Beliebig angreifende
Momentanlast
Y a
M1
A
O
M0
B
l
C
M2
X
Auflagerkräfte R1 und R2,
Reaktionsmomente
M 1 und M 2, Quekraft V
R1 = Wb2
(3a + b)
l 3
R2 = Wa2
(3b + a)
l 3
M 1 = W ab2
l 2
M2 = W a2b l 2
(A bis B) V = R1 (B bis C) V = R1 – W
R 1 = 1 W
2
R 2 = 1 W
2
M 1 = 1 Wl
12
M 2 = 1 Wl
12
V = 1 W � 1 – 2x �
2 l
R 1 = – 6 M 0 (al – a 2 )
l 3
R 2 = 6 M 0 (al – a 2 )
l 3
M 1 = – M 0 (4l a – 3a 2 – l 2 )
l 2
M 2 = M 0 (2l a – 3a 2 )
l 2
V = R 1
Biegemoment M
und maximale positive und negative
Biegemoment
(A bis B)
M = – W ab2
+ R
l
1x 2
(B bis C)
M = – W ab2
+ R 1x – W (x – a)
l 2
Max + M = – W ab2
+ R1 l 2
M = 1 x2
W �x – – 1 l
2 l 6 �
Max + M = 1 Wl bei x = 1 24
l
2
Max – M = – 1 12
Wl bei A und B
(A bis B) M = – M 1 + R 1x
bei B;
höchstmöglicher Wert = 1 Wl
8
wenn a = 1 l
2
Max – M = – M1 wenn a < b;
höchstmöglicher Wert = –0.1481 Wl
wenn a = 1 l
3
Max – M = – M 2 wenn a > b;
höchstmöglicher Wert = –0.1481 Wl
wenn a = 2 l
3
(B bis C) M = – M 1 + R 1x + M 0
Max + M = M0 �4 a 2
– 9
a
+6 a3
– 1
l l �
2 l 3
gerade rechts von B
Max + M = M0 �4 a – 9 +6
l l 2 l 3
gerade links von B
a 2
a 3
�
(A bis B)
Durchbiegung y, maximale Durchbiegung,
und Endneigung �
y = 1 Wb2 x 2
(3ax + bx – 3al )
6 Ell 3
(B bis C)
y = 1 Wa2 (l – x) 2
6 Ell
�(3b + a) (l – x) – 3bl �
3
Max y = – 2 W a3 b 2
3 El (3a + b) 2
bei x = 2al
3a + b
Max y = – 2 W a2 b 3
3 El (3b + a) 2
bei x = l – 2bl
3b + a
y =
1 Wx2
(2l x – l 2 – x2 )
24 Ell
3
Max y = –
1 Wl
bei x = 1 l
384 EI 2
(A bis B)
y = – 1 (3M 1x 2 – R 1x 3 )
6El
(B bis C)
wenn a > b
wenn a < b
y = 1 �(M 0 – M 1) (3x 2 – 6l x + 3l 2 )
6El
– R 1 (3l 2 x – x 3 – 2l 3 )�
Max – y bei x = 2M1 1
wenn a > l
R1 3
Max – y bei x = l – 2M2 2
wenn a < l
R2 3

Tabelle 4.03 Berechnungsgleichungen für Torsionsverformung und -spannung
Allgemeine Formeln: � = M Tl , � = M T , Es bedeuten � = Torsionswinkel (rad); MT = Torsionsmoment (N · mm);
KG Q
l = Länge (mm); � = Schubspannung (MPa); G = Schubmodul (MPa); K (mm 4 ) sind Funktionen des Querschnitts.
Form und Abmessungen der Querschnitte
Massiver Kreisquerschnitt
Massiver elliptischer Querschnitt
Massiver quadratischer Querschnitt
2r
2 b
Massiver rechteckiger Querschnitt
Hohler konzentrischer Kreisquerschnitt
t
2a
b
r0
r1
a
a
(b ≥ a)
Beidseitig offener dünnwandiger Querschnitt
gleichmäßiger Dicke. U = Länge der Mittellinie
(gestrichelt gezeichnet)
K = 1 �r 4
2
K = �a3 b 3
a 2 + b 2
K = 0.1406a 4
K = a 3 b� 1 – 0.28 a �
Formel für K in � = M T l
KG
K = 1 � (r 4 – r 4 )
2 1 0 Max � =
K = 1 Ut 3
2
a4
1 –
3 b 12b4 ��
Max � = 2M T am Rand
� r 3
Schubspannung
Max � = 2M T an den Enden der
� ab 2
kleineren Achse
Max � = M T am Mittelpunkt
0.208a 3
jeder Seite
Max � = M T(1.8a + 3.0b) am Mittelpunkt jeder
a 2 b 2
längeren Seite
2M T r 1 am äußeren Rand
� (r 4 – r 4 )
1 0
Max � = M T(3U + 1.8t) ,längs beider von
U 2 t 2
den Enden entfernter Ränder (unter der Voraussetzung,
daß t klein im Vergleich zu dem kleinsten
Krümmungshalbmesser der Mittellinie ist)
39

Tabelle 4.04 Berechnungsgleichungen für Spannungen und Verformungen in Druckgefäßen
Bezeichnungen für dünnwandige Druckgefäße: p = gleichmäßiger Druck (MPa); σ 1 = axiale Membranspannung, positiv bei Zug (MPa);
σ 2 = tangentiale Membranspannung, positiv bei Zug (MPa); τ s = Schubspannung (MPa); E = mittlerer Radius des Umfangs (mm);
t = Wanddicke (mm); E = Elastizitätsmodul (MPa); v = Poissonsche Zahl.
Bezeichnungen für dickwandige Druckgefäße: σ 1 = axiale Wandungsspannung, positiv, soweit im dargestellten Sinn wirkend (MPa);
σ 2 = tangentiale Wandungsspannung, positiv, soweit im dargestellten Sinn wirkend (MPa); σ 3 = radiale Wandungsspannung, positiv,
soweit im dargestellten Sinn wirkend (MPa); a = innerer Radius des Gefäßes (mm); b = äußerer Radius des Gefäßes (mm); r = Radius
von der Achse bis zu dem Punkt, an dem die Spannung auftritt (mm); ∆a = Veränderung des inneren Radius infolge des Drucks; positiv
bei Zunahme (mm); ∆b = Veränderung des äußeren Radius infolge des Drucks; positiv bei Zunahme (mm). Sonstige Bezeichnungen
wie bei dünnwandigen Druckgefäßen.
Zylindrisch
40
Form des Druckgefäßes
Kugelförmig
Ringkörper
� 1
t
�2 �1 �2 �1 t
t
R
R
r a b
O
Art der Belastung
Gleichmäßiger Innendruck
(oder Außendruck) p, (MPa)
Gleichmäßiger Innendruck
(oder Außendruck) p, (MPa)
Vollständiger Ringkörper
unter gleichmäßigem
Innendruck p, (MPa)
� 1 = pR
2t
� 2 = pR
t
Radiale Verschiebung = R (� 2 – v� 1).
E
Äußerer Quetschdruck p� = t
R
Innerer Berstdruck p u = 2 � u
Hier � u = max. Zugfestigkeit,
t
R
�
1 + 4 �y
�
�y
�R� 2
E t
mit � y = Quetschgrenze des Materials. Diese Gleichung gilt für nichtelastischen
Bruch und nur, wenn p�R > Proportionalitätsgrenze.
t
� 1 = � 2 = pR
2t
Radiale Verschiebung = � 1 (1 – v ) R
E
� 1 = pb � 1+a �
t 2r
Max � 1 = pb � 2a – b � bei 0
t 2a – 2b
� 2 = pR (überall gleich)
2t
Formeln
Dünnwandige Druckgefäße – Membranspannungen � 1 (axial) und � 2 (tangential)
Dickwandige Druckgefäße – Wandspannungen σ 1 (axial), σ 2 (tangential) und σ 3 (radial)

Zylindrisch
Form des Druckgefäßes
Kugelförmig
σ2
σ1
σ2
σ1
a
b
r
σ3
a r
σ3
b
Art der Belastung
1. Gleichmäßig radialer
Innendruck p, (MPa)
(Längsdruck gleich null oder
von aussen ausgeglichen)
2. Gleichmäßiger radialer
Außendruck p, (MPa)
3. Gleichmäßig radialer
Innendruck p, (MPa)
in allen Richtungen
Gleichmäßiger Innendruck
p, (MPa)
2. Gleichmäßiger Außendruck
p, (MPa)
� 1 = 0
�2 = p a2 (b2 + r2 )
Max �2 = p b2 + a2 an der Innenfläche
r2 (b2 – a2 ) b2 – a2 � 3 = – p a2 (b 2 – r 2 ) Max �3 = – p an der Innenfläche
r 2 (b 2 – a 2 )
�a = p a � b2 + a2 + v � ;
E b2 – a2 �b = p b � 2a2
E b2 – a2 �
Max � = p
b 2
b 2 – a 2
Formeln
Dickwandige Druckgefäße – Wandspannungen σ 1 (axial), σ 2 (tangential) und σ 3 (radial)
� 1 = 0
� 1 = � 2 = p a3 (b 3 + 2r 3 )
�3 = – p a3 (b3 – r3 )
r3 (b3 – a3 )
an der Innenfläche
�2 = – p a2 (b2 + r2 )
Max �2 = – p 2b2
an der Innenfläche
r2 (b2 – a2 ) b2 – a2 � 3 = – p b2 (r 2 – a 2 ) Max �3 = – p an der Außenfläche
r 2 (b 2 – a 2 )
�a = – p a � 2b2 � ;
E b2 – a2 �b = – p b � a2 + b 2
– v�
E b 2 – a 2
a 2
Max � 1 = max � 2 = p b3 + 2a 3
an der Innenfläche
2r3 (b3 – a3 ) 2(b3 – a3 )
�a = p a � b3 + 2a3 (1 – v )+ v� ;
E 2(b3 – a3 )
�b = p b 3a
�
3
(1 – v )�
E 2(b3 – a3 )
Max � = 1 max � 2 an der Innenfläche
2
�1 = p ,
b
�2 und �3 gleiche Werte wie im Fall 1.
2 – a2 �a = p a �b2 + a2 – v
a
�
2
– 1 �� ;
E b2 – a2 b2 – a2 �b = p b a � 2
E b
(2 – v)�
2 – a2 Max � 3 = – p an der Innenfläche
3b 3
Druck bei Streckspannung py = 2�y a3
�1 –
3 b3 Max � = p an der Innenfläche
4(b3 – a3 )
�1 = �2 = – p b3 (a3 + 2r3 )
Max �1 = – max �2 = – p
an der Innenfläche
2r3 (b3 – a3 ) 2(b3 – a3 )
�
3b 3
�3 = – p b3 (r3 – a3 )
Max �3 = – p an der Außenfläche
r3 (b3 – a3 )
�a = – p a 3b
�
3
(1 – v )� ;
E 2(b3 – a3 )
�b = – p b � a3 + 2b3 (1 – v ) – v
E 2(b �
3 – a3 )
41

Tabelle 4.05 Knicken von Stäben, Ringen und Bögen
E = Elastizitätsmodul, I = Flächenträgheitsmoment des Querschnitts um die Mittenachse und senkrecht zur Knickebene. Alle Abmessungen in mm,
alle Kräfte in N, alle Winkel in Bogenmaß.
42
Stabform,
Art der Belastung und Abstützung
Gerader Stab. Ein Ende freitragend, das
andere eingespannt
l l
Gerader Stab.
Beide Ende gelenkig gelagert
l l
Gerader Stab. Ein Ende eingespannt, das
andere gelenkig gelagert und über dem
eingespannten Ende horizontal fixiert
0,7 0.7l l
0,3 0.3l l
Kreisförmiger Ring unter gleichmäßigem
Radialdruck q N•m.
r = mittlerer Radius des Rings
r
Kreisbogen unter gleichmäßigen Außendruck q.
r = mittlerer Radius. Enden gelenkig gelagert
q
2�
Kreisbogen unter gleichmäßigen Außendruck q.
r = mittlerer Radius. Enden eingespanntt
q
2�
q
F
F
F
F c = �2 El
4l 2
F c = �2 El
l 2
F c = �2 El
(0.7l ) 2
q c =
3 El
r 2
qc = El � �2
– 1
r �
3 �2 q c = El (k 2 – 1)
r 3
Formeln für die kritische Last F c, oder die kritische Flächenlast q c
Dabei ist k von � abhängig und läßt sich näherungsweise durch die Gleichung: k tan � cot k� = 1 oder
aus der nachstehende Tabelle ermitteln:
� = 15° 30° 45° 60° 75° 90° 120° 180°
k = 17.2 8.62 5.80 4.37 3.50 3.00 2.36 2.00

Tabelle 4.06 Berechnungsgleichungen für ebene Platten
Bezeichnungen: W = gesamte wirksame Belastung (N); p = wirksame Flächeneinheitsbelastung (MPa); t = Dicke der Platte (mm);
� = Spannung an der Plattenoberfläche (MPa); y = vertikale Durchbiegung der Platte gegenüber der ursprünglichen Position (mm);
� = Neigung der Platte gegenüber der Horizontalen (Bogenmaß); E = Elastizitätsmodul; � = Poissonsche Zahl; r gibt die Distanz
vom Mittelpunkt einer kreisförmigen Platte an. Andere Abmessungen und entsprechende Symbole sind bei den jeweiligen Abbildungen
angegeben. � mit positiven Vorzeichen bedeutet Zug auf die obere und gleich starken Druck auf die untere Plattenfläche, bei
negativem Vorzeichen umgekehrte Verhältnisse. y mit positivem Vorzeichen bedeutet Beulung nach oben, mit negativem Vorzeichen
Beulung nach unten. Die für � verwendeten Indizes r, t und a oder b bezeichnen jeweils radiale Richtung, tangentiale Richtung und
Richtung der Dimension a oder b. Alle Abmessungen in mm.
Art der Belastung
Seiten aufliegend
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
Y
W = p�a 2
Seiten eingespannt
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
W = p�a 2
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
b
l
a
(b ≥ a)
(Am r) �r = – 3W 8�t
r2 � (3 + �)�
1 – ��
2 a2 �t = – 3W 8�t
r2
� (3 + �) – (1 + 3�) 2 a2 (Im Mittelpunkt) Max � r = � t = – 3W (3 +�)
8�t 2
(Am Rand) � =
Max y = –
3W (1 – �) (5 + �) a2
16�Et3 (Am r) �r = 3W 8�t
r2 � (3 + �) – (1 + �)�
2 a2 �t = 3W 8�t
r2 � (3 + �) – (1 + �)�
2 a2 (Am Rand) Max � r =
3W (1 – �) a
2�Et 3
(Im Mittelpunkt) � r = � r = –
Plattenzentrum
Randzentrum
Max. y
3W ; �t = � 3W
4�t 2 4�t 2
3W (1 + �)
8�t 2
Max y = – 3W (1 – �2 ) a 2
16�Et 3
� = 0
Et 3 �
0.142 a 4 p
1+2.21 a3
b 3
�
Formeln für Spannung und Beulung
�
Kreisförmig und massiv
Ränder aufliegend Ränder eingespannt
� =
t 2 �
0.75 a 2 p
�
a3
1 + 1.61
b3 � = 0.167 a2 p
t 2
(a=b)
a
0.50 a
� =
2 p
t 2 a6 �1+0.623 b6 Et 3 �
0.0284 a 4 p
1+1.056 a5
b 5
�
r 1
�
(0 ≤ r ≤ a)
43

44
Art der Belastung Formeln für Spannung und Beulung
Seiten aufliegend
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
X
OO
�
a
1/3a
a
y
Seiten aufliegend
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
Seiten eingespannt
Gleichmäßige Belastung der gesamten
Oberfläche
A C
B
C
L
Max � x = 0.1488 pa2
pa 2
Max �r = ß pa2
Max �1 = ß1 Max y = � pa4
t 2 t 2 Et 2
(Werte für � = 0.3)
� 45° 60° 90° 180°
ß 0.102 0.147 0.240 0.522
ß1 0.114 0.155 0.216 0.312
� 0.0054 0.0105 0.0250 0.0870
Max � = � r bei A = 0.42pa2
t 2
Max � t
� r bei B = 0.36pa2
t 2
= 0.21pa2
t 2
t 2
Max � y = 0.1554 pa2
t 2
Max y = pa4 (1 – � 2 )
81Et 3
bei y = 0, x = – 0.062a
bei C
gleichseitiges Dreieck, massiv
bei y = 0, x = 0.129a (Werte für � = 0.3)
Im Mittelpunkt O.
kreisförmiges Teil, massiv
massive, halbkreisförmige Platte

5 – Konstruktionsbeispiele
Neue Radkonstruktionen
Rotierende Kunststoffteile – Zahnräder, Radscheiben, Walzen,
Nocken, Drehscheiben usw. – waren lange Zeit eine Hauptstütze
der Industrie. Erst kürzlich hat man die konstruktiven
Möglichkeiten von Kunststoffen für größere rotierende Teile
wie Fahrrad-, Motorrad- und sogar Automobilräder erkannt.
Da die Art der Beanspruchung grundverschieden sein kann,
erscheint es angebracht, einige der Gesichtspunkte zu erörtern,
die bei der Konstruktion eines Rades aus Kunststoff berücksichtigt
werden müssen – insbesondere im Bereich der Felge
und der Radscheiben oder Speichen.
Rad- und Speichenkonstruktion
Vom Standpunkt des Spritzgießers aus gesehen müßte das
ideale Rad eine überall gleichmäßige Wandstärke haben, um
die Füllung zu erleichtern und eine gleichmäßige Abkühlung
im Werkzeug zu gewährleisten. Anstelle von Speichen
würde der Bereich zwischen Nabe und Felge aus einer massiven
Radscheibe bestehen, um einen symmetrischen Fluß
der Kunststoffschmelze zur Felge zu ermöglichen und Bindenähte
an der Felge auszuschließen. In der Tat haben derartige
Räder kommerzielle Anwendung gefunden, wenn auch
mit leichten Veränderungen im Interesse einer verbesserten
Struktur. Das Rad und die Radscheibe, die in Abb. 5.01
gezeigt werden, sind ein typisches Beispiel einer solchen
Konstruktion. Die Radscheibe aus DELRIN ® Polyacetal mit
114 mm Durchmesser ersetzt ein Druckgußteil bei niedrigeren
Kosten und geringerem Gewicht.
Die Radscheibe ist zwar massiv; die axiale Stabilität wird
aber vor allem durch die gewellte Oberfläche bewirkt.
Diese Radscheibenform wurde gegenüber einer radialen
Verrippung bevorzugt, weil sie die mit einer Verrippung
verbundene größere Wandstärke (Abb. 5.02) und die darauf
beruhende radial unterschiedliche Schwindung vermeidet;
außerdem wird die Gefahr von Lufteinschlüssen während
des Spritzgießens vermindert.
Sind Speichen erforderlich – zum Beispiel, weil die Seitenwindlast
kritisch oder eine minimale Oberfläche wünschenswert
ist – sollte sorgfältig darauf geachtet werden, wieviele
Speichen und welche Wanddicke vorgeschrieben werden und
wie die Verbindungsstelle der Speiche mit der Felge und der
Nabe ausgelegt wird. Je höher die Zahl der Speichen, desto
besser. Wenn zum Beispiel fünf Speichen mit der zweifachen
Wanddicke der Nabe und der Felge verwendet würden, könnten
die unterschiedlichen Schwindungen die Felge unrund
werden lassen. Hingegen würden zehn Speichen der gleichen
Wanddicke sowohl die erforderliche Festigkeit als auch eine
gleichmäßige Schwindung gewährleisten.
Je kleiner im übrigen der Abstand der Speichen an der Felge
ist, desto geringer ist die unterschiedliche Festigkeit der rotierenden
Felge. Da die Verformung der Felge sich mit der dritten
Potenz der Entfernung der Speichenstützpunkte verändert,
reduziert eine Verdopplung der Speichen die Verformung
eines gegebenen Felgenquerschnitts um den Faktor acht.
Die Wanddicke der Speiche sollte zwischen Nabe und Felge
konstant sein, um eine ausgeglichene Kühlung sicherzustellen.
Die Speichenkanten sollten zur axialen Verstärkung
zusätzlich verrippt werden, um eine minimale Änderung des
Wandquerschnitts zu erzielen (Abb. 5.03).
Speichen sollten in ihren Konturen der Nabe und der Felge
angepaßt werden, um das Fließverhalten beim Spritzgießen
zu verbessern und die Spannungskonzentration am Verbindungspunkt
zu reduzieren. Das ist besonders an der Felge
wichtig, weil eine solche Konturanpassung die Felge verstärkt
und so deren Verformung unter Last verringert.
Eine dreieckförmige Auskehlung verstärkt
die Festigkeit einer Radscheibe
aus DELRIN ® (vorn) und senkt ihre Kosten
gegenüber verzinkten Radscheiben um
90%.
Abb. 5.01 Neue Radkonstruktionen
Übliche Rippenkonstruktion
mit erheblich
vergrößerter Wanddicke
an den Schnittpunkten.
Versetzte Rippenanordnung
mit geringfügig
vergrößerter Wanddicke
an den Schnittpunkten.
Abb. 5.02 Radscheiben mit Verrippung
Abb. 5.03 Speichenformen
Axiale Stabilität wird bei diesem Rad
aus Polyamid durch die gewellte
Form der Radscheibe erzielt.
Gewellte Rippenkonstruktion
mit minimaler
Veränderung der
Wanddicke.
empfehlenswert
45

Felgenkonstruktion
Die Anforderungen an die Felgenkonstruktion sind davon
abhängig, ob ein Reifen vorhanden ist und ob dieser massiv
oder luftgefüllt ist.
Reifenlose Räder werden häufig in Förderanlagen verwendet,
bei denen Vibration und Geräuschentwicklung unkritisch sind.
Die Schlagzähigkeit ist bei solchen Anwendungen von größter
Bedeutung und Felgen werden häufig mit Wandstärken
bis zu 9,5 mm gespritzt. Der verlängerte Spritzzyklus kann
die Herstellungskosten aber derart verteuern, daß es wirtschaftlicher
wäre, ein Rad mit geringerer Wandstärke zu
spritzen und – indem man das Rad als Einlegeteil benutzt –
einen elastomeren Reifen um das Rad herum zu spritzen.
Wenn luftgefüllte Reifen verwendet werden, steht die Felge
unter konstantem Druck und der Einfluß des Kriechens auf
die Geometrie der Felge muß berücksichtigt werden. Es läßt
sich nachweisen, daß die äußere, auf die Felge einwirkende
Kraft dem Produkt aus Reifeninnendruck und Radius des
Reifenquerschnitts zuzüglich des unmittelbar auf die Felge
selbst geübten Drucks entspricht.
Bezogen auf Abb. 5.04A sind die Spannungen in den
kritischen Querschnitten:
FReifen = pr sin (45)
FFelge = FReifen sin (45)
Biegebeanspruchung:
� B = 6 (F FELGE L + 1 /2 pL 2 ) / t 2
Membranspannung:
�M = FFELGE / t
Für r = 16 mm, L = 18 mm, t = 8 mm und p = 0,5 MPa
Dies ergibt:
FFelge = 4 N
46
F Reifen
F Felge
L
� B = 14,5 MPa
� M = 0,5 MPa
45°
Abb. 5.04 Felgengeometrien
r
p
p
A B
Innenrohr
kritischer Querschnitt,
Dicke t
r
p
L
Es hängt von der Konstruktionstemperatur ab, ob die Gesamtspannung
von 15 MPa niedrig genug ist, um die Kriechdehnung
zu begrenzen. Geringe Spannungen können mit einer
niedrigen Felgenhöhe (Eigendruck unterworfen) erreicht
werden, siehe Abb. 5.04B. Wie gezeigt wird, können radiale
Rippen ergänzt werden, um die Felge für radiale Belastungen
stärker zu versteifen.
Druckgefäßdichtungen
Dichtungen in Abdeckungen von Druckgefäßen sind sorgfältig
anzuordnen, um das Kriechen auf ein Minimum zu reduzieren.
Abb. 5.05 zeigt Beispiele einer falschen Anbringung
(Kriechen erhöht den Druck auf die Dichtung und sie wird
undicht). Eine korrekte Lösung zeigt Abb. 5.05B. Hier werden
außerdem Metallbuchsen verwendet, so daß die Schließkräfte
durch Kriechen nicht reduziert werden.
Bei Endkappen mit einer Schnappverbindung sollte die
Abdeckung so ausgelegt werden, daß der Druck nur auf
den Innenzylinder wirkt, siehe Abb. 5.06.
A
Nein
B
Ja
– Der O-Ring wird radial
komprimiert. Zusätzliche
Wege zur Reduzierung von
Kriechen können sein:
1. Flansche können mit
Rippen verstärkt werden
oder
2. Metallringe werden rundherum
unter den Schrauben
angeordnet
Abb. 5.05 Abdichtung einer verschraubten Abdeckung
Druck
Nein Ja
Abb. 5.06 Abdichtung einer schnappverbundenen Abdeckung

Wirtschaftliche Konstruktionen
im Vergleich zu den Kosten des Rohmaterials
Eine der Hauptaufgaben des Konstrukteurs, der ein neues
Produkt entwirft, besteht darin, die wirtschaftlichste Konstruktion
zu entwickeln; häufig läßt er sich aber dazu verleiten,
das Material mit dem niedrigsten Preis vorzuschreiben.
Daß dies nicht der richtige Weg zu höherer Wirtschaftlichkeit
ist, wird durch die nachstehenden Beispiele belegt:
Radkonstruktion für ein Fahrrad
Bei der Spezifikation eines Materials für das Rad eines Fahrrades
geht es im allgemeinen zuerst darum, die richtige Kombination
von Zähigkeit und Steifigkeit zu finden. Zu den
Materialien, die als Ersatz für das bei dieser Anwendung seit
Jahren bewährte glasfaserverstärkte ZYTEL ® ST in Betracht
kommen und die physikalischen Anforderungen (unter
Berücksichtigung einer ausreichenden Sicherheit) nahezu
erfüllen, zugleich aber einen deutlich günstigeren Kunststoffpreis
bieten, zählt ein (mit 20% Glasfasern verstärkter)
Polypropylen-Typ (siehe Abb. 5.07).
Abb. 5.07 Radfelge
Polypropylen
Das in Polypropylen konstruierte Rad würde zwar zusätzliche
145 g Material erfordern, um den Anforderungen an die
Steifigkeit zu genügen; dennoch ließen sich drastische Einsparungen
erzielen, wenn man allein den Kunststoffpreis in
Betracht ziehen würde:
ZYTEL ® ST Polypropylen
Radgewicht $ 0,91 kg $ 1,05 kg
Kunststoffpreis (pro kg) $ 4.12 $ 1.76
Kunststoffkosten pro Rad $ 3.73 $ 1.86
NB: angegebene Preise sind Änderungen unterworfen!
ZYTEL® ST
Aber auch andere Faktoren beeinflussen die Kosten. Bei
Verwendung eines Einfach-Werkzeugs kann eine 4,9 Meganewton-Presse
bei zwei Arbeitsschichten jährlich 250000
Räder aus ZYTEL ® ST Polyamid produzieren. Wegen der längeren
Zykluszeit von Polypropylen – 130 Sekunden gegenüber
60 Sekunden für ein Rad aus Polyamid – wären zwei
Einfach-Werkzeuge erforderlich, um die gleiche Menge
produzieren zu können.
Da auch das Materialvolumen höher ist, wären zwei Pressen
mit je 5,8 Meganewton erforderlich.
Der unmittelbare Investitionsaufwand würde sich somit mehr
als verdoppeln, und wenn man noch amortisierte Zinsbelastung,
längere Maschinenzeiten und höhere Arbeitskosten
hinzurechnet, ergibt sich ein anderes Bild. (Dabei ist nicht
einmal versucht worden, die zusätzlichen Kosten der Qualitätskontrolle
einzubeziehen, die möglicherweise aufgrund
von Problemen wegen der dickeren Wandungen zu erwarten
sind.) Rechnet man die üblichen Vertriebskosten und die
Investitionsrendite hinzu, sieht die Vergleichsrechnung eher
wie folgt aus:
ZYTEL ® ST Polypropylen
Endverbraucherpreis pro Rad $ 6.01 $ 5.77
Obwohl der Verkaufspreis des Polypropylenrades damit
immer noch vier Prozent günstiger ist, kann dieser Vorteil
bei weitem nicht die enorme Überlegenheit des Polyamidrades
im Hinblick auf eine so bedeutsame Eigenschaft wie
die Schlagzähigkeit aufwiegen. ZYTEL ® ST801 Polyamid
weist eine Schlagzähigkeit nach Izod (1000 J/m bei Raumtemperatur
und 50% r.L.) auf, die der von Polypropylen um
das 20fache überlegen ist.
Das «billigere» Rad würde bei Raumtemperatur zwar die
gleiche Steifigkeit und die gleichen Sicherheitsfaktoren bieten;
bei erhöhten Temperaturen könnte das Polypropylenrad
jedoch nicht die Eigenschaften des Polyamidrades erreichen.
Bei 65° C, einer im Südwesten der USA nicht ungewöhnlichen
Radtemperatur, würde die Festigkeit und Steifigkeit
des Polypropylenrades nur noch etwa 80 Prozent der
entsprechenden Werte des Rades aus ZYTEL ® ST erreichen.
Das gleiche würde für die Zeitstandfestigkeit gelten, die
für die Funktion der Luftbereifung im Betriebszustand von
entscheidender Bedeutung ist.
Diese und andere Markt- und Herstellungsnachteile des
Polypropylenrades wie zum Beispiel 16 Prozent mehr
Gewicht und das klobige Aussehen lassen erkennen, daß
ZYTEL ® ST in der Tat die klügere Wahl ist.
47

Stuhlsitze – neu durchdacht
Eine ähnliche Untersuchung wurde bei einem Produkt durchgeführt,
das bereits in großen Massen aus einem «billigeren»
Kunststoff hergestellt wird: dem typischen leichten Stuhl, wie
er in Wartezimmern und öffentlichen Gebäuden anzutreffen
ist. Hier wurde ein schlagzäh modifiziertes, glasfaserverstärktes
Polyamid zum Preis von $ 3,95 pro kg unverstärktem Polypropylen,
das $ 1,08 pro kg kostet, gegenübergestellt.
Aus jedem der beiden Materialien wurde eine Sitzfläche unter
Verwendung einer verstärkenden Rippenstruktur mit gleichen
Sicherheitsfaktoren und Steifigkeitswerten und möglichst
wenig Material konstruiert (siehe Abb. 5.08). Wiederum sind
die Ergebnisse unter Berücksichtigung der typischen Kostenfaktoren
bei einer Jahresproduktion von 250000 Einheiten
nicht überraschend.
Abb. 5.08 Stuhl-Sitzfläche
48
46,6 mm
42 mm
ZYTEL® 73G30L
Polypropylen
ZYTEL ®
73G30L Polypropylen
Gewicht der Sitzfläche $ 1,27 kg $ 2,29 kg
Kunststoffkosten $ 5.01 $ 2.47
Endverkaufspreis pro Sitz $ 7.21 $ 6.72
NB: angegebene Preise sind Änderungen unterworfen!
3,3 mm
1,7 mm
10,2 mm
5,1 mm
22,1 mm
24,4 mm
Im Endverkaufspreis sind $ 0,36 Mehrkosten pro Teil enthalten,
die bei Polypropylen durch die längere Zykluszeit
(100 Sekunden gegenüber 35 Sekunden für die Sitzfläche
aus glasfaserverstärktem ZYTEL ® ) bedingt sind und die den
Preisvorteil, der zunächst 19 Prozent auszumachen schien,
auf 13% reduziert. Dieser Vorteil wird jedoch durch den
Wegfall von Einlegeteilen aus Metall für die Stuhlbein- und
Armlehnenbefestigung sowie die Versandkostenvorteile bei
einem 44% leichteren Sitz mehr als aufgewogen.
Noch bedeutsamer ist der Umstand, daß ein Sitz aus glasfaserverstärktem
ZYTEL ® eine weit höhere Zeitstandfestigkeit aufweisen
würde, vor allem, wenn die Stühle in Lagerräumen mit
hohen Temperaturen gestapelt werden. Er würde sich auch
durch eine viel höhere Schlagzähigkeit auszeichnen, ein im
öffentlichen Bereich besonders wichtiges Kriterium.
Schubkarrenrahmen –
eine mögliche Konstruktion
Während einige Schubkarrenhersteller bereits Produkte herstellen,
die sich das geringe Gewicht und die Korrosionsbeständigkeit
von Polyethylen hoher Dichte oder Polypropylen
für die Transportwanne zunutze machen, hat – soweit
uns bekannt – noch keiner einen Rahmen aus Kunststoff
gebaut. Diese Analyse läßt eine mögliche Ursache hierfür
ahnen: aus preiswertem Kunststoff wäre er erstens zu schwer
und zweitens zu teuer!
Polypropylen
RYNITE® 530
Abb. 5.09 Schubkarrenrahmen
18,7 mm
43,2 mm
35,6 mm
Polypropylen RYNITE® 530
Auf der Grundlage gleicher Steifigkeit und gleicher Sicherheitsfaktoren
wurden geeignete Rahmenquerschnitte (siehe
Abb. 5.09) für RYNITE ® 530 thermoplastischen Polyester,
ein mit 30% Glasfasern verstärktes Polyethylenterephthalat
(PET) und für ebenfalls mit 30% Glasfasern verstärktes
Polypropylen berechnet. Hier das Ergebnis:
RYNITE ® 530 Polypropylen
Rahmengewicht $ 8,16 kg $ 16,78 kg
Kunststoffkosten (pro kg) $ 3.24 $ 1.83
Kunststoffkosten $ 26.46 $ 30.71
Endverkaufspreis pro Rahmen $ 36.86 $ 43.61
NB: angegebene Preise sind Änderungen unterworfen!
7,6 mm
Wiederum sind wegen des Materialvolumens und der Zykluszeit
(65 Sekunden für RYNITE ® thermoplastischen Polyester
gegenüber 120 Sekunden für Polypropylen) zwei Werkzeuge
und zwei größere Maschinen erforderlich, um 250000 Polypropylenrahmen
im Jahr herzustellen. Und wie bei den vorherigen
Beispielen hält auch hier das Produkt aus dem preisgünstigeren
Material einem Vergleich von Eigenschaften wie
Festigkeit, Steifigkeit und Schlagzähigkeit bei erhöhten Temperaturen
nicht stand. Das teure Material ist zugleich das
wirtschaftlichere.
Das Beispiel des Rades, des Stuhlsitzes und des Schubkarrenrahmens
zeigt deutlich, daß eine Wirtschaftlichkeitsanalyse
einer Konstruktion auch Gesichtspunkte des Leistungsverhaltens,
der Herstellung und des Vertriebs berücksichtigen
muß, und daß das teurere Material nicht selten das wirtschaftlichere
ist, vor allem, wenn das Produkt hoher Beanspruchung
ausgesetzt ist.

6 – Federn und flexible Scharniere
Federn aus technischen Kunststoffen von Du Pont haben sich
in zahlreichen Anwendungen bewährt, bei denen eine intermittierende
Federwirkung erforderlich ist. Unter den unverstärkten
Kunststoffen ist DELRIN ® Polyacetal dank seiner
hohen Rückfederung das beste Material. Federn, die unter
statischer Last oder Biegebeanspruchung stehen, sollten aus
Federstahl konstruiert werden. Kunststoffe sind, von speziellen
Verbundstrukturen abgesehen, wegen ihrer Neigung zum
Kriechen und zur Spannungsrelaxation für unter Dauerlast
arbeitende Federn weniger gut geeignet.
Integrierte, leichte Federelemente lassen sich kostengünstig
mit Spritzgußteilen aus DELRIN ® Polyacetal verwirklichen,
indem man sich die Verarbeitungsfähigkeit und die besonderen
Eigenschaften dieser Werkstoffe zunutze macht, die für
Federanwendungen wichtig sind. Dazu gehören, von der
Rückfederung abgesehen, ein hoher Elastizitätsmodul sowie
Festigkeit, Ermüdungsfestigkeit und gute Beständigkeit gegen
Feuchtigkeit, Lösungsmittel und Öl.
Bei der Konstruktion von Federn aus DELRIN ® Polyacetal sind
gewisse grundlegende Aspekte der Federungseigenschaften
von DELRIN ® Polyacetalen zu beachten.
– Der Einfluß der Temperatur und der chemischen Beschaffenheit
der Umgebung auf die mechanischen Eigenschaften
muß berücksichtigt werden.
– Die zulässigen Spannungen für wiederholt betätigte Federn
dürfen die Ermüdungsfestigkeit von DELRIN ® Polyacetal
unter den gegebenen Einsatzbedingungen nicht übersteigen.
– Scharfe Ecken sollten mit Hilfe großzügig bemessener
Ausrundungen vermieden werden.
Federn, deren Auslegung auf Formeln für Träger konstanter
Festigkeit beruht, arbeiten bei gleichen Federungswerten und
gleichem Teilegewicht auf niedrigerem Spannungsniveau als
anders geformte Federn. Abb. 6.01 zeigt einen Vergleich zwischen
verschiedenen Federformen, die die gleiche Federrate
haben. Die obere Feder (A) hat einen einheitlichen rechteckigen
Querschnitt und eine anfängliche Federrate, die sich aus
der Ablenkungsformel für einen Freiträger (W/y = EI/L 3 )
errechnet, wobei W die Last und y die Auslenkung des
Federendes ist. Die anderen Federn wurden unter Verwendung
von Formeln für Träger konstanter Festigkeit ausgelegt, um
identische Federraten zu erhalten. Dies führt zu geringeren
Spannungswerten und in einigen Fällen zu einer Gewichtsreduktion.
Zum Beispiel erreicht die Spannung in der Feder
(C) nur zwei Drittel der Spannung in der Feder (A) und das
Gewicht wird um 25% reduziert. Diese Gewichtsreduktion
kann auch als Beitrag zur Kostensenkung bedeutsam sein,
wenn eine Massenproduktion geplant ist. Ein wichtiger
Umstand, der nicht vernachlässigt werden darf, ist die Tatsache,
daß sich im Spritzgießverfahren durchaus konische
Federn herstellen lassen. Durch Stanzen oder Umformen
hergestellte Metallfedern mit den Formen (D) oder (E) würden
einen unvertretbar hohen Kostenaufwand erfordern.
Für eine spezielle Anwendung von Kunststoffedern siehe
«Montagetechniken», «Schnappverbindungen».
Maximale Biegespannung, MPa
25
20
15
10
5
0
0
A
B
C
D
E
1
b
b
b
b+
b+
L
B
C
Abb. 6.01 Biegespannung als Funktion des Federgewichts bei
verschiedenen Federkonstruktionen (23°C)
D
A
2 3 4 5 6 7
Federgewicht, g
h+
h
h+
h
h
E
49

Konstruktion von flexiblen Scharnieren
Bei einer 180° Biegung: R = L
�
Dehnung in äußerster Faser: � =
Spannung in äußerster Faser: � =
50
R
l
b
L
b l = b/2
� = Poissonsche Zahl
E = Elastizitätsmodul
� y = Streckgrenze
� e = elastische Festigkeit
Abb. 6.02 Empfohlene Form von flexiblen Scharnieren
� b
2 L
� b E
2 L (1 – � 2 )
Für das elastische Verhalten sollte folgendes erfüllt sein:
b 2 �e < 2 (1 ��) (1)
L � E
Bei anderen Knickwinkeln als 180°, korrigieren Sie � in
der obigen Gleichung.
Flexible Scharniere, die für ein elastisches Verhalten konstruiert
werden, weisen recht große Abmessungen auf,
was sie weniger praktikabel macht.
Ein bestimmtes Maß an Plastizität ist vor dem Bruch zulässig,
wordurch sich die Gleichnung (1) wie folgt modifiziert:
b 2 �y < 2 2 �y 2 ( 1 – � ) = (1 – � ) (2)
L � E �

7 – Lager
Lager und Buchsen aus ZYTEL ® Polyamid und DELRIN ®
Polyacetal haben sich in zahlreichen kommerziellen Anwendungen
bewährt. ZYTEL ® ist unübertroffen für abriebintensive
Umgebungen, wie sie in Zementfabriken und Werken
herrschen, in denen Staub ein ständiges Problem ist. Lager
aus ZYTEL ® werden unter den verschiedensten Umwelteinflüssen
erfolgreich eingesetzt, unter anderem unter dem Einfluß
verschiedener Öle, Fette, Chemikalien und Reagenzien,
vielfach auch solchen, die andere Werkstoffe angreifen.
Lager aus DELRIN ® Polyacetal bieten den einzigartigen Vorteil
eines «ruckfreien» Laufs, d.h. der statische Reibungskoeffizient
ist gleich dem dynamischen oder sogar geringer.
Typische Anwendungen sind Kugelschalen für Kugelgelenke
in Automobilen, Gehäuseteile von Küchengeräten, die
gleichzeitig als Lager dienen, sowie integrierte Bauteile mit
Zahnrad-, Feder- und Nockenfunktionen in Rechenmaschinen,
Uhrenlagern usw. Die weite Verbreitung von DELRIN ®
Polyacetal als Lagermaterial ist auf die Kombination von
niedrigem Reibungskoeffizienten mit selbstschmierenden
Eigenschaften, guten mechanischen Eigenschaften und
Dimensionsstabilität in zahlreichen chemischen Umgebungen
zurückzuführen.
Das Leistungsverhalten eines Lagers hängt von einer Reihe
von Faktoren ab:
Härte und Oberflächengüte der Welle
Wenn eine Welle aus Metall in einem Lager aus DELRIN ®
Polyacetal oder ZYTEL ® Polyamid läuft, ist die Oberflächenhärte
dieser Welle der wichtigste Faktor. Wenn eine Metallwelle
in einem ungeschmierten Lager aus DELRIN ® Polyacetal
oder ZYTEL ® Polyamid läuft, sollte das Metall so hart und glatt
sein, wie dies mit den Anforderungen an die Lebensdauer und
den Kosten des Lagers zu vereinbaren ist. Die übliche spitzenlos
geschliffenen Stahlwellen sind brauchbar; eine höhere
Härte und Oberflächengüte verlängert jedoch die Lebensdauer
des Lagers.
Das tatsächliche Abriebverhalten hängt von der Geschwindigkeit,
der Belastung und der Art des Materials der Gleitflächen
ab.
Abrieb
DELRIN®
gegen weichen
Stahl
DELRIN®
gegen gehärteten
Stahl
1 2 3
1
Weicher oder rostfreier Stahl sowie alle Nichteisenmetalle
laufen nicht besonders gut in Kunststofflagern, auch nicht in
solchen, die mit «selbstschmierenden» Füllstoffen versehen
sind. Es ist nur eine Frage der Last, der Geschwindigkeit und
der Zeit, bis der Abrieb rasch zunimmt und zu einem vorzeitigen
Versagen führt. Die Härte der Welle wird um so wichtiger,
je höher der PV-Wert und/oder je länger die geforderte
Lebensdauer ist. Selbst eine hochpolierte Oberfläche kann
das Abriebverhalten nicht verbessern, wenn die Härte unzureichend
ist.
Dennoch gibt es eine große Zahl von Lageranwendungen,
die in Verbindung mit langsam laufenden weichen Metallwellen
und geringer Belastung zufriedenstellend funktionieren,
wie zum Beispiel Lager für Uhren und Zähler. DELRIN ®
Polyacetal ist anderen Kunststoffen als Reibpartner für weiche
Metalle in der Regel überlegen. Wenn ein Lager ausfällt,
ist es jedoch besonders wichtig, die Härte der darin laufenden
Metallwerke sorgfältig zu überprüfen, da sie für das
Versagen mitursächlich sein kann.
Lageroberfläche
Der Einfluß der Auflagefläche auf das Abriebverhalten ist
für DELRIN ® Polyacetal und einige andere Materialien in
Abb. 7.01 dargestellt. Ein Vergleich der Kurven 1, 2 und
3 zeigt eine erhebliche Verbesserung des Abriebverhaltens
mit zunehmender Härte des Materials. Den deutlichsten
Unterschied zeigt Kurve 4, bei der DELRIN ® Polyacetal
gegen ZYTEL ® 101 Polyamid läuft.
Abrieb
Zeit
DELRIN®
500
DELRIN® gegen
Wolframkarbid
DELRIN®
900F
DELRIN® gegen gehärteten
Stahl mit Spannuten
Delrin gegen ZYTEL® 101
5
Zeit
4
DELRIN®
500CL
Abb. 7.02 Abriebverhalten von DELRIN ® 500 gegenüber weichem Stahl*
* Druckringtest – ungeschmiert; P = 0,04 MPa, V = 0,95 m/s.
Abb. 7.01 Abriebverhalten von DELRIN ® 500 gegenüber unterschiedlichen Reibpartnern* *Druckringtest – ungeschmiert–; P = 2 MPa, V = 50 mm/s; Kohlenstoffstahl AISI 1080
51

Abb. 7.03 Typische Lager mit Nuten oder Löchern
Abb. 7.04 Lager für kleine Lasten
Die Abriebfestigkeit von DELRIN ® 500, DELRIN ® 900F und
DELRIN ® 500CL als Reibpartner von weichem Stahl ist in
Abb. 7.02 dargestellt. Vergleichbare Daten, die die Eignung
von DELRIN ® Polyacetal als Reibpartner für Aluminium und
Messing zeigen, liegen ebenfalls vor. Bei geringer Belastung
und niedrigen Arbeitsgeschwindigkeiten wie in Uhren und
manuell betätigten Fensterkurbeln lassen sich eloxiertes
Aluminium und Hartmessing als Lageroberflächen zusammen
mit DELRIN ® Polyacetal einsetzen.
Das tatsächliche Abriebverhalten der einzelnen Kunststoffe
hängt von der Belastung, der Geschwindigkeit,
der Lagerfläche, der Schmierung und dem Lagerspiel ab.
Verschleißwerte sind in den jeweiligen Produktbeschreibungen
aufgeführt.
Die Lageroberfläche sollte stets mit Nuten oder Löchern versehen
sein, damit Abrieb aufgenommen und so weit wie möglich
von der Lauffläche entfernt werden kann. Dies läßt sich
je nach den konstruktiven Möglichkeiten mit Hilfe axialer
Schlitze oder auch einfach durch radiale Bohrungen erreichen.
Durch umfangreiche Untersuchungen konnte nachgewiesen
werden, daß die Erhaltung einer sauberen Lauffläche die
Lebensdauer beträchtlich erhöht (vgl. Abb. 7.01, Kurve 5).
Spannuten, wie sie in Abb. 7.03 dargestellt sind, stellen die
nützlichste konstruktive Einzelverbesserung eines Lagers
oder einer Buchse aus Kunststoff dar.
52
Da die Lebensdauer entscheidend davon abhängt, wie gut
Abriebpartikel von der Lauffläche entfernt werden, empfiehlt
sich die Beachtung folgender konstruktiver Faustregeln:
1. Verwendung von mindestens drei Spannuten;
2. Diese Spannuten sollten so tief wie technisch möglich
ausgeführt werden;
3. Die Breite der Spannut sollte ungefähr 10 Prozent des
Wellendurchmessers betragen;
4. Wenn die Wanddicke für Spannuten zu gering ist, sollten
Bohrungen vorgesehen werden.
Ein weiterer wichtiger Faktor ist, daß die Druckbelastung auf
das Lager gleichmäßig über die axiale Länge verteilt wird. In
der in Abb. 7.04 gezeigten Konstruktion ist dies fragwürdig.
Eine bessere Lösung wird in Abb. 7.05 gezeigt.
Genauigkeit
Ein bestimmter Faktor ist die geometrische Form der Lagerbohrung.
Wie in Abb. 7.06 gezeigt wird, kann eine einfache
Manschette, die in einen Metallrahmen gepreßt wird, ausreichende
Genauigkeit bieten.
Die meisten Kunststofflager sind jedoch Bestandteil einer
größeren Baugruppe oder mit anderen Bauelementen kombiniert.
Abb. 7.07 zeigt drei typische Beispiele, bei denen es
schwierig oder sogar ganz unmöglich ist, eine vollkommen
runde und/oder zylindrische Bohrung zu erzielen, weil die
Geometrie des Teils eine gleichmäßige Formschwindung
verhindert.
Abb. 7.05 Lager für grössere Lasten
Abb. 7.06 Eingepreßtes Gleitlager

Abb. 7.07 Typische Konstruktionen von Bauteilen mit integrierter
Lagerfunktion
Die Last wird daher nur von einem Teil der Lagerfläche aufgenommen,
was einen örtlich erhöhten spezifischen Lagerdruck
und sofortigen Anfangsverschleiß zur Folge hat. Bei
Lagern mit hohem PV-Wert kann dies verheerende Wirkung
haben, weil die Abriebpartikel beständig im Lager mitbewegt
werden, den Abrieb erhöhen und so die Lebensdauer verkürzen.
Bei Lagern mit niedrigem PV-Wert oder solchen, die nur
gelegentlich arbeiten, kann dies bedeutungslos sein. Lager für
höchste Anforderungen müssen hingegen in vielen Fällen spanend
nachgearbeitet werden, um eine vollkommen runde und
zylindrische Bohrung zu erhalten, die das Leistungsverhalten
deutlich verbessert.
Lagerspiel
Kunststofflager erfordern im allgemeinen ein größeres Spiel
als Metallager, vor allem wegen des weit höheren linearen
Wärmeausdehnungskoeffizienten des Kunststoffmaterials.
Der Konstrukteur muß ferner die Tatsache berücksichtigen,
daß sich der Lagerdurchmesser nach Inbetriebnahme durch
Nachschwindung weiter verringern kann, vor allem bei
erhöhten Arbeitstemperaturen. Die Nachschwindung kann
durch geeignete Spritzgießparameter auf ein Minimum reduziert
werden. Der Konstrukteur sollte in seinen Spezifikationen
eine Grenze für die Nachschwindung vorschreiben. Diese
läßt sich im Rahmen der Qualitätskontrolle überprüfen, indem
man das Teil ungefähr eine Stunde lang einer Temperatur
aussetzt, die rund 28°C über der höchsten Arbeitstemperatur,
höchstens jedoch 17° C unterhalb des Schmelzpunktes liegt.
Nicht sorgfältig überprüftes und eingestelltes Spiel ist eine
der häufigsten Ursachen für das Versagen von Lagern. Das
Lagerspiel sollte 0,2 bis 0,4% des Wellendurchmessers keinesfalls
unterschreiten im Fall DELRIN ® acetal angewendet.
Für ZYTEL ® 101 sind diese Werte 0,3-0,5%.
Wenn die Anwendung engere Lauf- oder Gleittoleranzen
verlangt, haben sich zweigeteilte Lagereinsätze aus DELRIN ®
Polyacetal oder ZYTEL ® Polyamid vielfach bewährt. Hier
braucht der Einfluß der Umgebung auf die Dimensionen und
damit auf das Lagerspiel nur bei der Wandstärke und weniger
beim Umfang berücksichtigt zu werden.
Schmierung
Der Hauptgrund für die Verwendung von DELRIN ® Polyacetal
und/oder ZYTEL ® Polyamid ist die Tatsache, daß sich mit
diesen Werkstoffen Lager verwirklichen lassen, die ein gutes
Abriebverhalten unter absoluten Trockenlaufbedingungen
(beispielsweise in der Lebensmittelindustrie) oder mit einer
einmaligen Anfangsschmierung (Lager für Untersetzungsgetriebe
aller Art in geschlossenen Gehäusen, z.B. in Haushaltsgeräten)
aufweisen.
Dauergeschmierte Lager sind bei Kunststofferzeugnissen
selten anzutreffen und sollen hier nicht besprochen werden.
Eine Anfangsschmierung sollte stets vorgesehen werden.
Sie erleichtert nicht nur das Einlaufen, sondern verlängert
auch die Gesamtlebensdauer. Sofern nicht besondere Vorkehrungen
zur Rückhaltung des Schmiermittels getroffen
werden, ist die Wirkung des Schmiermittels zeitlich begrenzt;
anschließend läuft das Lager praktisch trocken. Ein anfänglich
geschmiertes Lager, bei dem das Schmiermittel nicht zurückgeführt
werden kann, kann folglich keine höhere Last aufnehmen,
wird aber länger halten und ein besseres Verschleißverhalten
zeigen. Die Anfangsschmierung empfiehlt sich
insbesondere bei Wellen aus weichen Metallen.
Schutz gegen Eindringen von Schmutz
Lager aus DELRIN ® Polyacetal, ZYTEL ® Polyamid und RYNITE ®
thermoplastischem Polyester sind zwar weniger empfindlich
gegen Fremdstoffe als Lager aus Metall, arbeiten aber besser,
wenn sie gegen das Eindringen von Staub, Schmutz und Wasser
geschützt werden. Der Vorteil einer Anfangsschmierung
kann völlig zunichte gemacht werden, wenn Schmutzteilchen
zwischen die Laufflächen geraten und mit dem Schmiermittel
eine Art Schleifpaste bilden. Mit hohem PV-Wert arbeitende
Lager sollten deshalb durch Filzringe oder Kautschukdichtungen
geschützt werden, die nicht nur Schmutz fernhalten,
sondern auch das Schmiermittel zurückhalten. Es ist ein weitverbreiteter
Irrtum zu glauben, Kunststofflager würden durch
Schmutz nicht beeinträchtigt. Abrieb von der Metallwelle und
Schmutzpartikel können sich in das Kunststofflager einfressen
und dessen Lebensdauer erheblich verkürzen.
Es ist in der Praxis nicht immer möglich, ein Lager wirksam
in der beschriebenen Weise zu schützen. Das bedeutet aber
nicht zwingend, daß Kunststofflager in ungünstigen Umgebungen
nicht eingesetzt werden könnten. Der Konstrukteur
muß diese Probleme berücksichtigen und entsprechende
Abstriche in bezug auf den Lagerdruck, die Geschwindigkeit
und die Lebensdauer machen. Erfolgreiche Anwendungen
dieser Art sind zum Beispiel in Transporteinrichtungen,
Ketten und Lagern von Textilmaschinen zu finden.
53

In Umgebungen, in denen sich Staub und Schmutz nicht
vermeiden lassen, ist ZYTEL ® Polyamid das bevorzugte
Material. Bei solchen Anwendungen kann es von Vorteil
sein, auf eine Anfangsschmierung zu verzichten.
Die Faktoren, die für das Verhalten und die Lebensdauer
von Lagern aus DELRIN ® Polyacetal, ZYTEL ® Polyamid und
RYNITE ® thermoplastischem Polyester von Bedeutung sind,
lassen sich wie folgt zusammenfassen:
– Oberflächenhärte und -güte der Metallwelle.
– Geometrische Genauigkeit der Lagerbohrung.
– Richtiges Lagerspiel.
– Spannungen oder Bohrungen in der Lauffläche.
– Anfangsschmierung.
– Vorkehrungen zum Schutz des Lagers vor eindringendem
Schmutz und zur Rückhaltung des Schmiermittels.
Thermische Bedingungen
Das Lagerspiel verändert sich mit der Temperatur und kann
so die zulässige Belastung beeinflussen. Darüber hinaus
erweicht Kunststoff bei höheren Temperaturen. Daher sollte
die maximale Oberflächentemperatur, die durch Reibung
und äußere Einwirkungen hervorgerufen wird, 70-80° C bei
Lagern aus DELRIN ® und 80-100° C für solche aus ZYTEL ®
nicht überschreiten, wenn eine gute Leistungsfähigkeit und
eine lange Lebensdauer erwartet werden.
Berechnung von Lagern
Ein Kunststofflager, das einer langsam aber stetig zunehmenden
Last und/oder Geschwindigkeit ausgesetzt wird, wird
einen Punkt erreichen, an dem es wegen zu hoher Temperaturentwicklung
versagt. Diese Grenze wird als maximaler
PV-Wert bezeichnet und häufig herangezogen, um verschiedene
Kunststoffmaterialien im Hinblick auf ihre Verschleißfestigkeit
zu vergleichen. Die Oberflächentemperatur eines
Lagers ist nicht nur von der Last, der Geschwindigkeit und
dem Reibungskoeffizienten, sondern auch von der Wärmeabfuhr
abhängig. Letztere hängt weitgehend von der Gesamtkonzeption
des Prüfgerätes ab, für das es aber keine international
gültigen Normen gibt. Es ist daher sinnlos, Werte
54
Geschwindigkeit, Velocity, m/min. m/min.
200
120
100
80
60
40
20
10
8
6
4
*1 *2 *3 *4 *5
miteinander vergleichen zu wollen, die nicht unter exakt
gleichen Bedingungen ermittelt wurden. Aber selbst unter
gleichen Bedingungen ermittelte Werte wären für den Konstrukteur
keine große Hilfe, und zwar aus folgenden Gründen:
– Ein Lager, das nahe an der so ermittelten PV-Grenze läuft,
weist normalerweise einen so hohen Verschleiß auf, daß
dieser Wert nur für sehr spezielle Fälle praktische Bedeutung
haben kann.
– Die unter spezifischen Laborbedingungen ermittelten
PV-Werte von Kunststoffmaterialien können sich unter
realen Anwendungsbedingungen aus den verschiedensten
Gründen als falsch oder gar irreführend erweisen.
– Viele sogenannte «spezielle Lagerwerkstoffe» mit entsprechenden
Zusatzstoffen weisen höhere PV-Werte als das
Grundmaterial auf. Dies ist allein darauf zurückzuführen,
daß die Zusatzstoffe den Reibungskoeffizienten verringern,
infolgedessen weniger Wärme entwickeln und es
so ermöglichen, daß das Lager mit höheren PV-Werten
laufen kann.
Dieser Umstand bietet aber keine Gewähr für weniger
Abrieb. Versuche haben gezeigt, daß die meisten ungefüllten
Werkstoffe ein günstigeres Abriebverhalten aufweisen
als die gleichen Materialien mit Zusatzstoffen. Das ist sehr
wichtig, denn es ist ein weitverbreiteter Irrtum, ein niedriger
Reibungskoeffizient sei gleichbedeutend mit höherer
Abriebfestigkeit. DELRIN ® Polyacetal AF bildet eine Ausnahme,
weil sowohl der niedrigere Reibungskoeffizient als
auch der geringere Abrieb auf der Zugabe von TEFLON ® -
Fasern beruhen. Kunststoffe mit Zusatzstoffen können für
sehr spezielle Anwendungen, bei denen es vor allem auf
einen niedrigen Reibungskoeffizienten ankommt, zu empfehlen
sein. Ein Beispiel hierfür sind sehr stark belastete
Lager, die jeweils nur kurze Zeit laufen und bei denen nur
eine begrenzte Lebensdauer gefordert wird.
Der Reibungskoeffizient eines Werkstoffs ist weniger eine
Materialkonstante; er spiegelt vielmehr das Verhalten der
Lageroberfläche unter einer bestimmten dynamischen Belastung
wider. Die in Tabelle 7.01 angegebenen Reibungskoeffizienten
ermöglichen einen Vergleich zwischen DELRIN ®
Polyacetal und ZYTEL ® Polyamid gegenüber Stahl usw. unter
festgelegten Prüfbedingungen. Ein geringerer Reibungskoef-
2
0,01 0,1
1
10
*6
Bearing Lagerdruck, pressure, MPa
MPa
Abb. 7.08 PV-Diagramm für Lager *Siehe Tabelle 7.02 als Anleitung zur Auswahl der richtigen Kurve.

fizient bei Trockenlaufbedingungen kann für den Konstrukteur
weniger Energieaufwand und größere Laufruhe bedeuten.
Tabelle 7.01 zeigt auch die konstruktiven Möglichkeiten
für einen «ruckfreien» Lauf mit DELRIN ® Polyacetal auf, dessen
statischer Reibungskoeffizient unter dem dynamischen
liegt, vor allem beim Lauf gegen eine Welle aus ZYTEL ®
Polyamid.
Das Diagramm in Abb. 7.08 enthält Angaben über vertretbare
PV-Werte unter Berücksichtigung des Materials der jeweiligen
Reibpartner und des Ausmaßes spanender Nacharbeit.
Nicht berücksichtigt sind hingegen ungünstige Betriebsbedingungen
wie höhere Temperaturen oder Verunreinigung
durch Schmutz, Staub, Textilfaserpartikel oder andere
abriebfördernde Materialien.
Tabelle 7.02 zeigt, wie die richtige Kurve in Abb. 7.08 zu
finden ist. Dieser Leitfaden geht von der Voraussetzung aus,
daß Konstruktion, Lagerspiel, Genauigkeit der Bohrung, Verarbeitungsbedingunge
und die Lastverteilung des Lagers einwandfrei
sind.
Tabelle 7.01 Reibungskoeffizienten*
Statisch Dynamisch
DELRIN ® Polyacetal gegen Stahl
DELRIN ® 100, 500, 900 0,20 0,35
DELRIN ® 500F, 900F – 0,20
DELRIN ® 500CL 0,10 0,20
DELRIN ® AF 0,08 0,14
DELRIN ® gegen DELRIN ®
DELRIN ® 500/DELRIN ® 500 0,30 0,40
DELRIN ® gegen ZYTEL ®
DELRIN ® 500/ZYTEL ® 101L
ZYTEL
0,10 0,20
® gegen ZYTEL ®
Max. 0,46 0,19
Min.
ZYTEL
0,36 0,11
® gegen Stahl
Max. 0,74 0,43
Min.
RYNITE
0,31 0,17
® gegen RYNITE ®
Max. 0,27
Min.
RYNITE
0,17
® gegen Stahl
Max. 0,20
Min. 0,17
HYTREL ® 4056 gegen Stahl 0,32 0,29
HYTREL ® 5556 gegen Stahl 0,22 0,18
HYTREL ® 6346 gegen Stahl 0,30 0,21
HYTREL ® 7246 gegen Stahl 0,23 0,16
PC gegen Stahl 0,50 –
ABS gegen Stahl 0,50 –
PBT gegen Stahl 0,40 –
PBT gegen PBT 0,40
* Angaben über ZYTEL® Polyamid und DELRIN® Polyacetal ermittelt im Druckringtest – ungeschmiert, 23°C;
Lagerdruck 2,1 MPa; Geschwindigkeit 3 m/min. Angaben über RYNITE® thermoplastichen Polyester ermittelt
gemäß ASTM D1894.
Tabelle 7.02 Parameter der Kurven in Abb. 7.08 für maximal zulässige
PV-Werte
Welle Bohrung
gespritzt gefräst
Gehärteter und geschliffener Stahl –
galvanisch verchromt Rc >50, ZYTEL ® 3 4
Edelstahl – Eloxiertes Aluminium
Rc 30-35, DELRIN ® 2-3
DELRIN ® gegen Stahl Rc >70, dry 5
DELRIN ® gegen Stahl, Rc >70, lubricated,
DELRIN ® AF 6
Weicher Stahl – geschliffener Edelstahl 2 2-3
Blankstahl, ungeschliffen 1-2 2
NE-Metalle – Druckgußlegierungen 1 oder darunter –
Definitionen
Die Parameter Geschwindigkeit und Lagerdruck in Abb. 7.08
werden wie folgt definiert (siehe auch Abb. 7.09):
Lagerfläche unter Druck f = d × l (mm2 )
Spezifischer Lagerdruck p = P
d × l
(MPa)
Umfangsgeschwindigkeit v = d × n × � 1000
(m/min)
PV-Wert PV = p · v (MPa · m / min)
d = Wellendurchmesser, mm
l = Lagerlänge,mm
v = Umfangsgeschwindigkeit, m/min
P = Gesamtlast, N
V
Abb. 7.09 Definitionen
d
s
Tabelle 7.03 Maximale Werte für PV ohne Schmierung
Material MPa · m/min
ZYTEL ® 101 6
DELRIN ® 100/500 10
DELRIN ® 500CL 15
DELRIN ® 500AF 25
HYTREL ® 5556/5526 2
P
l
55

Anwendungsbeispiele
Getriebelager
Abb. 7.10 zeigt einige Lösungen, die in der Feinmechanik
verwendet werden, besonders bei Getriebelagern. Bei hochleistungsfähigen
technischen Antrieben wie Zeitschalter und
Normaluhren werden die gehärteten und geerdeten Wellen
in der Regel fest in der Platte gehalten, wie in Abb. 7.10A
gezeigt wird. Sollte der Kern in bezug zum Durchmesser
zu lang werden, kann die Bohrung, wie gezeigt, konisch
geformt und mit einer zusätzlichen Buchse versehen werden.
Diese Lösung ist nur dann zu verwenden, wenn die Nabe
nicht verkürzt werden kann. Wenn Rad und Zapfen integriert
gefertigt werden, sollten die Lagerbohrungen tiefgezogen
oder zumindest feingestanzt werden (Abb. 7.10B).
Abb. 7.10 Getriebelager
Normal gestanzte Löcher haben eine rauhe Oberfläche und
verursachen selbst bei niedrigen PV-Werten einen zu hohen
Verschleiß am Zapfen. Wenn sich die Welle zusammen mit
dem Getriebe dreht, kann sie eingespritzt oder eingepreßt
werden, wie Abb. 7.10C zeigt.
In diesem Fall sind die Platten mit zusätzlichen Lagerbuchsen
zu versehen, siehe Abb. 7.11. Welche Auslegung für eine
spezielle Anwendung vorzuziehen ist, hängt vor allem von
wirtschaftlichen Faktoren, der erforderlichen Lebensdauer
und der Gesamtkonstruktion der Vorrichtung ab.
56
A-A
A
A B C
d
d + 3%
Abb. 7.11 Befestigen von Kunststofflagern
1
A
d
d + 3%
3
4
2
Pendellager
Der Einsatz von Kunststoffen als technische Werkstoffe
erlaubt häufig die Integration mehrerer unterschiedlicher
Funktionen in einem Teil, ohne daß höhere Kosten entstehen.
Dem Konstrukteur steht eine große Vielfalt von neuen konstruktiven
Möglichkeiten zur Verfügung, die ausgeklügelte
und einfache Lösungen erlauben. Abbildungen 7.12-7.17
zeigen einige wenige Beispiele, um dies zu verdeutlichen.
Abb. 7.12: Befestigungsflansch eines kleinen Motors mit
einer flexiblen Lageraufhängung. Das Lager richtet sich
bis zu einem gewissen Grade selbst aus.
Abb. 7.13: Selbsteinstellende Buchse mit Kühlschlitzen, direkt
mit dem Befestigungsflansch schnappverbunden. Letzterer ist
in dem Blechgehäuse mittels 3 Schnappköpfen befestigt.
Abb. 7.12 Motorflansch mit flexibler Lageraufhängung
Abb. 7.13 Selbsteinstellende Buchse
Abb. 7.14 Kleines, elastisches Pendellager

Abb. 7.15 Pendel- und Radiallager
Abb. 7.16 Pleuelkugellager mit Schnappverbindung
Abb. 7.17 Pleuelkugellager mit geschweisstem Ring
Abb. 7.14: Kleines, elastisches Pendellager, schnappverbunden
mit Blech.
Abb. 7.15: Pendel- und Radiallager. Zu beachten ist der Haken,
der ein Drehen verhindert.
Abb. 7.16: Pleuelkugellager aus DELRIN ® mit schnappverbundenem
Sicherungsring. Die Kugel aus Polyamid stellt
gute Lagereigenschaften bei niedrigem Verschleiß sicher,
selbst bei vollkommen trockenem Lager.
Abb. 7.17: Ähnliche Auslegung, doch mit rotationsgeschweißtem
Sicherungsring für hohe Axialbelastungen.
Um die Deutlichkeit der Abbildungen sicherzustellen, werden
die axialen Nuten in diesen Beispielen nicht gezeigt. Natürlich
sind sie in jedem Fall vorzusehen.
Richtlinien für die Erprobung von Lagern
Um Vergleichswerte für das Abriebverhalten verschiedener
Kunststoffe zu erhalten, wird häufig ein Versuchswerkzeug
hergestellt und dazu benutzt, ein bestimmtes Lager aus
unterschiedlichen Werkstoffen zu spritzen. Dieses Verfahren
hat jedoch bei Radiallagern zu falschen und irreführenden
Ergebnissen geführt. Wegen der unterschiedlichen Schwindung
der verschiedenartigen Kunststoffe sind nämlich die
Genauigkeit der Bohrung und insbesondere das Lagerbeispiel
alles andere als identisch und ergeben notwendigerweise
Verschleißwerte, die nicht vergleichbar sind. Derartige
Versuche sollten daher nur mit Axiallagern durchgeführt
werden, bei denen das Lagerspiel ohne Belang ist.
Auch hier ist jedoch zu beachten, daß unter Laborbedingungen
erzielte Vergleichswerte in der tatsächlichen Anwendung
durchaus nicht immer wiederholbar sind. Endgültige Klarheit
läßt sich nur durch Versuche erzielen, die mit für die Produktion
repräsentativen Spritzgußteilen unter Bedingungen durchgeführt
werden, die den tatsächlichen Betriebsbedingungen
so nahe wie möglich kommen.
Beschleunigte Untersuchungen mit höheren PV-Werten sind
sinnlos, weil die Oberflächentemperatur bei solchen Versuchen
viel höher ist als unter realen Betriebsbedingungen und
zu vorzeitigem Versagen führen kann. Andererseits kann ein
Lager, das nur für gelegentlichen Kurzzeitbetrieb bestimmt
ist, durchaus in einem kontinuierlichen Probelauf getestet
werden, sofern die Temperatur sich innerhalb der Grenzenhält,
die durch die vorgesehene Verwendung vorgegeben sind.
Die Beachtung der vorstehenden Hinweise, sachgerechte
Testanordnungen unter Betriebsbedingungen und geeignete
Methoden der Qualitätskontrolle sind die besten Voraussetzungen
für erfolgreiche Lagerkonstruktionen.
Schlußbetrachtung
Lageranwendungen aus Kunststoff werden durch den zulässigen
Verschleiß mehr eingeschränkt als durch zulässige
PV-Werte. Der Lagerbetrieb an der Grenze des zulässigen
PV-Wertes zeigt in der Regel einen hohen Verschleiß, so daß
nur eine kurze Lebensdauer erwartet werden kann. Bestimmte
Kunststoffe lassen sich aufgrund ihres hohen Schmelzpunktes
höher belasten, werden jedoch ebenso übermäßigen und
unzulässigen Verschleiß in der Nähe maximaler PV-Werte
aufweisen. Daher ist es ein Fehler, den in der Literatur
genannten maximalen PV-Werten eine zu große Bedeutung
beizumessen oder verschiedene Kunststoffe auf dieser Basis
vergleichen zu wollen. Wie hier betont wird, ist ein Lager
aus Kunststoff nur so gut, wie es konstruiert und gefertigt
wird und es ist somit die Aufgabe des Konstrukteurs, alle
Faktoren von Anfang an zu berücksichtigen, die den Verschleiß
beeinflussen.
Es sollte zudem nicht vergessen werden, daß der Einsatz von
Kunststofflagern seine natürlichen Grenzen hat und daher
keine Leistungen erwartet werden können, zu denen sie nicht
fähig sind.
57

8 – Zahnräder
Einführung
DELRIN ® Polyacetale und ZYTEL ® Polyamide haben sich weltweit
in einer Vielzahl unterschiedlichster Getriebeanwendungen
bewährt. Von allen thermoplastischen Zahnradwerkstoffen
bieten sie den weitesten Temperatureinsatzbereich sowie
die höchste Ermüdungsfestigkeit. Ihre fast universelle Verwendung
in nichtmetallischen Getrieben wird hierdurch erklärt.
Das Hauptmotiv für die Verwendung von Getrieben aus Kunststoff
anstelle von Metall ist der große wirtschaftliche Vorteil,
den das Spritzgießverfahren bietet.
Darüberhinaus können Nocken, Lager, Sperrklinken, Federn,
Getriebewellen und andere Getriebeteile als integrierte Teile
in einem einzigen Spritzgießvorgang hergestellt werden. Hierbei
erübrigen sich kostspielige Herstellungs- und Montageverfahren.
Toleranzen für Kunststoffzahnräder sind häufig
weniger kritisch als bei Metallzahnrädern, weil die dem
Kunststoff eigentümliche Rückfederung es den Zähnen erlaubt,
sich leichten Teilungs- und Profilfehlern anzupassen. Diese
Rückfederung ist es auch, die ihnen die Fähigkeit verleiht,
Stöße oder Schlagbeanspruchungen zu dämpfen. Die Verwendung
von ZYTEL ® Polyamid für Kettenräder von Maschinen-Steuerketten
ist ein hervorragendes Beispiel für den
zuletzt genannten Vorteil. In diesem Fall wird die Lebensdauer
der Steuerkette verlängert, weil Polyamid die Übertragung
der Stoßbelastungen durch die Kraftstoffzündung
etwas dämpft. ZYTEL ® Polyamid und DELRIN ® Polyacetal
haben geringe Reibungskoeffizienten und gute Verschleißeigenschaften.
Dadurch können diese Werkstoffe ungeschmiert
oder mit nur wenig Schmiermitteln eingesetzt
werden. Sie können auch in Medien betrieben werden, die
Metallzahnräder angreifen würden. Eine Zusammenfassung
der Vorteile und Einsatzgrenzen von Kunststoffzahnrädern
findet sich in Tabelle 8.01.
Die Kenntnis der Verhaltenseigenschaften des Materials und
die Verwertung der einschlägigen Informationen über die
Konstruktion von Zahnrädern sind eine wichtige Voraussetzung
für erfolgreiche Zahnradanwendungen aus DELRIN ®
Polyacetal und ZYTEL ® Polyamid.
Tabelle 8.01 Vorteile und Grenzen von Kunststoffzahnrädern
Zahnradkonstruktion
Der entscheidende Gesichtspunkt bei der Zahnradkonstruktion
ist die Berechnung der zulässigen Zahnbiegebeanspruchung.
Die Herstellung von Zahnrad-Prototypen ist kostspielig
und zeitaufwendig, so daß eine anfangs falsch eingeschätzte
Zahnbiegebeanspruchung teuer werden kann. Für jedes gegebene
Material hängt die zulässige Biegebeanspruchung von
einer Reihe von Faktoren ab, darunter:
– Gesamtlaufzeit während der Lebensdauer.
– Kurzzeitbetrieb oder Dauerbetrieb.
– Umgebungs-Temperatur, Feuchtigkeit, Lösungsmittel,
Chemikalien usw.
– Temperatur- und feuchtigkeitsabhängige Änderung des
Durchmessers und des Achsabstandes.
– Teilkreisgeschwindigkeit.
– Pitchteilung (Zahngröße) und Zahnform.
– Genauigkeit der Zahnform, Schrägungswinkel, Teilkreisdurchmesser
usw.
– Materialpaarungen sowie Oberflächengüte und -härte.
– Art der Schmierung (Reibungswärme).
Die Wahl des korrekten Spannungsniveaus erfolgt am besten
empirisch anhand ähnlicher bewährter Getriebeanwendungen.
Abb. 8.01 zeigt eine Reihe erfolgreicher Getriebeanwendungen
aus DELRIN ® Polyacetal und ZYTEL ® Polyamid in bezug
auf Umfangsgeschwindigkeit und Zahnbiegebeanspruchung.
Zu beachten ist, daß alle diese Anwendungen für Raumtemperatur
und unter Innenraumbedingungen ausgelegt sind.
Für ähnliche Anwendungen bei höheren Temperaturen ist die
zulässige Spannung zu korrigieren, siehe Faktor C1 in Tabelle
8.02. Da die Ermüdungsfestigkeit mit steigender Temperatur
geringfügig abnimmt, muß dieser Effekt beachtet werden. Bei
sehr hohen Temperaturen kann die Wärmealterung Bedeutung
erlangen.
Wenn geeignete Erfahrungswerte nicht zur Verfügung stehen,
muß die zulässige Zahnbiegebeanspruchung sorgfältig anhand
aller vorstehend aufgezählten Faktoren und der verfügbaren
Testdaten des gewählten Zahnradmaterials ermittelt werden.
Vorteile Grenzen
Wirtschaftliches Spritzgießen Lastaufnahmevermögen
Kombination von Funktionen Umgebungstemperatur
Keine Nacharbeit oder Gratentfernung Höherer Wärmeausdehnungskoeffizient
Gewichtsreduktion Geringere Dimensionsstabilität
Betrieb ohne oder mit nur wenig Schmiermittel Herstellungsgenauigkeit
Stoß- und Vibrationsdämpfung
Niedrigerer Geräuschpegel
Korrosionsbeständigkeit
59

Vor einigen Jahren ließ DuPont eine umfangreiche Versuchsreihe
mit Zahnrädern aus DELRIN ® Polyacetalen und ZYTEL ®
Polyamiden durchführen, die zu den in den Tabellen 8.02
und 8.03 zusammengefaßten Resultaten führten. Die Daten
ermöglichen bei Umgebungsbedingungen eine Berechnung
der zulässigen Zahnbiegebeanspruchung.
Unabhängig davon, ob vergleichbare Erfahrungswerte vorhanden
sind oder nicht, ist es unbedingt erforderlich, ein
Versuchswerkzeug anzufertigen und Prototypen unter realen
oder simulierten Betriebsbedingungen gründlich zu testen.
Tabelle 8.02 Zulässige Ermüdungsfestigkeit für DELRIN ® und ZYTEL ® 101
60
�n = �1 [1–Cn log (n)] (MPa)
wobei: �1 = Ermüdungsfestigkeit für 106 Zyklen,
siehe Tabelle 8.03
Cn = 0,20 für ZYTEL ® 101; = 0,22 für DELRIN ®
n = Anzahl Zyklen in Millionen
(industrielle Anwendunge: n ≥ 1000)
�all = c1c2c3�n (MPa)
wobei: c1 = 1–0,6 (T–20) / 80
T = Temperatur in ° C
c2 = Faktor für Stoßbelastung
keine Stöße: c2 = 1,0
schwere Stöße: c2 = 0,5
c3 = Faktor für Geschwindigkeit = l / (l + v)
v = Umfangsgeschwindigkeit, ≤ 5 (m /s)
v = � d ω / 60000 (m /s)
d = Pitchdurchmesser (mm)
ω = Umdrehungsgeschwindigkeit (U/min)
Umfangsgeschwindigkeit, Peripherical speed, m/s
4,5
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
Handbohrmaschine 300 W
Teppichreiniger (Kegelradgetriebe)
Fleischwolf (1. Untersetzungsstufe)
Handbohrmaschine 130 W
Planetengetriebe (für
Waschmaschinen und allgemeine
industrielle Zwecke)
Tabelle 8.03 Ermüdungsfestigkeit (σ 1) für Zahnradmaterialien
von DuPont für 10 6 Zyklen (MPa)
Schmierung
Material dauernd anfänglich
DELRIN ® 100 45 27
DELRIN ® 500 36 18
ZYTEL ® 101 36 18
Sobald die zulässige Zahnbiegebeanspruchung ermittelt
ist, kann der Konstrukteur die anderen Variablen festlegen.
Hierbei ist ein Verständnis der für Zahnräder verwendeten
Basisterminologie hilfreich. Die geläufigsten Begriffe sind:
– Pitchdurchmesser (d) ist der am Teilkreis gemessene
Durchmesser.
– Diametral Pitch (Pd) ist die Zahl der Zähne pro mm Pitchdurchmesser,
üblich in den USA.
– Modul (M) ist der Pitchdurchmesser geteilt durch die
Anzahl Zähne (z). Somit: M = d/z.
Für Standard-Zahnräder:
• Außendurchmesser = d + 2M;
• Zahndicke = 0,5 π M;
• Zahnhöhe = 2M + Spiel.
– Ritzel ist das kleinere Rad eines Räderpaares.
– Zahnrad ist das größere Rad eines Räderpaares.
– Verhältnis ist Zahl der Zahnräder / Zahl der Ritzel.
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22
Zahnbiegebeanspruchung, Tooth stress (MPa) MPa
Abb. 8.01 Geschwindigkeiten und Spannungen bei typischen Zahnradanwendungen
Fleischwolf, 2. und 3. Untersetzungsstufe
Planetengetriebe für
Waschmaschinen
Planetengetrieb

In einem Sammelgetriebe wird ein Drehmoment mittels
einer Umfangskraft am Pitchdurchmesser in folgendem
Verhältnis übertragen (siehe auch Abb. 8.02):
F = 2000 T/d
F = Umfangskraft (Tangentialkraft) (N)
T = Drehmoment, T = 9550 P/w (N·m)
d = Pitchdurchmesser (mm)
P = übertragene Kraft (kW)
ω = Umdrehungsgeschwindigkeit (U/min.)
Falls sowohl das Zahnrad als auch das Ritzel eine größere
Anzahl von Zähnen aufweist, ist ein Kontakt mehrerer Zähne
während des Betriebs wahrscheinlich. Für einen leichten Gang
mit minimaler Vibrationsentwicklung (Geräusch), sollte die
Zahl der Zahnkontakte vom Drehwinkel unabhängig sein und
auch der Übergang der Umfangskraft auf neue Verzahnungen
sollte leichtgängig sein. Aus diesem Grund werden
Zahnräder häufig mit einer leichten Schrägverzahnung
ausgelegt.
Für einen Satz normal geformter Zähne wurde die folgende
Gleichung für die Biegespannungen im Zahn eines Stirnradgetriebes
abgeleitet:
σ = F / (y M f) (MPa)
y = Zahnformfaktor, y = 0,25 z0,25 f = Zahnbreite (mm)
z = Anzahl Zähne
Die berechnete Biegebeanspruchung sollte immer niedriger
sein als die zulässige Biegebeanspruchung gemäß Tabelle 8.02.
� = F � �all
yMf
M
Abb. 8.02 Zahnradkonstruktion
f
Vom rein funktionellen und technischen Standpunkt aus
besteht kein Anlaß, einen größeren Zahn als erforderlich
vorzusehen. Bei Zahnradkonstruktionen aus Kunststoff wird
die Zahngröße häufig sogar kleiner als erforderlich gewählt,
und zwar aus den folgenden Gründen:
– Bei gleichem Durchmesser verteilen kleinere Zähne die
Last auf eine größere Zahl von Zähnen.
– Die Spritzgießtoleranzen sind weniger kritisch.
– Geringere Empfindlichkeit gegenüber Temperaturänderungen,
Nachschwindung und Dimensionsstabilität.
– Grobe Zahnteilungen werden durch höhere Gleitgeschwindigkeiten
und höheren Berührungsdruck begrenzt.
F
d
Konstruieren
für statische Drehmomentbeanspruchung
In vielen Anwendungen muß das Getriebe für Drehmomente
gegen Blockieren ausgelegt werden, die um einiges höher
sind als normale Drehmomente. In einigen Fällen kann diese
Blockierlast für die Zahnradkonstruktion ausschlaggebend
sein. Um die statische Drehmomentbelastung zu ermitteln,
die eine gegebene Getriebekonstruktion bewältigen kann,
wird die Streckgrenze des Materials bei erwarteten Betriebstemperaturen
unter Blockierlast verwendet. Nur ein kleiner
Sicherheitsfaktor (S) 1,3 – 1,5) ist vorzusehen, wenn es sich
um ZYTEL ® Polyamid oder DELRIN ® 100 handelt, da die
elastische Erholung dieser Materialien eine Verteilung der
Blockierlast über mehrere Zähne erlaubt.
Einige Anwendungen, wie Fensterhebergetriebe für Autos,
verwenden eine Schnecke aus Stahl und ein schrägverzahntes
Rad aus Kunststoff (= Schneckengetriebe), bei dem die Zahndicke
der Schnecke zu Gunsten der Zahndicke des Kunststoffrades
reduziert wurde. In diesem Fall kann die Getriebefestigkeit
durch die Scherfestigkeit des belasteten Zahns
begrenzt werden, wie folgende Gleichung zeigt:
Fmax =n f t τ (N)
n = Anzahl Zähne in vollem Kontakt
f = Zahnbreite (mm)
t = Zahndicke (mm)
τ = Scherfestigkeit = σ y / (1,7 S) (MPa)
σy = Streckgrenze bei gegebener Temperatur (MPa)
Auch hier ist ein angemessener Test des geformten Prototyps
erforderlich.
Zahnradabmessungen
Sobald die grundlegenden Parameter der Zahnradauslegung
festgelegt sind, kann die Konstruktion des Zahnrades abgeschlossen
werden. In diesem Stadium ist es sehr wichtig,
Zahnradproportionen zu wählen, die die Herstellung exakter
Spritzgußteile mit minimaler Verzugsneigung infolge Nachschwindung
oder Spannungsrelaxation erleichtern.
Eine ideale Konstruktion in bezug auf die Formgebung zeigt
Abb. 8.03. Wegen der mechanischen Festigkeit wird empfohlen,
den Kranzbereich mit der doppelten Zahndicke «t»
vorzusehen.
h
Nabe
D
t
Steg
Abb. 8.03 Empfohlene Zahnradproportionen
2 t
L
1,5 t
61

Abb. 8.04 Zahnrad mit seitlicher Radscheibe Abb. 8.06 Kegelrad mit Verrippung
Die anderen Abschnitte hängen sowohl von funktionellen
Erfordernissen als auch von der Lage des Anschnitts ab. Wenn
der Nabenquerschnitt «h» aus bestimmten Gründen dicker
als die Radscheibe sein soll, muß das Teil zentral angespritzt
werden, um alle Abschnitte einwandfrei zu füllen, und die
Radscheibe «w» entspräche 1,5 t.
Wenn der Anschnitt im Zahnkranz oder in der Radscheibe
liegen muß, sollte die Dicke der Radscheibe der Nabendicke
entsprechen, da kein Querschnitt einer gegebenen Dicke ausreichend
über einen dünneren gefüllt werden kann. Die maximale
Wanddicke der Nabe sollte in der Regel 6 mm nicht übersteigen.
Im Interesse möglichst geringer Rundlauffehler wird
ein Zentralanschnitt empfohlen.
Für Zahnräder, die Teil eines multifunktionalen Bauelements
sind oder spezielle Anforderungen erfüllen müssen, wie sie
in Abbildungen 8.20 bis–8.25 gezeigt werden, läßt sich die
in Abb. 8.03 wiedergegebene ideale symmetrische Auslegung
in der Praxis möglicherweise nicht verwirklichen. In diesem
Fall muß das Bauelement so konstruiert werden, daß eine
etwas geringere Genauigkeit der Zahnradabmessungen hingenommen
werden kann.
Im folgenden sollen anhand von Beispielen einige Zahnradformen
erörtert werden, die spritzgieß- oder funktionstechnische
Probleme zur Folge haben können:
– Relativ breite Zahnräder mit einseitiger Radscheibe lassen
sich nur schwer einwandfrei zylindrisch spritzen, insbesondere
wenn der Kern nicht optimal temperiert wird.
62
Wenn die Arbeitstemperatur hoch ist, ist der von der Radscheibe
am weitesten entfernte Teilkreisdurchmesser meistens
kleiner als der Teilkreisdurchmesser an der Radscheibe
selbst (Abb. 8.04).
– Radiale Rippen, die den Zahnkranz zusätzlich abstützen
sollen, verringern häufig die Genauigkeit und sollten nur
vorgesehen werden, soweit sie wegen hoher Axialkräfte
unbedingt erforderlich sind. Schrägverzahnte Räder
werden häufig auf diese Weise ausgelegt, obwohl die
auftretenden Axialkräfte vernachlässigt werden können
(Abb. 8.05).
– Bei hoch belasteten, großen Kegelzahnrädern kann die
Axialbeanspruchung der Zahnkrone so groß sein, daß Rippen
häufig nicht zu umgehen sind. Die Grundregeln für
gute Rippenkonstruktionen gelten auch hier (Abb. 8.06)
– Gleiches gilt für Schneckenradantriebe, die unter Blockierlast
erhebliche Axialkräfte aufnehmen müssen und daher
einer axialen Abstützung bedürfen.
Bei Scheibenwischergetrieben hat man beispielsweise festgestellt,
daß eine Verrippung notwendig sein kann, um zu
verhindern, daß das Schneckenrad unter Blockierbedingungen
von der Schnecke weggebogen wird (Abb. 8.07).
– Zu beachten ist auch, daß sich jeder größere Durchbruch
in der Radscheibe, vor allem dicht am Zahnkranz, im
Abwälzdiagramm bemerkbar macht und bei schnell laufenden
Getrieben zu verstärktem Abrieb und Laufgeräuschen
führen kann (Abb. 8.08).
Abb. 8.05 Auswirkungen radialer Rippen Abb. 8.07 Anlauf-Schneckenrad mit Verrippung
f
r

– Die Abbildungen 8.09 und 8.10 verdeutlichen, wie Konstruktion
und Art des Anschnitts mitunter darüber entscheiden
können, ob ein Zahnrad einwandfrei arbeitet oder nicht.
In beiden Fällen handelt es sich um beinahe gleich gestaltete
Zahnräder eines Scheibenwischergetriebes, die auf
gerändelte Achsen aufgespritzt werden. Das Zahnrad in
Abb. 8.09 wird zentral angespritzt und bereitet keinerlei
Schwierigkeiten.
– Das in Abb. 8.10 gezeigte Zahnrad wird durch drei Punktanschnitte
in der Radscheibe gefüllt. Außerdem befinden
sich dicht an der Radnabe drei Bohrungen für die Befestigung
einer Metallscheibe. Die Folge ist eine ungenügende
Füllung der Nabe und die drei Fließlinien bilden Schwachstellen,
die den Spannungen, die durch das Metall-Einlegeteil
und die scharfkantigen Ecken der gerändelten Welle
entstehen, nicht standhalten können.
hohe Schwindung
geringe Schwindung
Abb. 8.08 Rippen und Durchbrüche in spritzgegossenen Zahnrädern
Anschnitt
Abb. 8.09 Zahnrad mit Zentralanschnitt
Drei
Anschnitte
Fließlinien
Genauigkeit und Toleranzgrenzen
Wie bereits erwähnt, erlauben Zahnräder aus Kunststoff
aufgrund ihrer elastischen Erholung größere Toleranzen als
Metallzahnräder. Diese Aussage sollte jedoch nicht zu sehr
verallgemeinert werden. Ungenaue Zahnprofile, Unrundheit
und schlechte Zahnflächen können bei Kunststoffzahnrädern
durchaus für Geräuschbildung, übermäßigen Verschleiß und
vorzeitiges Versagen verantwortlich sein. Andererseits wäre
es sinnlos, Toleranzen vorzuschreiben, die nicht wirklich
erforderlich sind oder bei hohen Produktionsausstößen nicht
erreichbar wären.
Das Hauptproblem bei der Herstellung präziser Zahnräder
aus Kunststoff ist natürlich die Formschwindung. Die Formhöhlung
muß nicht nur eine Schwindung des Durchmessers,
sondern bei Präzisions-Zahnrädern auch den Einfluß der
Schwindung auf das Zahnprofil berücksichtigen, was einen
hochqualifizierten und erfahrenen Werkzeughersteller erfordert.
Bei einer Formhöhlung, die Schwindungen korrekt kompensiert,
müssen die Verarbeitungsbedingungen kontrolliert werden,
um die Genauigkeit zu bewahren. Die Gesamtabweichung
vom theoretischen Zahnprofil kann mit Spezialgeräten gemessen
werden, wie sie die Uhrenindustrie verwendet. Ein übertriebenes
Zahnprofil ist in Abb. 8.11-a dargestellt und zeigt
die Messungen von Oberflächenmarkierungen durch ein
Formnest sowie Unregelmäßigkeiten durch schlechte Verarbeitungsbedingungen.
In der Praxis ist die herkömmlichste Methode zur Prüfung
der Zahnradgenauigkeit ein Teilkreisabstands-Meßgerät,
dargestellt in Abb. 8.11-b.
Das Zahnrad aus Kunststoff greift in ein hochpräzises Lehrzahnrad
aus Metall und erzeugt ein Diagramm der Abstandsabweichungen,
wie Abb. 8.11-c zeigt.
Anhand dieses Diagramms kann der Konstrukteur die Genauigkeit
des Zahnrades und eine Klassifizierung gemäß AGMA
oder DIN-Spezifikation vornehmen.
AGMA Spezifikation Nr. 390.03 stuft Zahnräder in 16 Kategorien
ein, wobei die Klasse 16 die höchste und die Klasse 1
die geringste Präzision aufweist. Geformte Zahnräder liegen
in der Regel zwischen den Klassen 6 und 10. Klasse 10
erfordert ausgezeichnete Werkzeuge und Verarbeitungsbedingungen.
In ähnlicher Weise stuft die DIN-Spezifikation Nr. 3967 Zahnräder
in 12 Kategorien ein, wobei die Klasse 1 die höchste
und die Klasse 12 die geringste Präzision aufweist. In den
DIN-Kategorien liegen geformte Zahnräder in den Klassen 8
bis 11.
Profilfehler
Abb. 8.10 Zahnrad mit Anschnitten in der Radscheibe Abb. 8.11-a Messung eines Zahnprofilfehlers
63

Der in Abb. 8.11-c gezeigte Fehler kann teilweise durch eine
inkorrekte Formhöhlung, Anschnittauslegung oder schlechte
Verarbeitung bedingt sein.
Falls mehrere Kurven eines Produktionslaufes wie in Abb.
8.11-d übereinandergelegt werden, ergibt der Abstand «T»
zwischen der höchsten und der niedrigsten Kurve die Verarbeitungstoleranz.
Abb. 8.11-b Achsabstands-Meßgerät
Abb. 8.11-c Diagramm Achsabstandsänderung
Abb. 8.11-d Verarbeitungstoleranzen ermittelt durch Achsabstandsdiagramm
Zahnspiel und Achsabstände
Als Zahnspiel wird der in Abb. 8.11-e dargestellte tangentiale
Flankenabstand zweier im Eingriff stehender Zähne bezeichnet.
Abb. 8.12 zeigt den Bereich des empfohlenen Zahnspiels,
das für erste Erprobungen eingestellt werden sollte.
Wichtig ist, daß das korrekte Zahnspiel bei Arbeitstemperatur
und unter realen Einsatzbedingungen gemessen und eingestellt
wird. Viele Getriebe sind zwar richtig ausgelegt und
gespritzt, versagen aber wegen eines ungeeigneten Zahnspiels
unter Einsatzbedingungen.
64
T 1
Sammelfehler
Zahn-Zahn-Fehler
eine Zahnumdrehung
Unrundheit
T
Der Konstrukteur muß vor allem beachten, daß ein bei der
Montage korrekt eingestelltes Zahnspiel sich unter Einsatzbedingungen
im Laufe der Zeit aufgrund folgender Faktoren
ändern kann:
– Temperaturschwankungen
– Nachschwindung.
Wenn das Getriebegehäuse ebenfalls aus Kunststoff gespritzt
ist, gelten auch insoweit die gleichen Überlegungen.
Der Achsabstand kann sich verändern und das Zahnspiel
beeinflussen; infolgedessen ist auch die Dimensionsstabilität
des jeweiligen Gehäusematerials zu berücksichtigen.
Ein erhöhtes Zahnspiel führt dazu, daß die Zahnräder nicht
mehr am Teilkreisdurchmesser kämmen, was verstärkten
Antrieb zur Folge hat. Zu geringes Zahnspiel kann die
Lebensdauer verringern oder gar zum Klemmen und zur
raschen Zerstörung führen.
Häufig ist es einfacher, den Achsabstand erst festzulegen,
nachdem die Zahnräder hergestellt und vermessen sind.
Dabei ist jedoch zu beachten, daß diese Methode erhöhten
Abrieb zur Folge haben kann, weil die Zahnräder möglicherweise
nicht mehr exakt am theoretischen Teilkreisdurchmesser
kämmen.
Zahnspiel
Abb. 8.11-e Messung des Zahnspiels
Module, Modul, mm mm
3
2,0
1,5
1,25
1
0,85
0,05
0,10 0,15
Backlash, Zahnspiel, mm
Abb. 8.12 Empfohlenes Zahnspiel für Zahnräder aus DELRIN ®
und ZYTEL ®

Materialpaarungen
Reibungskoeffizient und Abrieb von DELRIN ® Polyacetal
gegen DELRIN ® sind nicht so günstig wie von DELRIN ® gegen
gehärteten Stahl, siehe Tab. 7.01. Dennoch gibt es sehr viele
kommerzielle Anwendungen, bei denen ganze Getriebe in
DELRIN ® Polyacetal ausgeführt sind (insbesondere
Hauthaltsgeräte und feinmechanische Reduziergetriebe für
Uhren, Programmschalter und andere mechanische Geräte).
– Wenn gepaarte Räder aus DELRIN ® Polyacetal gespritzt werden,
wird die Abriebfestigkeit durch Verwendung unterschiedlicher
Typen, z.B. DELRIN ® 100 gegen DELRIN ® 900F
oder DELRIN ® 500CL, nicht erhöht.
– In vielen Fällen läßt sich der Abrieb aber wesentlich vermindern,
indem man DELRIN ® Polyacetal gegen ZYTEL ®
Polyamid laufen läßt. Diese Kombination ist besonders
günstig, wenn eine lange Lebensdauer gefordert wird, und
bietet erhebliche Vorteile, wenn eine Anfangsschmierung
nicht in Betracht kommt.
Tabelle 8.04 Materialpaarungen für geradverzahnte Zahnräder aus DELRIN ®
Antriebsrad Gegenrad
– In allen Fällen, in denen zwei Zahnräder aus Kunststoff
gegeneinander laufen, muß für eine Wärmeabfuhr gesorgt
werden. Die Wärmeabfuhr ist von der Gesamtkonstruktion
des Getriebes abhängig und erfordert besondere Beachtung,
wenn beide Materialien gute Wärmeisolatoren sind.
– Wenn Kunststoffzahnräder gegen Metall laufen, wird die
Wärme weit besser abgeleitet, so daß höhere Leistungen
übertragen werden können. Sehr oft wird das erste Ritzel
eines Getriebes unmittelbar aus der schnell laufenden
Motorwelle herausgearbeitet. Die durch die Welle übertragene
Wärme der Lager und Motorwicklungen kann die
Zahntemperatur jedoch über den erwarteten Wert hinaus
erhöhen. Der Konstrukteur sollte sein Augenmerk daher
insbesondere auf eine ausreichende Motorkühlung richten.
– Zahnradpaarungen aus Kunststoff und Metall können besser
und abriebärmer als Paarungen aus Kunststoff arbeiten.
Dies gilt allerdings nur, wenn das Metallrad eine gehärtete
Oberfläche hat.
DELRIN ® 500 DELRIN ® 500 Allgemeine Anwendungen, mittlere Belastung, Geschwindigkeit und Lebensdauer, z.B. Uhr- und Zählwerke.
DELRIN ® 100 DELRIN ® 100 Anwendungen mit erhöhten Anforderungen an Belastbarkeit, Ermüdungsfestigkeit und Schlagzähigkeit,
z.B. Handbohrmaschinen, diverse Haushaltsgeräte, Scheibenwischergetriebe, Waschmaschinenantriebe
(insbesondere für Reversierbetrieb). Zahnräder mit angespritzten Sperrklinken, Federn oder Kupplungen.
DELRIN ® 500 DELRIN ® AF Kleingetriebe, bei denen es auf ruckfreien Lauf und geringen Leistungsverlust ankommt (z.B. Meßinstruweiche
Metalle mente, miniaturisierte Untersetzungsgetriebe). Diese Werkstoffpaarung führt nicht notwendigerweise
zu einem besseren Abriebverhalten.
Gehärteter Stahl DELRIN ® 100 Hervorragend geeignet für hohe Geschwindigkeiten und Lasten, lange Lebensdauer, geringer Abrieb.
(Oberflächen härte Eignet sich insbesondere für die erste Untersetzungsstufe schnell laufender Motoren, bei denen das
etwa 50 RC) Ritzel aus der Motorwelle herausgearbeitet ist (z.B. Haushaltsgeräte, Bohrmaschinen und andere
Elektrowerkzeuge).
Weicher Stahl, DELRIN ® 500CL Als Gegenmaterial zu weichen Metallen zeigt DELRIN ® 500CL ein deutlich besseres Abriebverhalten
Nichteisen-Metalle als alle anderen DELRIN ®-Typen. Außerdem beansprucht DELRIN ® 500CL die Metalloberfläche
nur geringfügig. Für geringe Lasten, aber hohe Lebensdauer zu empfehlen (z.B. hochwertige Präzisionsgetriebe).
Tabelle 8.05 Empfohlene Materialpaarungen für Zahnräder aus ZYTEL ® Polyamid
Antriebsrad Gegenrad
ZYTEL ® 101L ZYTEL ® 101L Weit verbreitet in Anwendungen für geringe bis mittlere Belastung.
Gehärteter Stahl ZYTEL ® 101L Empfohlen für hohe Geschwindigkeiten und Lasten. Beste Geräusch- und Stoßabsorption. Geringster
Abrieb.
ZYTEL ® 101L DELRIN ® 100, Geringste Reibung und niedrigster Abrieb im Vergleich zu jedem der beiden Materialien gegen Stahl
500, 900 oder gegen sich selbst. Für mittlere Belastung sehr zu empfehlen. Für das Antriebsrad kann jedes
Material eingesetzt werden; dank seiner höheren Dimensionsstabilität ist DELRIN ® Polyacetal jedoch
als Material für das größere Zahnrad prädestiniert.
65

Schmierung
Die Erfahrung hat gezeigt, daß eine Anfangsschmierung nur
zeitlich begrenzt wirksam ist. Bei Getrieben, die am Ende
ihrer Lebensdauer demontiert wurden, zeigte sich, daß alles
Fett an die Gehäuseinnenwände geschleudert wurde; die Zahnräder
liefen dann völlig trocken. Die Anfangsschmierung läßt
keine höheren Lasten zu; sie sollte als zusätzlicher Sicherheitsfaktor
angesehen werden. Sie sollte jedoch stets vorgesehen
werden, weil sie während der Einlaufphase eine große
Hilfe darstellt.
Bei Anwendungen, für die Schmiermittel nicht in Betracht
kommen, bietet die Paarung von DELRIN ® Polyacetal mit
ZYTEL ® Polyamid große Vorteile. Selbst unter Trockenlaufbedingungen
arbeiten solche Getriebe ruhig und leise.
Wenn eine kontinuierliche Schmierung von Zahnrädern aus
DELRIN ® Polyacetal und ZYTEL ® Polyamid praktikabel und
der Flankendruck auf die im Eingriff stehenden Zähne nicht
allzu groß ist, kann der Abrieb vernachlässigt werden und die
Lebensdauer hängt allein von der Ermüdungsfestigkeit ab.
Erprobung spanend bearbeiteter Prototypen
Obwohl man meinen könnte, das Leistungsverhalten eines
neu entworfenen Zahnrades ließe sich am einfachsten anhand
gefräster Prototypen testen, sind die Ergebnisse solcher Versuche
mit größter Vorsicht zu interpretieren. Der Konstrukteur
kann sich nicht darauf verlassen, daß das anschließend
spritzgegossene Zahnrad das gleiche Verhalten zeigen wird.
Deshalb lassen sich aus Versuchen mit spanend bearbeiteten
Zahnrädern keine endgültigen Schlüsse ziehen. Die Anfertigung
eines Versuchswerkzeugs ist der einzig sichere Weg,
Prototypen einer Zahnradkonstruktion herzustellen. Dies
gewährleistet nicht nur aussagekräftige Tests, sondern ermöglicht
auch die Messung der Schwindung, des Zahnprofils, des
Teilkreisdurchmessers und der Gesamtgenauigkeit.
Es wird dringend empfohlen, die Zahnqualität mit einem
Profilprojektor zu überprüfen, mit dessen Hilfe sich Abweichungen
von der theoretischen Kurve feststellen lassen.
Testen von Prototypen
Die Bedeutung geeigneter Testmethoden für spritzgegossene
Zahnrad-Prototypen ist bereits herausgestellt worden. Hierfür
gelten die folgenden Richtlinien:
Beschleunigte Tests mit höheren als den für eine bestimmte
Anwendung erforderlichen Geschwindigkeiten sind wertlos.
Temperaturen, die die normale Arbeitstemperatur übersteigen,
können zu einem raschen Versagen führen, obwohl das
Zahnrad unter normalen Betriebsbedingungen einwandfrei
arbeiten würde. Die Versuchsbedingungen sollten stets so
festgelegt werden, daß diese den realen Betriebsbedingungen
möglichst nahekommen.
66
Die folgenden Beispiele erläutern die Notwendigkeit aussagekräftiger
Tests unter Betriebsbedingungen.
– Hochbelastete Zahnräder (z.B. in Haushaltsgeräten), die
nur kurzzeitig in Betrieb sind, sollten nicht im Dauerbetrieb,
sondern in Betriebszyklen getestet werden, die
es dem Gerät erlauben, zwischen den Betriebsphasen auf
Raumtemperatur abzukühlen.
– Nur gelegentlich arbeitende, langsam laufende Zahnräder
(wie z.B. für Rolladenantriebe) können im Dauerbetrieb
getestet werden, aber nur mit der gleichen Geschwindigkeit
und unter der Voraussetzung, daß der Temperaturanstieg
an den Zahnoberflächen unerheblich bleibt.
– Anwendungen wie z.B. Scheibenwischergetriebe erreichen
ihre maximale Betriebstemperatur sehr schnell und arbeiten
während des größten Teils ihrer Lebensdauer unter
diesen Bedingungen. Sie sollten daher im Dauerbetrieb
getestet werden.
Wertvolle Schlüsse lassen sich häufig aus dem statischen
Drehmoment ziehen, bei dem ein spritzgegossenes Zahnrad
versagt. Wenn das zum Bruch führende Drehmoment das
Acht- bis Zehnfache der Betriebslast beträgt, ist dies in der
Regel ein Anhaltspunkt für eine lange Lebensdauer des Zahnrades.
Kunststoffzahnräder arbeiten jedoch häufig dicht an
der Ermüdungsgrenze und diese Faustregel sollte nicht als
für alle Fälle gültig angesehen werden.
In jedem Falle muß das Zahnspiel bei allen Versuchen überprüft
werden. Wenn ein Zahnrad ausgefallen ist, läßt sich
nachträglich kaum noch feststellen, ob dies ganz oder teilweise
auf ein falsches Zahnspiel zurückzuführen ist.
Konstruktion schrägverzahnter Zahnräder
Schrägverzahnten Rädern ist nach Möglichkeit der Vorzug
vor geradverzahnten zu geben. Von anderen Vorteilen abgesehen
laufen sie ruhiger und erzeugen weniger Laufgeräusche.
Allerdings erfordern sie nicht nur exakte Zahnprofile,
sondern auch genaue Schrägungswinkel. Diese Forderung ist
manchmal schwer zu erfüllen, vor allem, wenn das Kunststoffrad
gegen ein Metallzahnrad laufen soll.
Schrägverzahnte Räder erzeugen Axialkräfte, die berücksichtigt
werden müssen. Es empfiehlt sich, den Schrägungswinkel
nicht größer als 15° zu wählen. Verglichen mit einem
geradverzahnten Rad weist das schrägverzahnte Rad bei
gleichem Modul eine etwas höhere Zahnfestigkeit auf. Da
kleine Schrägungswinkel die Regel darstellen, kann dieser
Festigkeitsgewinn bei der Festlegung des Moduls vernachlässigt
und lediglich als zusätzlicher Sicherheitsfaktor
betrachtet werden.

Konstruktion von Schneckenrädern
Die meisten spanend hergestellten Schneckenräder weisen
eine gekehlte Form auf, die eine linienförmige Berührung
mit der Schnecke bewirkt. Da sich solche Schneckenräder im
Spritzgießverfahren nur schwer herstellen lassen, wird üblicherweise
ein einfaches schrägverzahntes Zahnrad verwendet.
Infolgedessen wird die Leistung nur punktförmig übertragen,
was erhöhten Flankendruck, höhere Temperatur und
erhöhten Abrieb zur Folge hat.
Verschiedene Konstruktionen zielen darauf ab, den Abrieb
zu verringern, die Leistungsübertragung zu erhöhen und die
punktförmige Berührung in eine linienförmige zu verwandeln.
Die folgenden Beispiele praktischer Anwendungen
zeigen einige dieser Möglichkeiten auf:
Abb. 8.13 zeigt ein aus einem Stück spritzgegossenes Schneckenrad
aus DELRIN ® 100, das in einem von Hand angetriebenen
Mechanismus gegen eine Schnecke aus ZYTEL ® 101L
läuft. Die durch die Kehlung bedingte Hinterschneidung
beträgt nur rund 4%, so daß sich das Rad problemlos aus der
Form ausdrücken läßt. Dieses Verfahren, ein Schneckenrad
aus einem Stück zu spritzen und auszuwerfen, wird bei zahlreichen
Anwendungen eingesetzt, obwohl es Erfahrung und
Geschick bei der Werkzeugherstellung voraussetzt. Zu beachten
ist, daß diese siebengängige Schnecke nicht in einem
Zweiplattenwerkzeug mit der Trennebene in der Achse
gespritzt werden kann. Da der Steigungswinkel mit 31°
größer ist als der Eingriffswinkel (20°), ergibt sich eine
Hinterschneidung entlang der Trennebene. Die Schnecke
muß daher aus dem Werkzeug herausgeschraubt werden.
Abb. 8.14 zeigt ein Scheibenwischergetriebe, das auf andere
Weise hergestellt wird. Wegen der Hinterschneidung von rund
7% und der steifen Konstruktion scheidet ein Auswerfen aus.
Das Werkzeug wird daher mit 9 Seitenzügen ausgestattet,
die jeweils 6 Zähne ausformen. Mit diesem Verfahren lassen
sich qualitativ hochwertige Schneckenräder herstellen, allerdings
immer nur eines pro Werkzeug. Auch die Werkzeugkosten
sind natürlich höher.
Das Schneckenrad in Abb. 8.15 ist ebenfalls für ein Scheibenwischergetriebe
bestimmt und stellt eine Mittellösung dar. Es
besteht aus einem halbgekehlten und einem schrägverzahnten
Teil. Der Eingriff erfolgt im Bogenabschnitt, während die
Schrägverzahnung lediglich die Zahnfestigkeit und somit das
Drehmoment im Blockierfall erhöht. Obwohl diese Lösung
nicht ideal ist, bietet sie deutliche Vorteile gegenüber einem
nur schrägverzahnten Stirnrad.
Ein vollständig gekehltes Schneckenrad ist in Abb. 8.16
in Gestalt eines zweigeteilten Schneckenrades abgebildet.
Die beiden Hälften sind so konstruiert, daß sie im gleichen
Werkzeug hergestellt und durch gegenüberliegende Zapfen und
Bohrungen (siehe auch Abb. 8.17) zentriert und auf exakte
Zahndeckung ausgerichtet werden können. So lassen sich auch
mit einem Einfachwerkzeug vollständige Getriebeteile herstellen,
die sich mit Schnappsitzen, durch Ultraschallschweißen
oder Nieten montieren lassen. Bei entsprechendem Produktionsbedarf
können später auch Mehrfachwerkzeuge eingesetzt
werden.
Abb. 8.13 Einteiliges Schneckenrad
Abb. 8.15 Halbgekehltes Schneckenrad
Abb. 8.16 Zweigeteiltes Schneckenrad
9 Seitenzüge
Abb. 8.14 Im Backenwerkzeug hergestelltes Schneckenrad
67

Abb. 8.17 Schnappverbundenes Schneckenrad
Die Breite der Schneckenräder kann so groß gewählt werden,
wie es die Eingriffsverhältnisse zulassen. Diese Konstruktion
kommt dem klassischen spanend hergestellten und voll gekehlten
Metall-Schneckenrad am nächsten, wobei die Werkzeugkosten
nicht höher als für das in Abb. 8.15 dargestellte
Schneckenrad sind. Zweigeteilte Schneckenräder sind wegen
der erheblichen Leistungsverbesserung insbesondere für
größere Schneckendurchmesser zu empfehlen.
Der Vorteil gekehlter Schneckenräder gegenüber schrägverzahnten
Rädern beruht hauptsächlich darauf, daß die Last
über einen größeren Bereich des Zahnes verteilt wird, was zu
geringeren örtlichen Temperaturen und Biegebeanspruchungen
führt. Versuche haben gezeigt, daß zweigeteilte Schneckenräder
einfachen schrägverzahnten Stirnrädern um das Zweibis
Vierfache überlegen sind.
Ein Beispiel eines schnappverbundenen Schneckenrades wird
in Abb. 8.17 gezeigt.
Bei der Konstruktion dieser gekehlten Schneckenräder sollten
jedoch auch einige Nachteile gegenüber schrägverzahnten
Rädern berücksichtigt werden, nämlich:
– Höhere Werkzeugkosten.
– Schnecke und Schneckenrad müssen exakt positioniert
werden. Schon geringer Versatz führt dazu, daß die Last
nur von einem Teil der Zahnbreite übertragen wird, was
zu erhöhtem Abrieb und frühzeitigem Versagen führt.
– Das Schneckenrad ist besonders empfindlich gegenüber
voneinander abweichenden Schrägungswinkeln.
– Die Schnecke und das Schneckenrad müssen in einer
bestimmten Reihenfolge montiert werden. Wenn die
Schnecke beispielsweise bereits im Gehäuse montiert ist,
kann ein gekehltes Rad nur noch in radialer Richtung eingebaut
werden, während ein einfaches schrägverzahntes
Rad (oder ein Zahnrad der in Abb. 8.13 gezeigten Art)
auch noch von der Seite montiert werden kann.
Schneckengetriebe ermöglichen hohe Untersetzungen mit nur
zwei Bauteilen. Sie werden daher häufig in Verbindung mit
schnell laufenden Motoren eingesetzt, wobei die Schnecke spanend
oder durch Rollen in die Metallwelle eingearbeitet wird.
68
Varianten der gleichen Auslegung
Da die Anforderungen der unterschiedlichen Anwendungen
stark voneinander abweichen, sind Verhalten und Möglichkeiten
von Schneckenrädern aus DELRIN ® Polyacetal und
ZYTEL ® Polyamid weitgehend von der jeweiligen Anwendung
abhängig.
So kann beispielsweise ein Scheibenwischergetriebe wiederholt
eine beträchtliche Zeit bei hohen Temperaturen arbeiten.
Es kann darüberhinaus sehr starken statischen Drehmomenten
ausgesetzt sein, wenn die Wischerblätter angefroren sind.
Da dies bei niedrigen Temperaturen geschieht, ist der Durchmesser
des Zahnrades aufgrund der thermischen Kontraktion
geringer, so daß die Zähne näher an der Spitze belastet werden,
was eine erhöhte Biegespannung bedeutet. Häufig gibt
diese Situation für die Konstruktion eines Getriebes den
Ausschlag.
Das Getriebe eines elektrischen Fensterhebers arbeitet hingegen
unter normalen Bedingungen jeweils nur für ein paar
Sekunden lang, mit langen zwischenzeitlichen Unterbrechungen.
Infolgedessen ist mit einem Temperaturanstieg nicht
zu rechnen und das Zahnrad kann weit höhere Lasten aufnehmen.
Da die gesamte Belastungsdauer im Vergleich zur
Betriebszeit eines Scheibenwischergetriebes sehr kurz ist, ist
auch der Abrieb wenig problematisch. Viele dieser elektrisch
betriebenen Fensterheber sind aber erheblichen Drehmomenten
ausgesetzt, wenn das Fenster geschlossen ist. Das Zahnrad
muß daher fest genug sein, damit die Zähne nicht durch
Kriechen beeinträchtigt werden, vor allem nicht bei Sommertemperaturen
und geschlossenem Fahrzeug.
Bei Haushaltsgeräten gelten wieder ganz andere Anforderungen.
Die Betriebsdauer ist in der Regel auf dem Gerät angegeben
und strikt auf jeweils ein paar Minuten beschränkt.
Dadurch lassen sich kleinere, kurzzeitig überlastbare Motoren
einsetzen, die sich aber sehr schnell aufheizen und die
Wärme über die Motorwelle auf die Schnecke übertragen.
Wenn das Gerät vorschriftsmäßig benutzt wird, hält die Temperatur
sich in Grenzen. Wenn die Geräte jedoch länger oder
in zu kurzen Abständen benutzt werden, können die Temperaturen
einen Wert erreichen, bei dem mit hohem Abrieb und
vorzeitigem Versagen gerechnet werden muß.

Diese Beispiele zeigen, wie wichtig es ist, die zu erwartenden
Betriebsbedingungen sorgfältig zu ermitteln und die Schnecke
und das Schneckenrad entsprechend auszulegen und zu dimensionieren.
Über die vorstehend erwähnten Beschränkungen hinaus sind
auch weitere Faktoren sorgfältig zu beachten, nämlich:
– Schnecken aus Metall, die unmittelbar in Motorwellen spanend
eingearbeitet sind, haben üblicherweise sehr geringe
Durchmesser. Sofern sie nicht an beiden Enden gelagert
sind, können sie bei Überlastung und unter Blockierbedingungen
durchbiegen und zu ungenauem Kämmen führen.
– Unter den gleichen Bedingungen können sich unzureichend
gelagerte Schneckenräder aus Kunststoff mit der gleichen
Folge axial verformen.
– Wenn die Schnecken in Motorwellen mit geringem Durchmesser
eingearbeitet werden, ist die Zahngröße sehr
begrenzt. Deshalb arbeiten viele Schneckengetriebe, insbesondere
in Haushaltsgeräten, nur so lange zufriedenstellend,
wie die Anfangsschmierung wirksam ist. Im Hinblick
auf die relativ kurze Gesamtbetriebsdauer kann dies
aber akzeptabel sein.
Obwohl die Anfangsschmierung nur zeitlich begrenzt wirksam
ist, wird sie für alle Schneckengetriebe dringend empfohlen,
weil die Reibung das Hauptproblem darstellt. Überdies
sollte nach Möglichkeiten dafür Sorge getragen werden,
daß das Schmiermittel auf den Zahnflanken bleibt. Deshalb
sollte ein Fett gewählt werden, das bei der Betriebstemperatur
flüssig wird und auf die Zahnflanken zurückfließt. Wird
das Zahnrad hohen Blockierlasten ausgesetzt, muß auch die
Biegebeanspruchung und die Scherfestigkeit überprüft werden.
Wie oben dargelegt, konzentriert sich Last auf einen
sehr kleinen Bereich auf den Flanken des schrägverzahnten
Rades, so daß sich die Last ungleichmäßig über die Zahnbreite
verteilt. Infolgedessen sollte die Zahnbreite f zur
Bestimmung der statischen Drehmomentbeanspruchung nicht
mehr als ungefähr das Doppelte der Zahnhöhe betragen. Für
Tabelle 8.06 Werkzeugpaarung für Schneckengetriebe
Material der Schnecke Material des Mögliche Anwendungen
Schneckenrades
einen metrischen Modul von 1, f = 4 mm. Bei Raumtemperatur
sollten Biegespannungen von rund 30 MPa nicht überschritten
werden (für einen Sicherheitsfaktor von S = 1,5).
Einige Hersteller fräsen Schneckenräder aus spritzgegossenen
Rohlingen. Dies hat jedoch nur einen Sinn, wenn auch
die Zähne bereits vorgeformt sind, weil andernfalls die Gefahr
besteht, daß sich Lunker im Bereich des Zahnkranzes bilden.
Viele Schneckenräder aus Kunststoff versagen, weil sich im
hochbelasteten Fußbereich der Zähne winzige Lunker befinden,
wenn der Zahnkranz ohne Aussparungen gespritzt wurde.
(Das gleiche gilt auch für die Herstellung anderer Arten von
Zahnrädern.)
Die meisten Schneckengetriebe-Anwendungen bestehen aus
einer eingängigen Schnecke mit einem schrägverzahnten
Schneckenrad. Die Zähne des schrägverzahnten Schneckenrades
sind schwächer als die Gänge der Schnecke, die Leistung
wird daher durch das maximal übertragbare Drehmoment am
Schneckenrad begrenzt. Ein großzügiger Sicherheitsfaktor
(3 bis 5) sollte vorgesehen werden, um Spannungskonzentrationen
zu berücksichtigen, die sich aus der theoretisch punktförmigen
Berührung und der hohen Gleitgeschwindigkeit
ergeben. Bei einer Schnecke aus ZYTEL ® Polyamid und einem
Schneckenrad aus DELRIN ® Polyacetal ist die Wärmeabfuhr
begrenzt, da beide Materialien keine guten Wärmeleiter
sind. Daher wird empfohlen, eine Gleitgeschwindigkeit von
0,125 m/s nicht zu überschreiten. Bei einer Stahlschnecke ist
die Wärmeabfuhr wesentlich besser, so daß bei einer Anfangsschmierung
Gleitgeschwindigkeiten bis zu 1,25 m/s zugelassen
werden können. Mit Dauerschmierung oder bei Kurzzeitbetrieb
sind Geschwindigkeiten bis zu 2,5 m/s möglich.
Gleichung zur Ermittlung der Gleitgeschwindigkeit:
0,001 π d ω
v = (m/s)
60 cos(α)
d = Schneckenpitch-Durchmesser (mm)
ω = Schneckengeschwindigkeit (U/m)
α = Steigungswinkel (Abb. 8.18)
Weicher Stahl (spanend DELRIN ® 500CL Ausgezeichnete Verschleißfestigkeit; geeignet für Kleingeräte (z.B. Haushaltsgeräte, Zählwerke, kleine,
bearbeitet oder gerollt) hochpräzise mechanische Untersetzungen).
Weicher und DELRIN ® 100 Geringere Verschleißfestigkeit, aber höhere Ermüdungsfestigkeit und Schlagzähigkeit, für hohe
gehärteter Stahl Blockierlasten geeignet (z.B. Scheibenwischergetriebe, Fensterhebergetriebe, hoch belastete Haushaltsgeräte
wie Fleischwölfe, bei denen mit hohen Schlagbelastungen zu rechnen ist). Schnecken
aus gehärtetem Stahl sind weitaus abriebfester.
Nichteisenmetalle DELRIN ® 500CL DELRIN ® 500CL hat sich als wesentlich abriebfester als alle anderen DELRIN ® -Polyacetaltypen
(Messing, erwiesen, obwohl die Wärmeentwicklung nicht geringer ist. (Geeignet für Tachometer,
Zinklegierungen) Zähler und andere feinmechanische Geräte.)
ZYTEL ® 101L DELRIN ® 500 Hervorragend geeignet für handbetriebene oder kurzzeitig und langsam laufende Geräte
(Polyamid 66) DELRIN ® 100 (z.B. Rolladenantrieb, Fensterheber in Kraftfahrzeugen, im Dauerbetrieb, aber langsam laufende
Untersetzungsgetriebe geringer Beanspruchung wie Tachometer und Zähler). Sehr gute
Trockenlaufeigenschaften.
DELRIN ® 500 DELRIN ® 500 Sollte wegen geringer Abriebfestigkeit und hohem Reibungskoeffizienten vermieden werden.
Dennoch weit verbreitet bei Anwendungen mit langsam laufenden Getrieben für minimale Belastung.
69

Materialpaarungen
Im allgemeinen haben alle Schnecken-Reduziergetriebe
wegen der hohen Geschwindigkeit, die einen großen Teil
der Antriebsleistung in Wärme umwandelt, einen schlechten
Wirkungsgrad. Deshalb ist es wichtig, auf eine Materialpaarung
mit geringem Abrieb und niedrigem Reibungskoeffizienten
zu achten. Unter diesem Gesichtspunkt stellt eine
Schnecke aus ZYTEL ® 101, die gegen ein Schneckenrad aus
DELRIN ® Polyacetal läuft, eine gute Kombination dar. Wegen
der geringen Wärmeabfuhr ist diese Lösung aber auf Anwendungen
für geringe Belastungen beschränkt. Der in Abb. 8.18
abgebildete Dosenöffner ist ein gutes Beispiel für eine
kommerzielle Konstruktion, die diese Materialkombination
verwendet.
Die Motordrehzahl von 4000 U/min wird in einer ersten Stufe
mit einem Ritzel und einem Innenzahnrad und sodann in
einer zweiten Stufe durch ein Schneckengetriebe mit einer
Schnecke aus ZYTEL ® 101 reduziert. Die Betriebsdauer ist
so kurz, daß sich kein nennenswerter Temperaturstau bilden
kann.
Kegelradkonstruktion
Die Formel für die Berechnung der Biegebeanspruchung in
einem Stirnrad muß wie folgt korrigiert werden:
σ = {r / (r-f)} F / (y M f)
r = Pitchradius (r = 0,5 dmax, siehe Abb. 8.06)
f = Zahnbreite
Bei Kunststoffen ist die Unterstützung des Kranzes äußerst
wichtig und verstärkende Rippen sind fast immer erforderlich.
Rundungshalbmesser
Die meisten Zahnradmaterialien, auch DELRIN ® Polyacetal
und ZYTEL ® Polyamid, sind kerbempfindlich. Deshalb kann
die Bedeutung ausreichender Rundungshalbmesser nicht
genug betont werden. Standard-Ausrundungen haben sich
in den meisten Anwendungsfällen als ausreichend erwiesen.
Versuche haben ergeben, daß eine voll ausgebildete Ausrundung
die Lebensdauer von Zahnrädern aus DELRIN ® Polyacetal
bei Dauerschmierung um etwa 20% verlängert. Voll
ausgebildete Ausrundungen können sich auch als vorteilhaft
erweisen, wenn Stöße oder hohe Schlagbelastungen auftreten.
70
α
Schnecke aus ZYTEL® 101
Abb. 8.18 Dosenöffner mit Schneckengetriebe
d
Schneckenrad
aus DELRIN®
A1
Hier gibt es zwei alternative
Lösungen. Die Wahl zwischen
A1 und A2 hängt von der zu
übertragenden Drehzahl ab.
B2
Befestigungsmethoden
Der radial geschlitzte Federstift ist die beste Art, Kunststoffzahnräder
auf Wellen zu befestigen. Sind die zu übertragenden
Drehmomente sehr gering, kann auch Lösung A1 verwendet
werden. Obwohl auch Federn und Klemmschrauben
erfolgreich eingesetzt worden sind, sollten sie vermieden
werden, weil sie eine unsymmetrische Geometrie der Nabe
erfordern. Werden Klemmschrauben verwendet, müssen sie
in eine Auskehlung in der Welle hineinragen.
Preßpassungen können unter der Voraussetzung verwendet
werden, daß das zu übertragende Drehmoment gering ist, da
die Spannungsrelaxation des Kunststoffmaterials zum Rutschen
führen kann. Ein Rändeln der Welle kann da Abhilfe
schaffen. Auch Gewindestifte sollten selbst bei niedrigen
Drehzahlen nicht verwendet werden. Kunststoff kann während
B1
A2
Abb. 8.19 Alternativen für Gewindestifte

der Montage brechen oder im Einsatz kriechen, selbst wenn
ein metallischer Gewindeeinsatz verwendet wird.
Die Verwendung von umspritzten Einlegeteilen in Zahnrädern
aus DELRIN ® Polyacetal und ZYTEL ® Polyamid hat sich
bewährt. Das gebräuchlichste Einlegeteil dieser Art ist eine
gerändelte Welle. Ringnuten im gerändelten Bereich können
dazu dienen, eine axiale Bewegung bei Schrägzahn-,
Schnecken- oder Kegelrädern zu verhindern. Gestanzte und
spritzgegossene Einlegeteile aus Metall lassen sich ebenfalls
mit Erfolg verwenden. Die schon erwähnten Maschinen-
Steuerkettenräder verwenden ein Einlegeteil aus Aluminiumdruckguß
mit unvollständig ausgebildeten Zähnen. Dieses
Einlegeteil wird mit ZYTEL ® Polyamid umspritzt, um die
Zähne auszuformen. Diese Kombination ist ein gutes Beispiel
dafür, wie man sich die besten Eigenschaften beider Materialien
zunutze machen kann, um ein dimensionsstabiles, kostengünstiges
und verbessertes Steuer-Zahnrad zu erzielen. Auch
Automatengewinde-Einlegeteile lassen sich verwenden. Wichtig
ist aber, zum Umspritzen von Einlegeteilen aus Metall
Werkstoffe mit ausreichender Dehnung auszuwählen, so daß
die aus der Formschwindung resultierende Restspannung
nicht zu Spannungsrissen rund um das Einlegeteil führt. In
dieser Hinsicht sind sämtliche ZYTEL ® -Polyamidtypen geeignet.
DELRIN ® Polyacetale weisen im allgemeinen eine geringere
Dehnung als ZYTEL ® Polyamide und eine höhere Dauerstandfestigkeit
auf, so daß bei Kunststoffen wie DELRIN ® 500
und 900 eine latente Rißbildung im Bereich von Einlegeteilen
auftreten kann. DELRIN ® 100ST hat hingegen eine sehr hohe
Dehnung und kann zur Verwendung mit Einlegeteilen empfohlen
werden. Diese Teile können eingepreßt oder mit
Ultraschall eingesetzt werden, um die Restspannung zu
vermindern.
Stanzteile werden in Form von Platten verwendet, die mit
Schrauben oder Nieten oder durch Ultraschall-Stiftschweißen
mit der Radscheibe des Zahnrades verbunden werden.
Bei jeder Befestigungsmethode kommt es darauf an, spannungserhöhende
Faktoren zu vermeiden. Ausrundungen
an den Keilnuten, Einlegeteilen usw. sind äußerst wichtig.
Abb. 8.20 Zahnrad mit angespritzten Sperrklinken
Beispiele für kombinierte Funktionen
Wie bereits erwähnt, bieten Kunststoffzahnräder erhebliche
wirtschaftliche Vorteile gegenüber Metallzahnrädern, und
die größten Kosteneinsparungen lassen sich dadurch erzielen,
daß man eine nahezu unbegrenzte Zahl von Elementen
und Funktionen in einem einzigen Teil vereinigen kann.
– In diesem Beispiel (Abb. 8.20) ist ein Zahnrad aus DELRIN ®
Polyacetal mit angespritzten Federn versehen, die auf ein
Klinkenrad aus ZYTEL ® Polyamid einwirken, das seinerseits
mit einem anderen Zahnrad verbunden ist. Es gibt
eine Vielzahl verschiedener Typen von Sperrklinken aus
DELRIN ® Polyacetal, die störungsfrei funktionieren, solange
die Klinkenfedern nicht zu lange im ausgelenkten Zustand
gehalten werden.
– In vielen Fällen kommt es entscheidend darauf an, die
Zähne vor Schlagbelastungen zu schützen. Dies läßt sich –
wie in Abb. 8.21 dargestellt – erreichen, indem man Zahnkranz
und Nabe durch richtig dimensionierte elastische
Stege verbindet. Manchmal wird diese Lösung auch für
Druckräder gewählt, um einen gleichbleibenden Abdruck
trotz größerer Fertigungstoleranzen zu erzielen.
Abb. 8.21 Radnabe mit schlagfesten Stegen
Abb. 8.22 Spielfreier Antrieb
71

Abb. 8.23 Spielfreier Antrieb
Abb. 8.24 Zahnrad mit Drehmomentbegrenzung
Abb. 8.25 Zahnrad mit Rutschkupplung
72
– Abb. 8.22 zeigt eine spielfreie Justiervorrichtung für eine
Autouhr. Die Bewegung wird vom Ritzel über ein flexibles
Zahnrad auf das Zahnsegment übertragen. Beim Zusammenbau
wird das Zahnrad oval zusammengedrückt und
bewirkt so eine gewisse Vorspannung auf das Ritzel und
das Segment. Da das zu übertragende Drehmoment sehr
gering ist, wird die exakte Funktion durch Spannungsrelaxation
nicht in Frage gestellt.
Darüberhinaus wird das ovale Zahnrad bei jeder Neujustierung
des Mechanismus in eine andere Stellung gedreht, so
daß die Vorspannung erhöht wird und der zuvor belastete
Abschnitt sich erholen kann. Als weitere Besonderheit ist
das Segment mit zwei Nocken versehen, die ein Überdrehen
verhindern. Wenn einer dieser Nocken mit dem Zahnrad
in Berührung kommt, kann das Ritzel ohne die Gefahr
einer Beschädigung weitergedreht werden, weil das flexible
Zahnrad über die Zähne des Ritzels gleiten kann.
– Abb. 8.23 ist ein weiterer Konstruktionsvorschlag für eine
spielfreie Bewegungsübertragung zwischen zwei Zahnrädern.
Das Hauptzahnrad ist mit angespritzten Federn
versehen, die in entsprechende Schlitze in das zweite
Zahnrad eingreifen. Wenn die Zahnräder mit dem Ritzel
zusammenmontiert sind, sind die beiden Zahnkränze ein
wenig versetzt angeordnet, so daß die Federn gespannt
sind und jedes Spiel unterdrücken. Auch hier verringert
sich die Anpreßkraft durch Spannungsrelaxation. Dieses
Konstruktionsprinzip eignet sich daher nur für geringe Drehmomente,
wie sie in Uhren- und Meßgerätejustierungen
auftreten.
– Drehmomentbegrenzende Vorrichtungen sind häufig sehr
nützlich für Kunststoffgetriebe, um eine Beschädigung der
Zähne durch Überlastung (zum Beispiel bei Übertragung
von hohen Drehmomenten wie in Fleischwölfen, Dosenöffnern
und Handbohrmaschinen) zu vermeiden. Abb. 8.24
zeigt eine von vielen möglichen Konstruktionen. Wichtig
ist, daß die Federn nicht versehentlich im ausgelenkten
Zustand bleiben.
In dem dargestellten Beispiel wird dies durch drei drehbare
Federn erreicht.
– Für spezielle Anforderungen bietet sich auch die Möglichkeit,
Zahnräder mit Ruschkupplungen zu kombinieren.
Abb. 8.25 zeigt ein Zahnrad aus DELRIN ® Polyacetal, das
mit einem Schnappsitz auf eine Welle aus ZYTEL ® 101 aufmontiert
ist, deren unterteilte Nabe als Rutschkupplung für
eine kleine Skalen-Einstellvorrichtung dient. Da das zu
übertragende Drehmoment – wie in diesem Fall – sehr
gering ist, kann eine Spannungsrelaxation der Federstege
die perfekte Funktion für eine ausreichende Gebrauchsdauer
nicht gefährden. Wenn hingegen ein konstantes Drehmoment
für lange Zeit übertragen werden muß, wäre eine
zusätzliche, um die Nabe gelegte Metallfeder erforderlich,
um die Kraft konstant zu halten.

Wann DELRIN ® und wann ZYTEL ® ?
ZYTEL ® Polyamid und DELRIN ® Polyacetal sind Werkstoffe,
die sich ausgezeichnet zur Herstellung von Zahnrädern eignen
und weite Verbreitung in einer großen Zahl von Anwendungen
gefunden haben. Es mag zunächst unklar erscheinen,
welchem der beiden Materialien im Einzelfall der Vorzug zu
geben ist, aber wenn man die spezifischen Anforderungen
der Anwendung untersucht, wird die Wahl recht einfach.
Obwohl die beiden Werkstoffe einander in mancherlei
Hinsicht ähnlich sind, weisen sie deutlich unterschiedliche
Eigenschaften auf, und diese Eigenschaften sind für die
Auswahl entscheidend. Nachstehend einige Anhaltspunkte:
ZYTEL ® Polyamid
– Höchste Arbeitstemperatur
– Höchste Schlag- und Stoßabsorption
– Verwendung von Einlegeteilen
– Höchste Abriebfestigkeit
– Höhere Beständigkeit gegen schwache Säuren und Basen
– Ruhigerer Lauf
DELRIN ® Polyacetal
– Beste Dimensionsstabilität
– Angespritzte Federn
– Guter Lauf gegen weiche Metalle
– Geringe Feuchtigkeitsaufnahme
– Beste Beständigkeit gegen Lösungsmittel
– Gute Korrosionsbeständigkeit
– Höhere Steifigkeit und Festigkeit in sehr feuchten Umgebungen
Wie schon erwähnt, kommt es beim Lauf von DELRIN ®
Polyacetal gegen ZYTEL ® Polyamid zu weniger Abrieb und
geringerer Reibung, als wenn einer dieser beiden Werkstoffe
gegen Stahl läuft (dies gilt aber unter Umständen dann nicht,
wenn hohe Belastungen auftreten und die Wärmeabfuhr
einen Begrenzungsfaktor darstellt).
Einigen Konstrukteuren ist es gelungen, mit dieser Werkstoffpaarung
neue, leistungsfähigere Getriebesysteme zu
entwickeln.
Werden die Eigenschaften von Delrin‚ Polyacetal benötigt,
ist DELRIN ® 100 der bevorzugte Werkstoff für Zahnräder, da
er eine höhere Zähigkeit und Bruchdehnung aufweist als
DELRIN ® 500. DELRIN ® 100 hat die höchste Schmelzenviskosität
und läßt sich in schwer zu füllenden Werkzeugen nicht
immer verwenden. In solchen Fällen haben sich DELRIN ® 500
und DELRIN ® 900 vielfach bewährt.
Ist hingegen ZYTEL ® Polyamid das Material der Wahl, wird
ZYTEL ® 101L am häufigsten verwendet. ZYTEL ® 103 HSL,
eine wärmestabilisierte Version von ZYTEL ® 101L, sollte
vorgeschrieben werden, wenn die Anforderungen an die
Lebensdauer und die Arbeitstemperaturen hoch sind.
Glasfaserverstärkte Typen der beiden Werkstoffe sollten nicht
benutzt werden. Die Glasfasern wirken wie ein Schleifmittel
und haben einen sehr starken Abrieb sowohl des Kunststoffzahnrades
als auch des Gegenrades zur Folge. Lediglich Zahnräder
für extrem kurzzeitigen Betrieb werden im Interesse
höherer Steifigkeit, Festigkeit oder Dimensionsstabilität aus
glasfaserverstärktem Kunststoff hergestellt. Dies setzt aber
sehr umfangreiche Versuche voraus.
Die Spritzgießparameter müssen äußerst sorgfältig eingestellt
werden, und zwar nicht nur wie üblich im Interesse der
Genauigkeit der Zahnräder, sondern auch, weil glasfaserverstärkte
Kunststoffe auf Änderungen der Spritzgießbedingungen,
insbesondere der Werkzeugtemperatur, mit stark unterschiedlicher
Oberflächenbeschaffenheit reagieren. Es ist
möglich, die Werkzeugtemperatur ohne Dimensionsänderung
zu verändern, indem andere Verarbeitungsparameter zum
Ausgleich entsprechend angepaßt werden. Daher sollten
Spezifikationen für die Oberflächengüte aufgestellt werden,
um sicherzustellen, daß die Oberfläche der Probezahnräder
auch in der Produktion erzielt wird.
73

9 – Verbindungstechniken – Kategorie I
Schraub-, Press-, Schnappverbindungen
Einführung
Kunststoffteile können unter Verwendung einer Reihe von
Montagetechniken zusammengefügt werden: Einige bilden
eine lösbare (Kategorie I) und andere eine unlösbare Verbindung
(Schweißen, Kategorie II).
– Mechanische Befestigungen
Die selbstschneidende Schraube schneidet oder formt beim
Einsetzen ein Gewinde und macht somit spritzgegossene
Innengewinde oder gesonderte Arbeitsgänge zum Schneiden
eines Gewindes überflüssig.
– Kunststoffgewinde
Soweit erforderlich, lassen sich Außen- und Innengewinde
beim Spritzgießen im Teil abformen, so daß sich ein späteres
Nachschneiden des Gewindes erübrigt.
– Preßpassungen
Diese Technik bietet hochfeste Verbindungen zu geringen
Kosten. Im allgemeinen sind die empfohlenen Untermaße
zwischen Kunststoffteilen wegen des geringeren Elastizitätsmoduls
größer als zwischen Metallteilen. Das größere
Untermaß kann infolge des erweiterten Spielraums bei den
Produktionstoleranzen zu einer Senkung der Herstellungskosten
beitragen. Der Einfluß der Temperaturwechselbeanspruchung
und der Spannungsrelaxation auf die Festigkeit
der Verbindung muß sorgfältig überprüft werden.
– Schnappverbindungen
Schnappverbindungen stellen eine einfache, preiswerte und
schnelle Methode der Montage von Kunststoffteilen dar.
Im einfachsten Fall rastet eine Lippe auf dem einen Teil in
eine gespritzte Hinterschneidung in dem anderen Teil ein.
Dieses Montageverfahren eignet sich hervorragend für
Thermoplaste wegen deren Biegsamkeit, hohen Dehnung
und Fähigkeit, sich zu komplexen Formen spritzen zu
lassen.
– Rotationsschweißen (siehe Kap. 10)
Durch Rotationsschweißen entstehen feste, dauerhafte und
spannungsfreie Schweißverbindungen. Beim Rotationsschweißen
werden die Berührungsflächen der miteinander
zu verschweißenden Teile zusammengedrückt, während
man sie mit hoher Geschwindigkeit gegeneinander rotieren
läßt. Dadurch entsteht an den Berührungsflächen Reibungswärme.
Sobald sich eine Schicht geschmolzenen
Kunststoffs gebildet hat, wird die Rotation beendet und
die Schweißstelle kann sich unter Druck verfestigen.
– Ultraschallschweißen (siehe Kap. 10)
Teile aus einander ähnlichen Kunststoffen können durch
Erzeugung von Reibungswärme beim Ultraschallschweißen
miteinander verschmolzen werden. Diese schnelle Schweißtechnik
– in der Regel weniger als zwei Sekunden – kann
vollautomatisiert werden, um eine schnelle Produktion mit
hohen Stückzahlen zu ermöglichen. Details wie die Konstruktion
des Teils und der Verbindungen, Schweißvariable,
Arretierung und Feuchtigkeitsgehalt müssen sehr genau
beachtet werden.
– Vibrationsschweißen (siehe Kap. 10)
Vibrationsschweißen beruht auf dem Prinzip des Reibungsschweißens.
Beim Vibrationsschweißen wird die zum
Schmelzen des Kunststoffs erforderliche Wärme dadurch
erzeugt, daß ein Teil gegen das andere gepreßt wird und
beide Teile an der Verbindungsstelle gegeneinander vibrieren.
Die durch die Reibung erzeugte Wärme schmilzt den
Kunststoff an den Berührungsflächen. Die Vibration wird
angehalten und das Teil automatisch ausgerichtet; der Druck
wird aufrechterhalten, bis der Kunststoff sich verfestigt
und die Teile miteinander verbindet. Die Festigkeit der
Verbindung kommt der des Grundmaterials nahezu gleich.
– Heizelementschweißen (siehe Kap. 10)
Das Heizelementschweißen ist eine Technik zum Verbinden
von thermoplastischen Formteilen. Asymmetrische
Teile mit zerbrechlichen Innenbauteilen eignen sich für
diese Technik.
– Laserschweißen (siehe Kapitel 10)
Zwei Kunststoffteile, von denen eines aus einem durchlässigen
Material bestehen muß, werden mit Laserlicht
verschweißt, das beide Materialien an der Berührungsfläche
verschmilzt.
– Kalt- oder Heißstauchen/Nieten (siehe Kap. 10)
Diese nützliche, kostengünstige Technik schafft feste,
dauerhafte mechanische Verbindungen. Das Stauchen
erfolgt durch Kompressionsdruck auf das Ende eines
Niets, während die Nietschaft umfaßt und festgehalten
wird.
– Kleben (siehe Kap. 10)
Diese Technik wird benutzt, um Kunststoffe miteinander
oder mit anderen Materialien zu verbinden. Sie eignet sich
zur Verbindung großer oder komplexer Formen. Einzelheiten
zur Methode und zur Technik sind in den einzelnen
Produktabschnitten zu finden.
Konstruktion von lösbaren Verbindungen
Um die Umweltbelastung auf ein Minimum zu reduzieren,
sollten Konstruktionen und Materialien ausgewählt werden,
die den effizientesten Einsatz des Teils während seiner Lebensdauer
erlauben. So kann das Teil oder einige seiner Komponenten
wiederverwendet werden. Aus diesem Grund ist es
äußerst wichtig, «lösbare Verbindungen zu konstruieren».
In Kapitel 10 werden Informationen und Empfehlungen zu
diesem Thema gegeben, die Konstrukteuren helfen sollten,
optimalere Lösungen zu finden.
Mechanische Befestigungen
Selbstschneidende Schrauben
Selbstschneidende Schrauben ermöglichen eine wirtschaftliche
Montage von Kunststoffteilen. Verschiedenartige
Werkstoffe lassen sich miteinander verbinden und wiederholt
montieren und demontieren.
75

Die Grundtypen selbstschneidender Schrauben sind gewindeformende
und gewindeschneidende Ausführungen. Wie
der Name besagt, verformen gewindeformende Schrauben
das Material, in das sie hineingedreht werden, indem sie ein
Gewinde in das Kunststoffteil einformen.
Gewindeschneidende Schrauben bilden hingegen ein Gewinde,
indem sie wie ein Maschinengewindebohrer physikalisch
Material entfernen. Um entscheiden zu können, welche Art
von selbstschneidenden Schrauben sich für eine Aufgabe am
besten eignet, muß der Konstrukteur wissen, welcher Kunststoff
verwendet werden soll und welchen Elastizitätsmodul
er hat.
Wenn der Biege-E-Modul unter 1500 MPa liegt, sind gewindeformende
Schrauben geeignet, weil das Material verformt werden
kann, ohne daß sich hohe Umfangsspannungen bilden.
Wenn der Biege-E-Modul eines Kunststoffs zwischen 1500 und
3000 MPa liegt, läßt sich nicht ohne weiteres sagen, welche Art
selbstschneidender Schrauben am besten geeignet ist. Im allgemeinen
sind die Spannungen, die durch eine gewindeformende
Schraube hervorgerufen werden, zu hoch für diese Gruppe von
Kunststoffen, so daß gewindeschneidende Schrauben verwendet
werden sollten. Kunststoffe wie ZYTEL ® Polyamid und
DELRIN ® Polyacetal lassen sich jedoch gut zusammen mit
76
A
D
D d
D d
D d
H
Typ AB
Typ B
Typ BP
45° – 65°
Typ U
Typ T
Abb. 9.01 Selbstschneidende Schraube
L
L
S
S
L
S
S
P D
P
P
45° ±5°
40° ±8°
Dreikant
Die von der Fa. Continental Screw Co.
konstruierte (und von anderen Firmen in
Lizenz hergestellte) Dreikant-Konstruktion
stellt eine weitere Möglichkeit dar, große
Kunststoffmengen aufzunehmen. Nach
dem Eindrehen drängt der Kunststoff durch
kaltes Fließen oder Relaxation in den
Bereich zwischen den Flügeln zurück. Die
Dreikant-Konstruktion bildet zudem beim
Eindrehen einen längs der Schraube verlaufenden
Luftkanal und vermeidet so den
«Stößeleffekt», der bei einigen duktilen
Kunststoffen dazu führt, daß sich in dem
Hohlraum unterhalb der Schraube beim
Eindrehen Druck aufbaut und zur Zerstörung
oder zu Rissen im Material führt.
Spitzflanke
Einige Sonderausführungen haben kleinere
Flankenwinkel als die bei den meisten
Standardschrauben üblichen 60°. Spitzenwinkel
von 30° oder 45° ergeben spitzere
Gewinde, die sich in duktile Kunststoffe
leichter eindrehen lassen, tiefere Gegengewinde
bilden und die Spannung verringern.
Kleinere Flankenwinkel erlauben
in einigen Fällen kleinere Gewindeaugen.
HI-LO-Doppelwendel
Diese Doppelwendelkonstruktion der Fa.
ELCO Industries mit zwei unterschiedlich
hohen Gewindegängen vergrößert die
Haltekraft, indem mehr Kunststoff zwischen
den Gewindegängen eingeschlossen wird.
Beispiel: EJOT-PT Schraube
Abb. 9.02 Sonderausführeungen Selbstschneidende Schrauben
gewindeformenden Schrauben einsetzen. Dennoch ist gewindeschneidenden
Schrauben der Vorzug zu geben, es sei denn,
daß eine häufige Montage und Demontage erforderlich ist.
Die in Abb. 9.01 gezeigten gewindeformenden Schrauben
«AB» und «B» sind schnellschraubende Typen mit grober
Steigung.
Die Schraube «BP» entspricht weitgehend der Schraube «B»,
hat aber einen Spitzenwinkel von 45° und eine gewindefreie
Ansatzspitze. Die Ansatzspitze trägt dazu bei, Aufnahmebohrungen
bei der Montage zu zentrieren. Der Typ «U», mit
stumpfem Ansatz, ist eine mehrgängige Gewindeschraube
für Dauerbefestigung. Schrauben des Typs «U» werden nicht
empfohlen, wenn damit zu rechnen ist, daß die Schraube
später einmal wieder entfernt werden muß. Spezielle gewindeformende
Schrauben wie die Dreikantschraube, die auf
eine Verminderung des Radialdrucks ausgelegt sind, lassen
sich häufig für diesen Elastizitätsmodulbereich verwenden,
siehe Abb. 9.02.
Schrauben mit nicht runden Querschnitten haben in der Regel
leicht erhöhte Halte- und Ausreißkräfte
Eine andere besondere Gewindeform, die Hi-Lo-Doppelwendelschraube,
hat ein doppeltes Führungsgewinde mit hohen
und niedrigen Gewindegängen. Ein spitzer Flankenwinkel von
30° ermöglicht ein tieferes Eindringen in das Material und
vermindert die Umfangsspannung, die von einer herkömmlichen
Form mit einem Flankenwinkel von 60° hervorgerufen
würde. Eine weitere konstruktive Besonderheit der Hi-Lo-
Schraube besteht darin, daß sie einen kleineren Kerndurchmesser
als herkömmliche Schrauben aufweist. Das erhöht die
Materialmenge, die zwischen den einzelnen Gewindegängen
eingeschlossen wird, und vergrößert den axialen Scherbereich.
All dies trägt dazu bei, das Ausreißen zu erschweren und eine
festere Verbindung zu schaffen. Diese Schraube kann entweder
gewindeformend oder gewindeschneidend sein; die

gewindeschneidende Ausführung läßt sich sogar für Werkstoffe
mit noch höherem Modul verwenden.Die dritte Gruppe
von Kunststoffen mit Biege-Elastizitätsmodulen im Bereich
zwischen 3000 und 7000 MPa verdankt ihre Festigkeit verstärkenden
Faserbeimischungen.
Typisch für Kunststoffe dieser Kategorie sind das 13% glasfaserverstärkte
ZYTEL ® Polyamid und die mineralverstärkten
Mynlon thermoplastischen Konstruktionswerkstoffe. Diese
Kunststoffe lassen sich am besten mit gewindeschneidenden
Schrauben verbinden. In diesen steiferen Materialien erzielen
gewindeschneidende Schrauben eine hohe Halte- und Anpreßkraft,
ohne hohe Restspannungen hervorzurufen, die zum Versagen
des Teils nach dem Verschrauben führen könnten.
Die letzte Kunststoffgruppe mit Biege-Elastizitätsmodulen
von mehr als 7000 MPa ist relativ spröde und neigt gelegentlich
dazu, zwischen den Gewindegängen zu zerbröckeln, so
daß ein Ausreißen schon bei geringeren als den erwarteten
Zugkräften möglich ist. Zu den Kunststoffen dieser höheren
Modulkategorie gehören die mit 33% und 43% Glasfasern
verstärkten ZYTEL ® Polyamide, verstärktes Polyesterterephtalat
RYNITE ® PET, verstärktes Polybutylterephtalat CRASTIN ® PBT
und das Hochleistungs-Polyamid ZYTEL ® HTN von DuPont.
Für diese Materialien werden die feineren Gewinde der
Schraube des Typs T empfohlen. Selbst bei Feingewindeschrauben
führt ein Ausschrauben dazu, daß die meisten
Gewindegänge im Kunststoff abscheren, was die erneute
Verwendung einer Schraube gleicher Größe unmöglich macht.
Wenn es bei dieser Gruppe von Werkstoffen erforderlich ist,
Schrauben ausdrehen und erneut eindrehen zu können, empfiehlt
es sich, Metalleinsätze zu verwenden oder den Durchmesser
des Gewindeauges so großzügig zu bemessen, daß
das Auge den nächstgrößeren Schraubentyp aufnehmen kann,
(siehe Abb. 3.25). Die größeren Schraubendurchmesser
lassen sich im Reparaturfall verwenden und ermöglichen
größere Haltekräfte als die ursprüngliche Befestigung. Wenn
Metalleinsätze verwendet werden, stehen fünf Arten zur Verfügung:
durch Ultraschall eingebettete Einsätze, vorgewärmte
Einsätze, umspritzte Einsätze, Expansionseinsätze oder massive
Gewindebuchsen (Abb. 9.03). Die Einsätze werden
A – Ultraschall
B – Umspritzter Einsatz
C – Expansionseinsatz
D – Massive Gewindebuchse
Abb. 9.03 Einsatzarten
durch Rändel, Riefen oder Schlitze festgehalten und sind
darauf ausgelegt, sowohl Axial- als auch Drehbewegungen
zu verhindern.
– Durch Ultraschall eingebettete Einsätze
Diese Einsätze werden in den Kunststoff, der durch hochfrequente
Ultraschallschwingungen plastifiziert wird, eingepreßt
und durch die Erstarrung der Schmelze festgehalten.
Diese Methode ist wegen der geringen Spannung nach
Möglichkeit vorzuziehen.
– Vorgewärmte Einsätze
Der Einsatz wird auf 30-50° C über der Schmelzetemperatur
erhitzt und in das leicht unterdimensionierte Loch
gepreßt.
– Umspritzte Einsätze
Der Einsatz wird in das Werkzeug eingelegt und sollte so
geformt sein, daß sich beim Abkühlen möglichst geringe
Schrumpfspannungen bilden.
– Expansionseinsätze
Der Expansionseinsatz wird in die Bohrung eingeführt
und sitzt fest, sobald er durch die eingedrehte Schraube
gespreizt wird.
– Massive Gewindebuchsen
Bei diesen Buchsen handelt es sich im allgemeinen um
zweiteilige Einsätze. Der Hauptteil wird in die vorbereitete
Bohrung eingeschraubt und mit einem Ring arretiert.
Empfohlene Auslegungen
Wenn man Kunststoffteile für selbstschneidende Schrauben
auslegt, sind eine Reihe von Faktoren zu beachten: (siehe
auch Abb. 3.09 wegen Konstruktion)
– Innendurchmesser des Gewindeauges
Um ein möglichst hohes Verhältnis zwischen Überdrehund
Eindrehmoment zu erzielen, sollte die Bohrung den
gleichen Durchmesser haben wie der Flankendurchmesser
der Schraube, (dh ≅ 0,8 Ds, Abb. 9.01-9.02).
– Außendurchmesser des Gewindeauges
In der Praxis hat sich ein Gewindeaugen-Außendurchmesser
bewährt, der dem 2–2,5fachen des Schraubendurchmessers
entspricht. Gewindeaugen mit zu geringer
Wandstärke können reißen, während sich mit dickeren
Gewindeaugen keine nennenswerte Steigerung des Überdrehmoments
erzielen läßt.
– Einfluß der Schraubenlänge
Das Überdrehmoment nimmt mit zunehmender Einschraubtiefe
rasch zu und flacht wieder ab, sobald die Einschraubtiefe
etwa 2,5 mal so groß wie der Flankendurchmesser der
Schraube ist.
Ein praktischer Maßstab zur Ermittlung, ob sich ein Befestigungselement
in der Herstellung verwirklichen läßt, ist
das Verhältnis von Überdreh- zu Eindrehmoment. Für die
Massenproduktion mit Maschinenwerkzeugen sollte dieses
Verhältnis etwa 5 zu 1 betragen. Bei gut ausgebildeten
Bedienungskräften, die mit gleichbleibenden Teilen und Handwerkzeugen
arbeiten, kann ein Verhältnis von 2 zu 1 akzeptabel
sein. In jedem Fall sind Schmiermittel zu meiden, weil
sie dieses Verhältnis gravierend verschlechtern.
77

Theoretische Gleichungen für das Überdrehmoment
und die Ausreißkraft für selbstschneidende Schrauben
Das Überdrehmoment kann wie folgt berechnet werden:
T = F r f1 + f2 + p
Tabelle 9.01 Ausreißverhalten bei verschiedenen Schraubenabmessungen und Materialien
Ausreißkraft
78
2�r
Es bedeuten:
T = Drehmoment zur Entwicklung der Ausreißkraft,
rp = Flankendurchmesser der Schraube, = Dp/2 p = Kehrwert der Anzahl der Gänge pro Längeneinheit,
F = Ausreißkraft und
f1 = Reibungskoeffizient Schraube-Kunststoff, Tabelle 7.01
= Reibungskoeffizient Schraubenkopf- unteres Material
f 2
� �
Ausreißkraft
Der letztlich entscheidende Test für eine selbstschneidende
Schraube ist die Ausreißkraft. Sie läßt sich durch folgende
Gleichung errechnen:
F = τ π DpL/S
Es bedeuten:
F = Ausreißkraft
� = Scherspannung = σt
√ 3
σt = Zugspannung an der Streckgrenze,
Dp = Flankendurchmesser
L = Axiallänge der vollen Gewindeeinschraubtiefe
S = Sicherheitsfaktor = 1.2 c1 c2 c1 = 1.0 für spezielle Schrauben
c1 = 1.5 für normale Schrauben
c2 = 10/εbr (� 1.0)
εbr = Bruchdehnung (%)
Schraube Nr. 6 7 8 10 12 14
Ds mm 3,6 4 4,3 4,9 5,6 6,5
ds mm 2,6 2,9 3,1 3,4 4,1 4,7
Dh mm 8,9 10 10,8 12,2 14 16,2
dh mm 2,9 3,3 3,5 4,1 4,7 5,5
DELRIN ® 500 NC010 N 3100 3800 4500 5250 6500 9 000
DELRIN ® 570 N 3050 3600 4250 4950 6000 8 300
ZYTEL ® 101L NC010 N 2250 3250 3850 4300 5100 6 400
ZYTEL ® 79G13L N 2200 3100 3400 3700 4400 5 900
ZYTEL ® 70G30HSL N 2300 3200 3500 3900 4850 6 200
MINLON ® 10B140 N 3200 3330 5370 5690 8710 10 220
MINLON ® 11C140 N 2880 3200 3540 4510 5070 6 480
RYNITE ® 530 N 3300 4100 4400 4900 * *
RYNITE ® 545 N 4300 4470 4500 5660 6020 *
RYNITE ® Ds ds Dh
dh 555 N 2480 2940 2740 3780 4120 *
* Nabenbruch unter der Schraube
� �
Die vorstehenden Angaben lassen sich vergleichen, indem
man Prototyp-Tests mit Gewindeaugenplatten oder flachen
Platten durchführt, die aus dem ausgewählten Kunststoff
gespritz werden.
Die Tabellen 9.01 und 9.02 enthalten numerische Werte für
die Ausreißfestigkeit, das Überdrehmoment und die Abmessungen
für Schrauben des Typs AB in verschiedenen Größen.
Die Nomenklatur für selbstschneidende Schrauben ist
beschrieben. Die Einschraubtiefe «L» ist das 2,5fache des
Schraubendurchmessers.
Anwendungsbeispiele von selbstschneidenden Schrauben
sind gezeigt in Abb. 9.36–9.38.
Ausreißkraft von Metalleinsätzen
Für die Berechnung der Ausreißkraft von Metalleinsätzen
kann die Formel für selbstschneidende Schrauben verwendet
werden, allerdings mit einer wirksamen Länge von 0,3-0,5 L,
siehe auch Abbildungen 9.03 a/b.
Schraubverbindungen
Einleitung
Diese konventionelle Verbindungsmethode kann für Teile
aus DELRIN ® Polyacetal und aus ZYTEL ® Polyamid oder
für Teile aus anderen thermoplastischen Kunststoffen angewandt
werden.
Mit Hilfe der Schraubverbindung können verschiedenartige
Materialien verbunden werden, wobei das Gewinde der Teile
aus Kunststoff spritzgegossen wird.

Tabelle 9.02 Überdrehverhalten bei verschiedenen Schraubenabmessungen und Materialien
Überdrehmoment
Schraube Nr. 6 7 8 10 12 14
Ds mm
ds mm
3,6
2,6
4
2,9
4,3
3,1
4,9
3,4
5,6
4,1
6,5
4,7
Dh mm 8,9 10 10,8 12,2 14 16,2
dh mm 2,9 3,3 3,5 4,1 4,7 5,5
DELRIN ® 500 NC010 N.m 2,5 3,5 4,6 5,8 7,5 11,2
DELRIN ® 570 N.m 2,5 3,5 4,7 6,2 8,2 12,0
ZYTEL ® 101L NC010 N.m 1,6 2,5 3,6 5,0 7,0 10,0
ZYTEL ® 70G13L N.m 2,0 3,0 4,0 5,3 6,9 8,5
ZYTEL ® 70G30HSL N.m 2,5 3,5 4,8 6,3 8,0 10,0
MINLON ® 10B140 N.m 2,4 3,5 4,8 6,4 10,2 13,8
MINLON ® 11C140 N.m 2,5 3,0 4,3 6,0 7,3 11,3
RYNITE ® 530 N.m 3,3 4,3 4,6 7,2 - -
RYNITE ® Ds ds
Dh dh
545 N.m 4,7 5,1 5,3 8,6 10,4 11,8
RYNITE ® 555 N.m 4,3 4,7 4,2 6,0 a)
a) Bei diesen Grössen wurde «d h» um 10% vergrössert, um Nabenbruch an der Schweissnaht zu vermeiden
C
A
B
Abb. 9.04 Kunststoffschrauben
a a
p
Sägegewinde
a = Gewindesteigung, p
�
ri ro r
R r I ro r
Rundgewinde
6,6 a)
9,8 a)
Grundsätzliches
Bei der Konstruktion einer Schraubverbindung müssen
scharfe Kanten vermieden werden. Der Gewindeanfang und
Gewindeauslauf sollten ausgerundet sein, um den Kerbeinfluss
zu verhindern. Siehe Abb. 9.04A.
Falls beide Teile aus Kunststoff bestehen, sollte die Form des
Gewindes in einen der zwei in Abb. 9.04B-9.04C gezeigten
Typen geändert werden.
Bestehen beide Teile aus Kunststoff, so sollte die Gewindeform
einer der beiden untenstehenden Abbildungen 9.04B-
9.04C entsprechen.
Konstruktionswerkstoffe, wie z.B. DELRIN ® Polyacetal, können
normalerweise eine höhere Druck- als Zugspannung aufnehmen,
darum sollte für das Teil aus Kunststoff ein Außengewinde
vorgesehen werden, wenn es mit einem Metallteil
verschraubt wird, Abb. 9.05.
Abb. 9.05 Bevorzugte Kunststoff-Metall-Verbindung
für Schraubverbindungen
Metallrohr
79

Anwendungsbeispiele für Schraubverbindungen
Beispiele für Schraubverbindungen, siehe Abb. 9.06-9.08.
Abb. 9.06 Schraubverschluß
Abb. 9.07 Schlauchkupplung
Abb. 9.08 Kupplung
80
Auslegung von Kunststoffschrauben
Theoretische Gleichungen zur Berechnung der Festigkeit
von Schraubverbindungen aus Kunststoff.
Drehkraft auf Schraubenkopf:
M h = F r
f1 R f2 p
+ +
r cos(�) 2�r
= F r f a
wobei:
F = Axialkraft in Schraube [N]
R = Radius der Schraubenkopf-Kontaktfläche
r = Teilkreisradius des Gewindeganges, Abb. 9.04B
f1 = Reibung zwischen Schraubenkopf und Teil
f2 = Reibung zwischen Gewindegängen
p = Gewindesteigung, Abb. 9.04B
� = Abb. 9.04B
Drehkraft im Gewinde:
f2 p
� + �
MT = F r
cos(�) 2�r
= F r fb Spannungen in Schraubenschaft:
axial: �ax = F / A
Scherspannung: � = r MT / Ip
Äquivalenzspannung: � = �� 2 ax + 3 � 2 ≤ �y
wobei:
A = � (ro 2 – ri 2 )
Ip = � 4 4 (ro – ri )
2
ro = Außenradius von Schraubenkern, Abb. 9.04A
ri = Innenradius von Hohlschraube, (voll: ri = 0)
�y = Streckspannung bei 1% Dehnung
Maximale Drehkraft auf Schraubenkopf:
Mh, max = �y /� 1
rfb
� + 3 �
r faA Ipfa
Scherspannungen im Gewinde
Wegen unterschiedlicher Festigkeiten von Bolzen und Mutter
sind die Gewindekräfte über die Länge des Bolzens nicht
gleich. Berechnungen mit der Finite Elementmethode zeigen,
daß das erste Gewinde bis zu 50% der gesamten Axiallast
aufnehmen kann.
Um Reißen der Gewinde auszuschliessen, soll die Axialkraft
deswegen beschränkt sein bis auf
F ax ≤ 2 � r p �y
�3
� �
� �
2 2

Pressverbindungen
Preßverbindungen stellen eine einfache, schnelle und kostengünstige
Methode zur Montage von Teilen dar. Preßverbindungen
lassen sich mit gleich- oder verschiedenartigen
Materialien verwirklichen und können Schrauben, Metalleinsätze,
Verklebungen und dergleichen überflüssig machen.
Bei der Verwendung verschiedenartiger Materialien können
unterschiedliche lineare Wärmeausdehnungskoeffizienten
bei Temperaturänderungen das Untermaß verringern, indem
sich die beiden Materialien durch Schwindung des einen
oder Expansion des anderen Materials voneinander entfernen,
oder thermische Spannungen zur Folge haben.
Da Kunststoffe unter Dauerbelastung kriechen oder sich
entspannen, ist zumindest mit einer gewissen Lockerung
der Preßverbindung zu rechnen. Tests mit den zu erwartenden
Temperaturzyklen sind daher unbedingt erforderlich.
Zulässige Untermaße
Die allgemeine Gleichung für dickwandige Zylinder wird
verwendet, um das zulässige Untermaß zwischen einer Welle
und einer Nabe zu bestimmen.
I = �dDs [ W+νh l–νs
+ (15)
W E ] h Es
und
W =
2 (Dh + Ds 2 )
(Dh 2 – Ds 2 )
Es bedeuten
I = Untermaß (Durchmesserdifferenz), mm
�d = Gegebene Streckspannung, MPa
Dh = Außendurchmesser der Nabe, mm
Ds = Durchmesser der Welle, mm
Eh = Elastizitätsmodul der Nabe, MPa
Es = Elastizitätsmodul der Welle, MPa
νh = Poissonsche Zahl des Nabenmaterials
νs = Poissonsche Zahl des Wellenmaterials
W = Geometriefaktor
Fall 1. Welle und Nabe aus dem gleichen Kunststoff.
Eh = Es; νh = νs. Gleichung 15 läßt sich daher wie folgt
vereinfachen:
I = �dDs W + 1
×
W Eh
(16)
2·d
Abb. 9.09 Höchstzulässiges Untermaß
Höchstzulässiges Untermaß cm/cm
des Wellendurchmessers
10
Abb. 9.10 Theoretisch zulässige Untermaße für Preßverbindungen
Auf der Grundlage der Streckspannung und des Elastizitätsmoduls bei Raumtemperatur
und durchschnittlichen Feuchtigkeitsbedingungen
Fall 2. Welle aus Metall, Nabe aus Kunststoff. Wenn die
Welle aus einem Metall mit hohem E-Modul oder einem
anderen Material mit hohem E-Modul besteht (E größer
als 50 × 10 3 MPa), kann der letzte Ausdruck in Gleichung
15 vernachlässigt werden und die Gleichung vereinfacht
sich wie folgt:
I = � dD s × W + ν h
W E h
8
6
4
d1
d1
d
D
% des Einsatzdurchmessers
3
1,5
Die theoretischen Untermaßgrenzen für DELRIN ® Polyacetal
und ZYTEL ® Polyamid sind in Abbildungen 9.09 und 9.10
dargestellt.
6
5
4
Nabe aus DELRIN® 500
Höchstzulässiges Untermaß
2
Welle aus DELRIN®
Welle aus Stahl
3
Verhältnis D/d
Nabe aus ZYTEL® 101
Welle aus ZYTEL®
Welle aus Stahl
2
1 2 3 4 5
Verhältnis D/d
4
81

Preßverbindungen lassen sich einfacher herstellen, wenn
man das Innenteil kühlt oder das Außenteil erwärmt, um
das Untermaß unmittelbar vor der Montage zu verringern.
Die temperaturbedingte Veränderung des Durchmessers läßt
sich anhand des linearen Wärmeausdehnungskoeffizienten
der Materialien ermitteln.
Somit gilt:
D–Do = � (T–To) Do
Es bedeuten:
D = Durchmesser bei Temperatur T, mm
Do = Durchmesser bei Anfangstemperatur To, mm
� = Linearer Wärmeausdehnungskoeffizient (1/°K).
Einfluß der Zeit auf die Festigkeit der Verbindung
Wie bereits erwähnt, wird eine Preßverbindung mit der Zeit
kriechen und/oder sich entspannen. Dies reduziert den Preßdruck
und die Klemmkraft des Bauteils. Um dem entgegenzuwirken,
sollte der Konstrukteur das Teil mit Rändeln oder
Riefen versehen. Der Kunststoff wird dann dazu neigen, in
die Riefen zu fließen und die Haltekraft der Verbindung zu
erhalten.
Die Ergebnisse von Versuchen mit einer Stahlwelle, die in
eine Buchse aus DELRIN ® Polyacetal gepreßt wurde, sind in
Abb. 9.11-9.13 dargestellt. Die Versuche wurden bei Raumtemperatur
durchgeführt. Höhere Temperaturen würden
die Spannungsrelaxation beschleunigen. Die Ausreißkraft
ist auch von der Rauhigkeit der Wellenoberfläche abhängig.
Abb. 9.11 Festigkeit der Verbindung in Abhängigkeit von der Zeit –
2% Untermaß
Herstellung von Preßverbindungen
Die erforderliche Kraft, um zwei Teile zusammenzupressen,
läßt sich mit folgender Gleichung annähernd berechnen:
F = � • f • P • Ds • L
82
Pull-out Ausreißkraft, Force, N N
3000
2000
d = 10
4
3
1000
2
1,5
20
0 1 10 100 103 104 105 0
Time, Zeit, hh
D
2% Untermaß
Verhältnis D/d = 1,5
2
3
4
Abb. 9.12 Festigkeit der Verbindung in Abhängigkeit von der Zeit –
3% Untermaß
Abb. 9.13 Festigkeit der Verbindung in Abhängigkeit von der Zeit –
4% und 5% Untermaß
und
Pull-out Ausreißkraft, Force, N N
Pull-out Aureißkraft, Force, N N
P = � d
W
3000
2000
4
3
2
1000 1,5
3000
2000
1000
0
0 1
0
0 1 10
wobei:
F = Montagekraft
f = Reibungskoeffizient
P = Verbindungskraft
Ds = Wellendurchmesser
L = Länge der Preßfläche
10 100 10 3 10 4 10 5
1,5
Time, Zeit, hh
�d = Konstruktionsspannung
W = Geometriefaktor (Gleichung 16)
4
3
2
100 10 3 10 4 10 5
Time, Zeit, hh
3% Untermaß
Verhältnis D/d = 1,5
2
3
4
Untermaß:
4%
5%
Verhältnis D/d =1,5
2
3
4

Der Reibungskoeffizient hängt von vielen Faktoren ab und
variiert von Anwendung zu Anwendung. Koeffizienten aus
Tabelle 7.01 können als Annäherungswerte für grobe Festigkeitsberechnungen
verwendet werden. Ist eine höhere Genauigkeit
gefordert, werden Tests mit Prototypen empfohlen.
Torsionsfestigkeit
Die Torsionsfestigkeit einer übermaßbedingten Verbindung
erhält man mit der Gleichung:
T = F Ds (N.mm)
2
Beispiele
Beispiele von Preßverbindungen werden in den Abbildungen
9.14–9.15 gegeben.
In diesem Griff einer Bohrmaschinenkurbel werden drei Stifte
mit einem Übermaß von 4% in die dazugehörigen Bohrungen
gepreßt.
Kugellager werden in die Keilriemenscheibe eingepreßt.
Abb. 9.14 Griff für Bohrmaschinenkurbel
5∅
Abb. 9.15 Kugellager
A
A
2
3
Preßverbindung 1% 4
Schnappverbindungen
Die drei gebräuchlichsten Arten von Schnappverbindungen
sind:
1. solche mit einer vollzylindrischen Hinterschneidung und
entsprechender Gegenlippe (Abb. 9.16, Tab. 9.03),
2. solche mit flexiblem freitragendem Schnapphaken
(Abb. 9.17) und
3. solche mit runder Hinterschneidung (Abb. 9.18).
Ringschnappverbindungen können als spezielle zylindrische
Schnappverbindungen betrachtet werden. Zylindrische
Schnappverbindungen sind im allgemeinen fester, erfordern
aber höhere Montagekräfte als Schnapphaken.
d
e
Haltewinkel
Fügewinkel
Abb. 9.16 Zylindrische Schnappverbindung
Haltewinkel
Fügewinkel
d D
Tabelle 9.03 Abmessungen von zylindrischen Schnappverbindungen
d D (max., mm) e (mm)
mm DELRIN ® ZYTEL ® 101 DELRIN ® ZYTEL ® 101
2 5 0,05
3 8 0,07
4 10 12 0,10–0,15 0,12
5 11 13 0,12–0,18 0,16
10 17 20 0,25–0,35 0,30
15 22 26 0,35–0,50 0,45
20 28 32 0,50–0,70 0,60
25 33 38 0,65–0,90 0,75
30 39 44 0,80–1,05 0,90
35 46 50 0,90–1,20 1,05
l
2
h � · l
� 0,02
t
h
30 - 45° 3/4 t
Abb. 9.17 Freitragender Schnapphaken
t
83

Abb. 9.18 Kugelschnappverbindung
Bei zylindrischen Schnappverbindungen wird häufig das mit
einer Hinterschneidung versehene Teil zwangsentformt,
indem es von einem Kern abgedrückt wird. Das setzt
eine Deformation während des Ausdrückens und folglich
Werkstoffe mit guten Rückformeigenschaften voraus.
Beim Spritzen komplizierter Teile können Schnapphaken
den Spritzgießvorgang vereinfachen.
Auslegung von Schnappverbindungen mit Hinterschneidung
Um einwandfreie Ergebnisse zu erzielen, muß die
Konstruktion von Schnappverbindungen mit Hinterschneidung
bestimmte Anforderungen erfüllen:
– Einheitliche Wanddicke
Es ist wichtig, die Wanddicke in allen Bereichen konstant
zu halten. Alle spannungserhöhenden Faktoren sind nach
Möglichkeit zu vermeiden.
– Ungehinderte Bewegung und Verformung
Die Schnappverbindung ist an einer Stelle vorzusehen, an
der sich der Schnappsitz ungehindert dehnen kann.
– Form
Die ideale Geometrie für diese Art von Schnappsitzen ist
der Kreisring. Je mehr die Form von einem Kreis abweicht,
desto schwieriger werden das Entformen des Teils und seine
Montage. Rechteckige Schnappsitze funktionieren nicht
zufriedenstellend.
– Angüsse – Fließnähte
Das Entformen einer Hinterschneidung aus dem Werkzeug
wird durch den Umstand erleichtert, daß der Kunststoff
noch eine sehr hohe Temperatur aufweist, so daß sein Elastizitätsmodul
geringer und die Dehnung größer ist. Bei
der späteren Montage der Teile sind diese Voraussetzungen
jedoch nicht mehr gegeben. Häufig reißt ein hinterschnittenes
Teil bei der Montage, weil Fließnähte, Angußturbulenzen
oder Lunker Schwachstellen bilden. Wenn
Probleme mit Fließnähten auftreten und sich durch eine
Änderung der Gesamtkonzeption oder Verlagerung des
Anschnitts nicht vermeiden lassen, kann der belastete
Querschnitt im Bereich der Fließnaht durch Rippen verstärkt
werden.
Erforderliche Montagekräfte
Bei der Montage sind Teile mit zylindrischen Schnappverbindungen
wegen des konstruktionsbedingten Untermaßes Spannungsbelastungen
unterworfen. Das Ausmaß dieser Beanspruchung
läßt sich nach dem gleichen Verfahren berechnen, das
im vorhergehenden Kapitel für Preßverbindungen erläutert
worden ist. Bei Schnappverbindungen sind wegen der nur
vorübergehenden Belastung höhere Spannungswerte und niedrigere
konstruktive Sicherheitsfaktoren zulässig.
84
d
F
e
c
D
Die Kraft, die erforderlich ist, um Teile mit Schnappverbindungen
zu montieren und zu demontieren, hängt von der Geometrie
der Teile und dem Reibungskoeffizienten ab. Diese Kraft
läßt sich willkürlich in zwei Elemente aufteilen: die Kraft,
die anfänglich erforderlich ist, um die Nabe aufzuweiten, und
die zur Überwindung der Reibung erforderliche Kraft.
Während die kegelförmigen Kanten aneinander vorbeigleiten,
tritt die höchste Spreizkraft an dem Punkt der maximalen
Nabenausweitung auf und läßt sich annähernd wie folgt
berechnen:
Fe = [tan (�) + f ] �d � DsLh
W
Es bedeuten
Fe = Spreizkraft, N
f = Reibungskoeffizient (Tab. 7.01)
� = Winkel der abgeschrägten Oberflächen
�d = Durch Untermaß erzeugte Spannung, MPa
Ds = Wellendurchmesser, mm
W = Geometriefaktor (Preßverbindung Gleichung 16)
Lh = Länge der gespreizten Nabe, mm
Reibungskoeffizienten sind in Tabelle 7.01 angegeben.
Die Formeln für das maximale Untermaß I und den Geometriefaktor
W sind bei Pressverbindungen wiedergegeben.
Für Blindnaben läßt sich die Länge der gespreizten Nabe Lh
annähernd mit dem Doppelten des Wellendurchmessers
angeben. Die Poissonsche Zahl ist der Produktbeschreibung
zu entnehmen.
Die zur Überwindung der Reibung erforderliche Kraft läßt
sich näherungsweise wie folgt berechnen:
Ff =
Es bedeuten:
�f �dDsLs
W
Ls = Länge der Untermaß-Gleitfläche
Im allgemeinen ist die Reibung bei den meisten Bauteilen
geringer als die zum Ausweiten der Nabe erforderliche
Kraft. Der Wert von [γ + atan (f)] sollte unter 90° liegen,
um die Teile verbinden zu können.
Beispiele
Empfohlene Abmessungen und Untermaße für die Schnappverbindung
einer Stahlwelle mit einer Blindnabe aus ZYTEL ®
Polyamid sind in Tabelle 9.03 angegeben. Die Terminologie
ist in Abb. 9.16 erläutert. Ein Haltewinkel von 45° ist für die
meisten Anwendungen ausreichend. Eine dauerhafte Verbindung
läßt sich mit einem Haltewinkel von 90° erzielen; in
diesem Falle muß die Nabe eine Durchgangsbohrung aufweisen.
In der Praxis hat es sich bewährt, einen Spitzenwinkel
von 30° am Wellenende vorzusehen, um die Einführung
in die Nabe zu erleichtern.
Die Zahnriemenscheibe in Abb. 9.19 ist keiner nennenswerten
Axialbelastung ausgesetzt. Ein geschlitzter Schnappsitz
reicht daher ohne weiteres aus. Er ermöglicht eine tiefere
Riefe und damit eine höher belastbare Lagerschulter, was
sich vorteilhaft auf den Verschleiß auswirkt.

Abb. 9.19 Zahnriemenscheibe
Abb. 9.20 Bremsgriff
Ein anderes Beispiel einer Schnappverbindung ist mit dem
Bremsgriff in Abb. 9.20 aufgezeigt.
Schnapphaken
Bei der zweiten Art von Schnappbefestigungen handelt es
sich um freitragende Schnapphaken, bei denen die Haltekraft
vor allem eine Funktion der Biegesteifigkeit ist. Es handelt
sich um spezielle Federkonstruktionen, die bei der Montage
hohen Biegebeanspruchungen ausgesetzt werden. Im montierten
Zustand sind diese Haken entweder vollständig entlastet,
wenn sich die miteinander verbundenen Teile gegeneinander
bewegen müssen, oder teilweise vorgespannt, wenn
eine dichte Verbindung erforderlich ist. Ein typisches Merkmal
dieser Schnappverbindungen ist eine Hinterschneidung
von 90°, die stets durch Seitenzüge oder entsprechende Aussparungen
im Spritzteil ausgeformt werden. Das geteilte
Schneckenrad in Abb. 9.21 ist ein Beispiel für zwei identische
(in der gleichen Formhöhlung spritzgegossene) Teile,
die mit Hilfe von Schnapphaken verbunden und im Interesse
höherer Steifigkeit zusammengepreßt werden. Zur Positionierung
greifen zwei zylindrische Nocken in entsprechende
Bohrungen des gegenüberliegenden Teils ein.
Das gleiche Prinzip eignet sich insbesondere für nicht runde
Gehäuse und Behälter aller Art. Ein Beispiel hierfür ist das
Mikroschaltergehäuse in Abb. 9.22, bei dem eine Hinterschneidung
in dem rechteckigen Gehäuse keine zufriedenstellende
Lösung wäre.
Abb. 9.21 Zweigeteiltes, durch Schnappsitz verbundenes
Schneckenrad
Abb. 9.22 Gehäuse eines Mikroschalters
Ein ähnliches Prinzip wurde bei dem Lagerring mit eingeschnapptem
Kugellager in Abb. 9.23 verwirklicht. Der Kern
setzt sich aus sechs Segmenten zusammen. Auf jeder Seite
sind drei Hinterschneidungen von 90° vorgesehen, die sich
problemlos entformen lassen und starke Lagerschultern zur
Übertragung hoher Axialkräfte darstellen.
Abb. 9.23 Lagerring mit eingeschnapptem Kugellager
85

Die Auslegung von freitragenden Schnapphaken
Schnapphaken sollten so ausgelegt werden, daß die zulässigen
Spannungen bei der Montage nicht überschritten werden.
Gegen dieses Gebot wird bei der Schnappbefestigung von
Teilen aus DELRIN ® Polyacetal in Blech häufig verstoßen.
Zu kurze Schnapphaken können brechen (Abb. 9.24).
Diese Gefahr wird bei der Schalterkonstruktion in Abb. 9.25
vermieden; hier sind die Schnapphaken wesentlich länger
und die Spannungen infolgedessen geringer.
Abb. 9.24 Zu kurze Schnapphaken
Abb. 9.25 Richtig dimensionierte Schnapphaken
Schnapphaken sollten so ausgelegt werden, daß die Spannung
über die gesamte Länge gleich ist. Dies läßt sich durch
eine leichte Konizität oder eine zusätzliche Rippe erreichen
(Abb. 9.17). Insbesondere ist darauf zu achten, daß scharfe
Kanten und andere spannungserhöhende Faktoren vermieden
werden.
86
Um die Spannungen in einem Schnapphaken zu überprüfen,
sind die Gleichungen für Freiträger zu verwenden:
Durchbiegung: h =
Biegungskraft: F =
Fl 3
3 EI
3 EI h
l 3
[mm]
[N]
Montagekraft: Fa = F (f + tan �) [N]
(pro Schnapphaken)
Biegespannung: σ = C Fl y [MPa] (elastich)
I
Dehnung: ε = 100 � wobei:
[%]
E
F = Entformungskraft für Schnappverbindung
mit Hinterschneidung h [N]
l = effektive Länge der Schnapphaken[mm]
E = Elastizitätsmodul [MPa]
I = Trägheitsmoment des mittleren Querschnitts1) ,
Tabelle 4.01 [mm4 ]
f = Reibungskoeffizient
γ = obere Winkel, [� + atan (f)]

Beispiele
Für bestimmte Anwendungen kann der Bereich des Schnappsitzes
mit Schlitzen versehen werden, wie dies in Abb. 9.26
gezeigt wird. Dieses Prinzip ermöglicht weit stärkere Hinterschneidungen,
allerdings in der Regel auf Kosten der Haltekraft.
Für Teile, die häufig montiert und demontiert werden
müssen, ist diese Lösung recht vorteilhaft. Sie wird beispielsweise
mit Erfolg für die Schnappbefestigung eines Thermostatgehäuses
auf einem Heizkörperventil verwendet
(Abb. 9.27). Hier sichert ein Metallring den festen Sitz.
Druckbelastete pneumatische und hydraulische Membranventile
und ähnliche Druckbehälter erfordern manchmal
höhere Haltekräfte für Schnappverbindungen. Dies läßt sich
mit Hilfe einer überlappend einrastenden Hinterschneidung
erreichen, wie sie in Abb. 9.28 gezeigt wird. Eine gewisse
Zahl von Segmenten (üblicherweise 6 oder 8) wird mit 90°-
Hinterschneidungen versehen, die sich dank entsprechender
Schlitze ausdrücken lassen. In den Bereichen zwischen den
Segmenten finden sich keine Hinterschneidungen. Mit dieser
Konstruktion lassen sich sehr kräftige Schnappverbindungen
verwirklichen, die nur in der erforderlichen Dehnung und
der zur Montage notwendigen Kraft eine Begrenzung finden.
Es kann auch ratsam sein, das äußere Teil vorzuheizen, um
die Montage zu vereinfachen.
Abb. 9.26 Schnappverbindung mit Schlitzen
Abb. 9.27 Thermostatgehäuse mit Schnappverbindung
Abb. 9.28 Membranventil mit Schnappverbindung
Nabenverbindungen
Beim Übertragen eines Drehmomentes von Welle zu Welle
durch Zahnräder empfiehlt sich diese Verbindungsmethode.
Sie wird auch angewandt, um eine mechanische Bewegung
durch eine Nocke, ein Pumpenrad oder ein Lüfterrad zu übertragen.
Die Verbindung wird durch eine Passfeder, durch
Schrauben oder eine spezielle Formgebung der Welle hergestellt.
Werden Kunststoffe eingesetzt, sollte man bei der Konstruktion
der Nabenverbindung besonders sorgfältig vorgehen,
damit Fehler vermieden werden. Rundungshalbmesser sind
sehr wichtig. Die nachfolgenden Abbildungen zeigen gute
Konstruktionslösungen. Ihre Beachtung hilft, schon einmal
gemachte Fehler zu vermeiden.
Anwendungsbeispiele, siehe Abb. 9.29–9.35.
Abb. 9.29 Lüftergebläse
Abb. 9.30 Kettenrad
87

Abb. 9.31 Zahnrad
Abb. 9.32 Keilriemenscheibe Abb. 9.35 Vorschlag für eine Nabenverbindung
Abb. 9.33 Kreiselpumpe
88
Abb. 9.34 Turbinenrad

Abb. 9.36 Waschmaschinenpumpe
Abb. 9.37 Pumpen
Abb. 9.38 Ausstellfenster-Antrieb
89

10 – Verbindungstechniken – Kategorie II
Schweißen, Kleben
Rotationsschweißen
Einleitung
Für alle rotationssymmetrischen Teile aus thermoplastischen
Kunststoffen, die miteinander fest und dicht verbunden
werden müssen, stellt die Rotationsschweißung das ideale
Verfahren dar. Hat der Konstrukteur die Wahl zwischen
einer Ultraschall- und einer Rotationsschweißung, so wird
er sich ohne Zögern für die letztere Methode entschließen,
wenn folgende eindeutige Vorteile berücksichtigt werden:
– Die Investitionskosten sind für einen gleichen Ausstoß
geringer. Es ist ohne besondere Schwierigkeiten möglich,
eine Anlage ganz oder teilweise in der eigenen Werkstatt
und unter weitgehender Verwendung von handelsüblichen
Maschinenelementen herzustellen.
– Das Verfahren beruht auf einfachen physikalischen Vorgängen,
die jedermann versteht und beherrscht. Wenn
das Werkzeug gut konstruiert und die Schweißbedingungen
einmal richtig festgelegt sind, kann das Schweißergebnis
durch Verändern einer einzigen Größe, nämlich der
Geschwindigkeit, genau angepaßt werden.
– Die Kosten für elektrische Kontrollausrüstung sind
bescheiden, sogar für vollautomatisches Schweißen.
– Konstruktiv besteht eine viel größere Freiheit in der Gestaltung
der Teile. Ein Abbrechen vorstehender Nocken, Bolzen
oder Rippen ist nicht zu befürchten. Ebenso werden
umspritzte Metallteile nicht lose und vormontierte mechanische
Elemente nicht beschädigt. Eine gewisse Symmetrie
oder eine gleichmäßige Verteilung der Materialmasse ist
im Gegensatz zur Ultraschallschweißung ebenfalls nicht
erforderlich.
Wenn die Position der beiden Teile zueinander eine Bedingung
ist, muß auf Ultraschall- oder Vibrationsschweißen zurückgegriffen
werden.
Es gibt allerdings in der Praxis immer wieder Teile, die
diese Bedingung erfüllen müssen, nur weil die Konstruktion
ungeschickt ausgelegt wurde. Der Konstrukteur sollte die
Teile nach Möglichkeit so ausbilden, daß die Schweißnaht
an eine Stelle gelegt werden kann, wo eine Positionierung
der beiden zu verschweißenden Teile nicht notwendig ist.
Grundprinzip
Beim Rotationsschweißen wird, wie der Name besagt, mittels
einer Drehbewegung und unter gleichzeitigem Andrücken die
notwendige Schmelzwärme erzeugt. Deshalb ist das Verfahren
naturgemäß nur für kreisrunde Teile anwendbar. Dabei ist es
natürlich unwichtig, welche der beiden Hälften festgehalten
wird und welche dreht. Bei Teilen ungleicher Längen ist es
vorteilhaft, das kürzere Teil drehen zu lassen, um die bewegten
Massen möglichst kurz zu halten.
Für die Auswahl der nachfolgend eingehend beschriebenen
Methoden und Einrichtungen sind im wesentlichen die geometrische
Form des Teiles, die geplante Stückzahl und
die Investitionsmöglichkeit ausschlaggebend. Auf Grund des
verhältnismäßig geringen notwendigen Aufwandes an mechanischen
Elementen werden die Einrichtungen gelegentlich im
Selbstbau hergestellt. Dabei kann man jedoch häufig prinzipielle
Fehler im Ablauf des Schweißvorgangs feststellen,
die in diesem Aufsatz noch eingehend geschildert werden.
Praktisch anwendbare Methoden
Die der Praxis zur Verfügung stehenden Methoden können
nach folgenden Gesichtspunkten grob in zwei Gruppen
unterteilt werden:
Drehzapfenschweißen
Die Aufnahmevorrichtung für das rotierende Teil wird mit
der Antriebsspindel während der Schweißzeit unter gleichzeitigem
Andrücken der Teile eingekuppelt. Nach Ablauf
der Schweißzeit wird ausgekuppelt, und der Druck noch
eine dem Kunststoff entsprechende Zeit aufrecht erhalten.
Schwungmasse-Schweißen
Die zum Schweißen erforderliche Energie wird zuerst in
einer auf die entsprechende Drehzahl beschleunigten Masse
aufgespeichert, die gleichzeitig die Aufnahmevorrichtung
mit dem einen Kunststoffteil trägt. Sodann werden die Teile
unter hohem Druck zusammengefahren, wobei die kinetische
Energie durch Reibung in Wärme umgewandelt und die
Schwungmasse zum Stillstand gebracht wird. Dieses Verfahren
hat sich in der Praxis am besten durchgesetzt und
soll dementsprechend eingehend behandelt werden.
Drehzapfenschweißen
Drehzapfenschweißen mit der Drehmaschine
Die wohl einfachste, aber auch umständlichste Schweißung
dieser Gruppe läßt sich auf jeder Drehmaschine geeigneter
Größe ausführen. Die prinzipielle Anordnung ist in Abb. 10.01
dargestellt.
Das eine der zu schweißenden Teile a wird in einer Vorrichtung
b eingespannt. Dies kann ein normales Spannfutter,
ein Schnellspannfutter, eine pneumatische Vorrichtung oder
irgend eine andere geeignete Einrichtung sein.
Wesentlich ist nur, daß das Teil sicher gehalten, zentriert und
mitgedreht wird.
Die federnde Spitze c im Reitstock muß den erforderlichen
Anpressdruck aufbringen können und soll einen Federweg
von 5-10 mm aufweisen. Im weiteren wird der Querschnitt d
vorteilhaft mit einer Hebelbetätigung ausgerüstet.
Um das Kunststoffteil a mittels des Anschlages e am Drehen
hindern zu können, muß dieses mit einer vorstehenden Partie
(Rippe, Nocken) versehen sein.
91

Der Ablauf des Schweißvorganges spielt sich sodann folgendermaßen
ab:
– Nach Aufspannen des Teils a wird das Gegenstück a1 aufgesetzt
und mit der federnden Spitze angedrückt.
– Der Querschlitten d fährt nach vorne, wobei der Anschlag e
unter eine vorstehende Partie dieses Teils a1 zu liegen
kommt.
– Die Spindel wird eingekuppelt oder der Motor eingeschaltet.
– Nach Ablauf der Schweißzeit fährt der Querschlitten d
zurück und gibt das Teil a1 frei, das nun sofort mitdreht.
– Die Maschine wird abgestellt (oder die Spindel ausgekuppelt).
– In Abhängigkeit der Erstarrungs-Eigenschaften des Kunststoffes
muß der Druck der Spitze noch kurze Zeit aufrechterhalten
bleiben, bevor die Teile herausgenommen werden
können.
Häufig wird dieser Ablauf in dem Sinne vereinfacht, daß am
Ende der Schweißzeit der Anschlag e nicht weggefahren,
sondern einfach ausgekuppelt oder der Motor abgeschaltet
wird. Da jedoch die bewegten Massen der Maschine meist
verhältnismäßig groß sind, geht die Drehzahl zu langsam
zurück, wodurch das im Erstarren befindliche Material
der Schweißnaht Scherbeanspruchungen ausgesetzt ist. Die
Naht weist dann oft geringe Festigkeit auf oder ist überhaupt
unbrauchbar.
Allgemein kann man sagen, daß die Relativgeschwindigkeit
der beiden Teile umso schneller auf Null zurückgehen muß,
je enger der Temperaturbereich ist, in dem der Kunststoff
vom flüssigen in den festen Zustand übergeht. Mit anderen
Worten: Entweder muß das stehende Teil schnell beschleunigt
oder das rotierende schnell abgebremst werden.
Das Rotationsschweißen auf Drehmaschinen hat für die
Serienfertigung wenig Bedeutung, wird aber gelegentlich für
Nullserien und Handmuster angewendet. Das Aufschweißen
von Endmuffen und Gewindenippeln auf lange Rohre läßt
sich dagegen auf diese Weise recht gut ausführen. Dabei muß
der Reitstock durch eine aufklappbare Vorrichtung ersetzt
werden, die das Rohr klemmt und gleichzeitig ein federndes
Andrücken erlaubt. Die Drehmaschine muß jedoch für diese
Arbeitsweise mit einer Kupplung und einer Schnellbremse
ausgerüstet sein, da ein Loslassen und Mitdrehen des Rohres
nicht in Frage kommt.
92
b a a1 c
Abb. 10.01 Drehzapfenschweißen mit einer Drehmaschine
e
d
Drehzapfenschweißen auf Bohrmaschinen
Mit besonders dafür gebauten Drehzapfenwerkzeugen
können Teile bis etwa 60 mm Durchmesser auf Tischbohrmaschinen
recht gut verschweißt werden. Die Methode ist
vorzüglich geeignet für Nullserien, Handmuster oder Reparaturen.
Dagegen würde eine Vollautomatisierung des Vorganges
einen gewissen Aufwand erfordern, der das Verfahren
dafür uninteressant macht. Die Erzielung regelmäßiger
Schweißnähte erfordert einige Übung, da bei Handbetätigung
die Schweißzeit und der Druck nur einigermaßen genau eingehalten
werden können.
Das in Abb. 10.02 gezeigte Werkzeug ist mit einer auswechselbaren
Zahnkrone a versehen, deren Durchmesser dem
Kunststoffteil entsprechen muß. Ein Satz von 3-4 Zahnkronen
genügt, um Teile mit einem Durchmesser von etwa
12-60 mm schweißen zu können.
Abb. 10.02 Drehzapfenschweißen für Bohrmaschinen
Der Federdruck der Spitze kann mittels der Rändelmutter b
der Nahtoberfläche entsprechend eingestellt werden. Es ist
sehr wichtig, den richtigen Spitzendruck durch Versuche zu
ermitteln, da er für die Dichtigkeit und Festigkeit der Naht
ausschlaggebend ist.
Zum Schweißen wird die Bohrspindel langsam nach unten
gefahren, bis die Zahnkrone nur noch wenige Millimeter
über dem Teil steht (Abb. 10.03a). Sodann muß schlagartig
eingekuppelt werden, damit das zu schweißende Teil unverzüglich
mitgedreht wird, und die Zähne keine unsauberen
Eindrücke hinterlassen. In dieser in Abb. 10.03b gezeigten
Arbeitsstellung soll unter möglichst konstantem Druck so
lange verharrt werden, bis ringsherum eine gleichmäßige
Schweißbraue ausgetreten ist. Dann muß die Zahnkrone
ebenso schnell wieder aus dem Eingriff gebracht werden
(Abb. 10.03c), jedoch nur soweit, daß die Spitze noch auf
das Teil drückt und zwar so lange, bis der Kunststoff genügend
erstarrt ist.
b
a

a
b
c
Abb. 10.03 Vorgang des Drehzapfenschweißens
Die Spitze dient also ausschließlich dazu, den Nachdruck zu
erzeugen. Die Kunststoffteile sollen jedoch mit Zentrierungen
versehen sein, um eine bessere Werkzeugführung und einen
guten Rundlauf zu erreichen.
Um eine korrekte Schweißung zu erzielen, braucht man eine
gewisse, vom Kunststoff abhängige Wärmemenge. Diese ist
ein Produkt aus Druck, Geschwindigkeit und Zeit. Andererseits
muß das Produkt aus Druck × Geschwindigkeit einen
bestimmten Minimalwert aufweisen, da sonst an der Nahtoberfläche
nur Abrieb und kein genügender Temperaturanstieg
auftritt. Da auch der Reibwert einen Einfluß hat, lassen sich
diese Größen nicht für alle Kunststoffe allgemein angeben,
sondern müssen individuell bestimmt werden.
Als erste Annahme für die Umfangsgeschwindigkeit bei
DELRIN ® Acetalhomopolymer und ZYTEL ® PA66 kann man
rund 3-5 m/s. wählen. Dann wird man den Druck so einstellen,
daß eine Schweißzeit von 2-3 Sekunden das gewünschte
Resultat ergibt.
Voraussetzung für gute Ergebnisse sind natürlich korrekte
Nahtprofile. (Vorschläge und Dimensionen siehe Abschnitt 8).
Drehzapfenschweißen mit besonders dazu gebauten Maschinen
Das oben beschriebene Verfahren läßt sich nicht ohne einen
gewissen Aufwand automatisieren, weshalb es für die Großproduktion
kaum mehr angewendet wird.
Leicht abgeändert und mit besonders dazu konstruierten
Maschinen (Abb. 10.04) kann man indessen einen einfacheren
Funktionsablauf erreichen.
b
a
c
d
e
f
Abb. 10.04 Prinzip einer Drehzapfenschweißmaschine
Die Maschine ist mit einer vorzugsweise elektromagnetisch
betätigten Kupplung a versehen, die ein schnelles Ein- und
Auskuppeln der Arbeitsspindel b gestattet. Letztere ist in
einem Rohr c gelagert, das seinerseits den pneumatischen
Kolben d trägt.
Das Antriebsteil e kann eine Zahnkrone oder wie weiter
unten beschrieben, irgend eine andere dem Kunststoffteil
angepaßte Mitnehmervorrichtung sein.
Der Schweißvorgang geht folgendermaßen vor sich:
– Einlegen beider Teile in die untere Aufnahme f.
– Herunterfahren des druckluftbetätigten Kolbens mit der
Arbeitsspindel.
– Einschalten der Kupplung, wodurch das Drehen des oberen
Kunststoffteils erfolgt.
– Nach der durch ein Zeitrelais gesteuerten Schweißzeit
schaltet die Kupplung aus, wogegen der Druck noch eine
vom Kunststoff abhängige Zeit aufrechterhalten wird.
– Hochfahren der Spindel und Auswerfen der geschweißten
Teile (oder Weiterschalten des Rundtisches).
93

Die Mitnahmevorrichtung kann für Teile, die sich dazu eignen,
eine Zahnkrone (Abb. 10.16) sein. Es können indessen
auch vorstehende Partien wie Rippen, Zäpfchen oder dergleichen
zum Antreiben benützt werden, da die Spindel ja
erst nach dem Eingreifen der Mitnahme eingekuppelt wird.
Abb. 10.05 zeigt ein Teil, bei dem Mitnahme über 4 Rippen
durch entsprechend angeordnete Klauen erfolgt. Bei dünnwandigen
Teilen muß allerdings ein Rand a vorgesehen werden,
der ringsherum einen gleichmäßigen Druck auf die Naht
gewährleistet. Die Klauen dienen also nicht zum Aufdrücken,
sondern nur zum Mitdrehen.
Gelegentlich gibt es Teile, die sich nicht auf die beschriebene
Art antreiben lassen. So müßte zum Beispiel die Abschlußkappe
mit dem seitlichen Rohranschluß nach Abb. 10.06 von
Hand vor dem Herunterfahren der Spindel in die obere Aufnahmevorrichtung
gelegt werden, wodurch natürlich ein
automatischer Betrieb unmöglich wird.
94
a
Abb. 10.05 Antrieb durch vier Rippen
Abb. 10.06 Antrieb mittels vorstehender Partien
Abb. 10.07 Schweißmaschine mit unten angeordnetem Zylinder
Eine weitere Möglichkeit besteht darin, die Spindel, wie
Abb. 10.07 zeigt, fest einzubauen und die untere Aufnahmevorrichtung
auf dem Druckluftzylinder anzuordnen. Der
mechanische Aufwand wird dadurch geringer, jedoch läßt
sich damit kein Drehtisch und somit kaum eine automatische
Produktion kombinieren.
Diese Verfahren haben im Gegensatz zur Schwungmassemethode
den Nachteil, daß bei größeren Durchmessern und
Nahtflächen erhebliche Motorleistungen notwendig sind.
Schweißen mittels
Schwungmasse-Werkzeugen
Die weitaus einfachste Rotationsschweißmethode, die dementsprechend
auch die größte Verbreitung gefunden hat, ist
mittels Schwungmasse. Sie benötigt den geringsten Aufwand
an mechanischen und elektrischen Elementen und erzeugt
gleichmäßige und gute Verbindungen.
Das Grundprinzip besteht darin, eine rotierende Masse auf
die geeignete Drehzahl zu bringen und sodann auszukuppeln.
Durch Herunterfahren der Spindel werden die Kunststoffteile
zusammengepreßt und die gesamte in der Schwungmasse enthaltene
kinetische Energie durch Reibung auf der Nahtoberfläche
in Wärme umgesetzt.
Die einfachste praktische Anwendung dieser Methode erfolgt
mit besonders dazu konstruierten Werkzeugen, die auf normalen
Bohrmaschinen zum Einsatz kommen können.
Abb. 10.08 zeigt eine typische Vorrichtung dieser Art. Die
Schwungmasse a ist auf der Antriebswelle b frei gelagert.

Die Mitnahme erfolgt also nur durch die Reibung der Kugellager
und die Fettfüllung.
Sobald die Schwungmasse die Drehzahl der Spindel erreicht
hat, fährt letztere nach unten, wobei die Zahnkrone c in das
obere Kunststoffteil d eingreift und es mitdreht.
Durch den hohen Flächendruck auf den Nahtoberflächen
wird die Schwungmasse schnell abgebremst und der Kunststoff
erreicht den Schmelzpunkt. Auch hier muß der Druck
dem Material entsprechend noch kurze Zeit aufrechterhalten
werden.
Abb. 10.08 Schwungmasse-Werkzeug für Bohrmaschinen
Da das Werkzeug nach Abb. 10.08 keine mechanische Kupplung
besitzt, dauert es eine gewisse, vom Trägheitsmoment
und der Spindeldrehzahl abhängige Zeit, bis die Schwungmasse
zur nächsten Schweißung bereit ist. Bei größeren Werkzeugen
oder Automaten würde der Zyklus deshalb zu lang.
Vor allem bei Handbetrieb besteht auch die Gefahr, daß die
nächste Schweißung vorgenommen wird, bevor die Schwungmasse
die Enddrehzahl völlig erreicht hat, so daß die Nahtfestigkeit
schlecht wird. Die in Abb. 10.08 gezeigten Werkzeuge
werden deshalb nur etwa bis zu einer Größe von ∅ 60-80 mm
eingesetzt.
Da das Schweißen mittels Schwungmasse bei entsprechend
hohen Drehzahlen auch für kleine Druckmesser geeignet ist,
werden gelegentlich auch Kleinstwerkzeuge mit Durchmessern
von 30-45 mm zum direkten Einspannen in Bohrfutter gebaut.
Abb. 10.09 zeigt eine derartige Einrichtung zum Verschweißen
von Verschlußzapfen. Da man dazu Drehzahlen von 8 bis
10 000 U/min benötigt, ist unter Umständen ein Drehzapfenwerkzeug
entsprechend Abb. 10.02 vorzuziehen.
b
c
d
a
Abb. 10.09 Kleines schnellaufendes Schwungmasse-Werkzeug
Abb. 10.10 Schwungmasse-Werkzeug mit Konuskupplung
b
d
c
a
95

Werkzeuge mit Durchmessern von über 60-80 mm, die eine
schnelle Schweißfolge gestatten müssen, werden vorteilhaft
mit einer mechanischen Kupplung, etwa nach Abb. 10.10,
versehen. Bei dieser Konstruktion ist die Schwungmasse a in
bezug auf die Welle b axial verschiebbar. Im Leerlauf drücken
die Federn c die Schwungmasse nach unten, wodurch letztere
über die Konuskupplung d mit der Welle kraftschlüssig wird.
Die Beschleunigung der Masse auf Betriebsdrehzahl erfolgt
somit praktisch augenblicklich.
Sobald die Zahnkrone beim Herunterfahren der Spindel auf
das Kunststoffteil auftritt, verschiebt sich die Schwungmasse
in bezug auf die Welle nach oben, wodurch ausgekuppelt
wird (Abb. 10.10).
Da jedoch der Spindeldruck erst dann vollständig übertragen
wird, wenn die Kupplung den Endanschlag erreicht, tritt in
der Mitnahme eine gewisse Verzögerung auf. Die Folge
davon ist eine Tendenz zur Spanbildung an der Zahnkrone,
vor allem wenn die Vorschubgeschwindigkeit der Spindel
ungenügend ist.
Selbstverständlich kann an Stelle der gehärteten und geschliffenen
Konuskupplung eine Flachkupplung mit Belag verwendet
werden (Abb. 10.13).
Für das Arbeiten mit Schwungmassewerkzeugen auf Bohrmaschinen
sind folgende Regeln zu beachten:
– Das Herunterfahren der Spindel muß schlagartig erfolgen.
Handelsübliche pneumatisch-hydraulische Vorschubeinheiten,
wie sie an Bohrmaschinen angebaut werden, sind
wegen der zu kleinen Geschwindigkeit ungeeignet.
– Der Druck muß so groß sein, daß das Werkzeug nach
1-2 Umdrehungen zum Stillstand kommt. Dies ist vor allem
bei kristallinen Kunststoffen, die ja einen eng begrenzten
Schmelzpunkt aufweisen, wichtig (siehe allgemeine
Schweißbedingungen).
– Schwungmasse-Werkzeuge müssen absolut rund und vibrationsfrei
drehen. Wenn sie mit einem Morsekonus versehen
sind, ist es unerläßlich, denselben gegen Herausfallen zu
sichern. Vorzugsweise sollen Morsekegel nicht mit Innengewinde
und Sicherungsbolzen (Hohlspindel) verwendet
werden. Schwungmasse-Werkzeuge, die sich lösen oder
Wellenbruch erleiden, können zu tödlichen Geschossen
werden.
Abb. 10.11 Umgebaute Tischbohrmaschine
96
– Die Spindelbewegung muß in der unteren Endstellung
mittels eines mechanischen Anschlages so begrenzt werden,
daß die beiden Aufnahmevorrichtungen keinesfalls
in Berührung kommen können, wenn keine Kunststoffteile
eingelegt sind.
Obwohl auch durch die Handbetätigung der Bohrmaschinen
durchaus gleichmäßige Nähte erreicht werden können, ist
schon für eine kleine Produktion ein Umbau auf pneumatischen
Vorschub unbedingt zu empfehlen. Dies geschieht am
einfachsten, indem man nach Abb. 10.11 die Kreuzarme
durch ein Ritzel, das über eine Zahnstange betätigt wird,
ersetzt. Weiterhin ist es vorteilhaft, die Maschine mit einer
stufenlosen Drehzahlregulierung der Spindel zu versehen,
damit ein gutes Resultat ohne Veränderung der Schwungmasse
erreicht werden kann.
Schwungmasse-Schweißmaschinen
Schwungmasse-Schweißmaschinen können auf Grund des
einfachen Prinzips schon mit recht bescheidenen Mitteln
gebaut werden. Es sollen deshalb nachstehend vor allem
Einrichtungen beschrieben werden, die nur die zur einwandfreien
Funktion absolut notwendigen Elemente enthalten.
Eine Maschine, die zur Verbindung eines bestimmten, immer
gleichen Teils besonders eingesetzt wird, braucht im allgemeinen
keine regulierbare Drehzahl. Falls eine Anpassung
derselben unerläßlich ist, kann dies durch Verändern der
Riemenscheiben erfolgen.
Die in Abb. 10.12 gezeigte Maschine (Konstruktion DuPont,
Genf), ist mit Ausnahme des Schweißkopfes aus handelsüblichen
Einheiten zusammengebaut. Sie besteht im wesentlichen
aus dem Druckluftzylinder a mit durchgehender Kolbenstange
auf dem aufgesetzten Steuerventil b.
d
Abb. 10.12 Tisch-Rotationsschweißmaschine (Bauart DuPont)
e
f
a
c
b

a
b
c
d
Abb. 10.13 Drehmasse mit Reibkupplung (Bauart DuPont)
Das untere Ende der Kolbenstange trägt den Schweißkopf c
(siehe Abb. 10.13), der vom Motor d über den Flachriemen e
angetrieben wird. Des weitern ist noch eine Drucklufteinheit
f mit Reduzierventil, Filter und Schmiergerät angebaut.
Der Schweißkopf nach Abb. 10.13 besteht aus der kontinuierlich
drehenden Riemenscheibe a, die den Kupplungsbelag b
trägt. In der gezeichneten Stellung ist die Kolbenstange hochgefahren
und die Drehbewegung wird über die Kupplung auf
die Schwungmasse c übertragen.
Beim Herunterfahren der Spindel kommt die Kupplung aus
dem Eingriff, und die Zahnkrone kuppelt in den Deckel des
als Beispiel gezeigten Schwimmers ein.
Teile, die nicht durch eine Zahnkrone angetrieben werden
können, sondern von Hand in die obere Aufnahme eingelegt
werden (siehe Abb. 10.06), erfordern eine zusätzliche Einrichtung
in der Steuerung. Der Kolben muß beim Hochfahren
kurz vor dem Einkuppeln anhalten, um das Einlegen der
Teile zu gestatten. Dieses Ziel kann auf verschiedene Weisen
erreicht werden. Es gibt zum Beispiel handelsübliche Druckluftzylinder,
die bereits mit entsprechenden Vorrichtungen
versehen sind. Der Schaltimpuls wird vom durchfahrenden
Kolben direkt in einem außen angeordneten Reed-Relais
ausgelöst.
Um die Teile bequem herausnehmen zu können, muß der
Kolbenhub allgemein etwa 1,2 mal der totalen Länge der
verschweißten Einheit entsprechen. Diese Forderung kann
bei langen Teilen zu erheblichen Kolbenhüben führen, was
unpraktisch und teuer ist. Ein typisches derartiges Beispiel
stellt der in Abb. 10.14 gezeigte Druckkörper dar, für den
in der normalen Bauweise ein Kolbenhub von 1,2 mal L
notwendig wäre.
Um dies zu vermeiden, kann man folgende Wege einschlagen:
– Die untere Aufnahme a kann mittels einer Klemm- und
Zentriervorrichtung mit wenigen Handgriffen gelöst und
seitwärts weggezogen werden.
– Man sieht zwei Aufnahmen a und b, welche auf einer drehbaren
Grundplatte c um die Achse «X» 180° geschwenkt
werden können. Die ausgefahrenen Teile wechselt man
während des Schweißvorganges aus, was die Zykluszeit
erheblich verkürzt.
– Wenn die Produktion es rechtfertigt, kann natürlich auch
ein Drehtisch vorgesehen werden, der zum Beispiel 3
Schaltstellungen hat, die zum Schweißen, Auswerfen und
Einlegen benützt werden.
Auf Grund dieser Einrichtungen wird der Kolbenhub auf L1
reduziert, so daß die Schwungmasse in der Schweißstellung
viel näher an der Kolbenstangenführung liegt.
Da der Schweißdruck verhältnismäßig hoch ist, werden der
Kupplungsbelag und die Kugellager der Riemenscheibe in
der oberen Stellung unnötig stark belastet. Es ist deshalb
vorteilhaft, mit zwei verschiedenen Drücken zu arbeiten,
was allerdings eine kompliziertere pneumatische Einrichtung
erfordert. Man kann aber auch eine Spiralfeder über dem
Kolben einbauen, so daß in der oberen Endstellung ein Teil
der Kraft aufgehoben wird.
L1
c
a
Abb. 10.14 Schwenkbare Aufnahmevorrichtung
L
Auf jeden Fall muß die Kolbengeschwindigkeit kurz vor
dem Einkuppeln stark gedämpft werden, um die Anfahrbeschleunigung
der Masse zu reduzieren und den Kupplungsbelag
zu schonen.
An Maschinen, die mit einem Drehtisch ausgerüstet sind,
werden die Teile ausgeworfen, nachdem sie unter der Spindel
weggefahren sind. Der Kolbenhub kann in solchen Fällen,
wie z.B. für den in Abb. 10.13 gezeigten Schwimmer,
wesentlich kleiner gewählt werden.
b
X
X
97

Es besteht auch die Möglichkeit, den Druck mittels einer
Membraneinheit, wie in Abb. 10.15 dargestellt, zu erzeugen.
Die Gummimembrane ist unten mit einer Feder und oben mit
Druckluft beaufschlagt. Die Feder muß genügend stark
gewählt werden, um die Schwungmasse anzuheben und die
Kupplung mit der erforderlichen Kraft anzudrücken. Für eine
Produktionsmaschine wird die Welle vorteilhaft in Axial-
Kugelbüchsen gelagert. Die dargestellte Einrichtung hat
gegenüber einem normalen Zylinder den Vorteil geringerer
Reibverluste und längerer Lebensdauer. Immerhin sind die spezifischen
zulässigen Drücke auf die Membrane begrenzt, so
daß mit größeren Durchmessern gerechnet werden muß, um
einen bestimmten Schweißdruck zu erreichen. (Der Schweißkopf
mit der Schwungmasse und dem Riemenantrieb entspricht
Abb. 10.13.)
Die Konstruktion mit Gummimembrane eignet sich für
Hübe von max. 10-15 mm und spezifischen Drücken
von 0,3-0,4 N/mm2 .
Da, wie schon erwähnt, die Betriebsdrehzahl durch Anpassen
der Motorriemenscheibe verändert werden kann, ist ein regelbarer
Motor nicht unerläßlich. Immerhin gibt es in jeder Produktion
Fälle, die zumindest eine begrenzte Anpassungsmöglichkeit
der Drehzahl als wünschenswert erscheinen lassen.
Die in der rotierenden Masse enthaltene kinetische Energie
verändert sich mit dem Quadrat der Drehzahl und deshalb ist
es wichtig, letztere möglichst genau konstant zu halten.
Diese Bedingung ist nicht immer ohne weiteres erfüllt, da eine
nennenswerte Motorleistung nur zum Beschleunigen der
Masse notwendig ist. Sobald die Betriebsdrehzahl erreicht
wird, muß nur noch die Reibung überwunden werden, wozu
eine vernachläßigbar kleine Leistung genügt. Der Motor dreht
dann nahezu im Leerlauf und kann sich in einem unstabilen
Zustand befinden (z.B. seriegeschaltete Kollektormotoren).
Abb. 10.15 Membran-Druckeinheit für kleine Hübe
98
Geeignete Antriebe für Rotationsschweißmaschinen dieser
Bauart sind zum Beispiel:
– Repulsionsmotoren, die auf dem Prinzip der Bürstenund
damit der Feldverschiebung beruhen. In den meisten
Fällen werden Einphasenmotoren von 0,5 PS bei ca.
4000 U/min genügen.
– Frequenzgesteuerte Drehstrom- oder Einphasen-Kurzschlußankermotoren.
Die Steuereinheit muß eine lastunabhängige
Regulierung gestatten, was nicht immer der Fall
ist. Die maximale mögliche Drehzahl beträgt indessen nur
etwa 2800 U/min.
– Sehr gut geeignet sind auch Gleichstrom Nebenschlußmotoren
mit Ankerspannungs-Regulierung. Der steuerseitige
Aufwand ist recht gering, so daß die Gesamtkosten in
erträglichem Rahmen bleiben.
Die Drehzahlkonstanz ist auch ohne Tachodynamo ausreichend
und der Regelbereich sehr groß.
Schweißmaschinen, die für Versuchszwecke verwendet oder
in der Produktion häufig auf Teile verschiedener Durchmesser
umgerüstet werden müssen, sind unbedingt mit einem
der erwähnten Antriebe auszurüsten.
Maschinen, die ausschließlich zum Verbinden eines bestimmten
Teils zum Einsatz kommen, brauchen, wie schon früher
erwähnt, nicht unbedingt einen Regelantrieb, obwohl derselbe
auch dort recht nützlich ist. Wird eine Maschine mit
einem nicht regelbaren Antrieb ausgerüstet, so sieht man die
Spindeldrehzahl vorteilhaft etwas zu hoch vor. Dadurch
erreicht man einen gewissen Energieüberschuß und schweißt
die Teile auch dann korrekt, wenn die Nahtprofile auf
Grund zu großer Toleranzen schlecht aufeinander passen.
Dabei wird natürlich eine größere Menge Schmelze erzeugt
als tatsächlich erforderlich wäre.
Gelegentlich werden auch Druckluft-Lamellenmotoren oder
Turbinen als Antriebe verwendet. Diese sind jedoch in der
Anschaffung und im Betrieb weniger wirtschaftlich als elektrische
Motoren und rechtfertigen sich deshalb kaum.
Mitnahme- und Haltevorrichtungen
Mitnahme- und Haltevorrichtungen können in folgende
Gruppen unterteilt werden:
– Teile, die mit einer beim Herunterfahren der Spindel schon
rotierenden Mitnahme in Eingriff gebracht werden.
– Teile, die bei ruhender Spindel in die Mitnahme eingelegt
werden müssen.
Selbstverständlich ist die erste Lösung in bezug auf die Zykluszeit
immer vorteilhafter und sollte deshalb, wo möglich, vorgezogen
werden. Dazu geeignet sind folgende Einrichtungen:
– Zahnkronen nach Abb. 10.16 greifen beim Herunterfahren
der Spindel in den entsprechend ausgebildeten Rand des
Kunststoffteils ein und drehen ihn mit. Bei richtiger Auslegung
der Zähne und genügend hoher Vorschubgeschwindigkeit
des Kolbens können die unvermeidlichen Eindrücke
klein und sauber gehalten werden. Dazu ist allerdings eine
absolut scharfe Schneidkante der Zähne unerläßlich.

Abb. 10.16 Auswechselbare Antriebs-Zahnkrone
Im allgemeinen werden die Zahnflanken nicht geschliffen,
doch muß die Krone, vor allem an Produktionswerkzeugen,
gehärtet sein.
– Die in Abb. 10.17 vorgeschlagenen Dimensionen sind
Richtwerte und müssen dem Durchmesser angepaßt werden.
Bei sehr dünnwandigen Teilen ist die Zahndistanz
eher zu verringern, um auch zwischen den Zähnen genügend
Druck auf die Naht auszuüben.
30°
1-2
Abb. 10.17 Bevorzugte Zahnform
– Bei größeren oder komplizierten Mitnehmern ist es vorteilhaft,
die Zahnkrone getrennt auszuführen, um sie gegebenenfalls
auswechseln zu können.
– Abb. 10.18 zeigt zwei typische Nahtprofile und die entsprechenden
Zahnkronen bzw. Haltevorrichtungen.
– Bei Nähten ohne Außenrand nach Abb. 10.18 muß die
untere Aufnahme a nahe an die Naht reichen, um ein Aufweiten,
vor allem bei dünnen Wänden, zu vermeiden. Das
obere Kunststoffteil b wird vorteilhaft mit einem gerundeten
Rand versehen, der das Eingreifen der Zähne c erleichtern
soll. Bei Schwungmassewerkzeugen ist manchmal ein
Außenring d erforderlich, um ein genaues Zentrieren zu
gewährleisten. Dies kann der Fall sein, wenn das untere
Kunststoffteil zuviel Spiel in der Haltevorrichtung aufweist,
oder die Kolbenstangenführung zu ungenau ist.
d
b
1-2 mm
a
c
~ 4-8 ~ 3-6
Abb. 10.18 Halte- und Mitnehmer-Vorrichtungen
s
– Das untere Kunststoffteil kann sinngemäß mit einer gleichen
Zahnkrone (siehe Abb. 10.13 und 10.20) festgehalten
werden. An dem in Abb. 10.19 gezeigten Venturirohr wird
der seitliche Rohrstutzen zum Halten benutzt. Es ist klar,
daß diese Lösung ein automatisches Einlegen erschwert
oder gar unmöglich macht. Da der untere Rohrstutzen
etwa 200 mm lang ist, wäre eine Automatisierung allerdings
ohnehin zu aufwendig. Das in Abschnitt 6 betreffend
des erforderlichen minimalen Kolbenhubes Gesagte
kommt an diesem Beispiel besonders gut zum Ausdruck.
Da die totale Länge der verschweißten Teile etwa 300 mm
beträgt, müßte man mit einem Kolbenhub von 350 mm
rechnen. Eine derartige Maschine wäre unpraktisch und
aufwendig. Auch stellt die rotierende Schwungmasse an
der langen, ausgefahrenen Kolbenstange eine Gefahr dar.
Man könnte das Problem durch Verwendung eines Drehtisches
umgehen, doch wäre auch diese Lösung aufgrund
der großen Länge der Teile unpraktisch.
Abb. 10.19 Pneumatische Klemmvorrichtung für langes Venturirohr
– Die in Abb. 10.19 vorgeschlagene Anordnung besteht deshalb
darin, daß die Aufnahme a nur die Hälfte des Teils
umschließt, und daß Letzteres mittels einer pneumatischen
Vorrichtung b angedrückt wird. Dadurch kann der Kolbenhub
klein gehalten, und die Teile leicht eingelegt und herausgenommen
werden. Auch gestattet diese Lösung, die
Naht auf den ganzen Umfang zu stützen.
– Oft kann die Zahnkrone nicht direkt über der Naht angeordnet
werden. An dem in Abb. 10.20 gezeigten Schwimmer
ist das z.B. aus technischen Gründen unmöglich. In
solchen Fällen muß die Länge L, d.h. der Abstand von der
Naht zur Zahnkrone, in einem vernünftigen Verhältnis zur
Wandstärke stehen, damit das hohe Drehmoment und der
Schweißdruck ohne nennenswerte Deformation aufgenommen
werden können. Das gilt natürlich sinngemäß
auch für das untere Kunststoffteil.
– Die Auswahl der Nahtprofile und der Mitnahme- bzw.
der Haltevorrichtung ist oft von der Wandstärke abhängig.
a
b
99

Abb. 10.20 Antrieb und Aufnahme für Schwimmer ohne Außenrand
Antreiben durch Zahnkupplung
Anstelle einer Zahnkrone, die in den Kunststoff eingedrückt
werden muß, um das Drehmoment zu übertragen, werden
gelegentlich auch Zahnkupplungen verwendet. Das Prinzip
besteht darin, daß am Kunststoffteil geeignete Zähne angespritzt
werden. Dieselben können vorstehen, oder, wie in
Abb. 10.21 gezeigt, versenkt angeordnet sein, wodurch sie
weniger störend wirken.
Die Mitnahmevorrichtung a weist gleiche aber entgegengesetzt
gerichtete Zähne auf, die bei genügend großem Spindelvorschub
in das Kunststoffteil eingreifen, ohne es zu beschädigen.
Es ist vorteilhaft, innerhalb und außerhalb der Kupplung
Ringflächen b vorzusehen, die den Schweißdruck auf das Teil
ausüben, ohne daß die Zähne unten aufliegen. Letztere dienen
also nur der Übertragung des Drehmomentes. Ihre Anzahl
soll klein gehalten werden, um die Gefahr des Abschlagens
der Zahnspitzen zu verringern.
Die Zähne sollen nicht spitz ausgelegt werden, sondern eine
kleine Fläche c von 0,3-0,5 mm aufweisen.
Dieses Prinzip ist auch geeignet für zuvor beschriebene Drehzapfenwerkzeuge,
die mit geringeren Geschwindigkeiten
arbeiten als Drehmassewerkzeuge. Bei letzteren ist auf Grund
der hohen Umfangsgeschwindigkeit ein sauberes Eingreifen
der Zähne schwieriger.
a
100
b
-15°
Abb. 10.21 Reibschweißteil mit integrierter Zahnkrone
c
L
Antreiben durch Gießmassen
In gewissen Fällen besteht auch die Möglichkeit, das Antreiben
bzw. Festhalten der Teile durch Aufnahmen aus Elastomeren
zu verwirklichen. Zu diesem Zweck wird die Gießmasse
direkt in die Mitnehme- bzw. Haltevorrichtung gegossen,
wobei ein Kunststoffteil das Gegenstück bildet und somit die
entsprechende Oberflächenform direkt erzeugt.
Da die übertragbaren Drehmomente begrenzt sind, wie übrigens
auch der zulässige Flächendruck, ist diese Methode nur
für Teile in Betracht zu ziehen, die verhältnismäßig große
Auflageflächen bieten.
Konische Teile, wie die in Abb. 10.22 dargestellten, sind für
diese Lösung am besten geeignet, da bei gegebenem Schweißdruck
ein höheres Übertragungsmoment erzielt wird.
Wenn ein Schwungmassewerkzeug mit einer derartigen
Mitnahme ausgerüstet ist und das Kunststoffteil vom
ruhenden Zustand aus auf die erforderliche Schweißdrehzahl
bringen muß, so entsteht naturgemäß ein gewisser Schlupf.
Wenn dieser zu groß ist, kann an der Oberfläche ein unzulässiger
Temperaturanstieg auftreten.
Die Auswahl der korrekten Härte der Gießmasse ist deshalb
von größter Wichtigkeit und muß experimentell bestimmt
werden. Wie in Abb. 10.22 prinzipiell dargestellt, muß die
Gießmasse a selbstverständlich mittels Bolzen, Hinterschnitten
oder Ausfräsungen an den Metallteilen gut verankert
werden. Die Aussparungen b wurden nachträglich bearbeitet,
da ein Kontakt an diesen Stellen eher hinderlich ist.
Die Herstellung von Gießmasse-Mitnahmen erfordert Erfahrung
und entsprechende Einrichtungen. Auch sind die Gestehungskosten
verhältnismäßig hoch, weshalb diese Lösung in
der Praxis keine große Verbreitung gefunden hat.
Bei Drehtischmaschinen, die mehrere gleiche Mitnahmevorrichtungen
erfordern, kann dieses Verfahren indessen unter
Umständen wirtschaftlich interessant werden.
a
a
Abb. 10.22 Schweißvorrichtung mit Gießmasse-Mitnehmern
b
b

Schweißnahtprofile
Um einwandfreie Resultate in bezug auf Dichtigkeit und
mechanische Festigkeit zu gewährleisten, müssen die Nahtprofile
gewisse Bedingungen erfüllen. Da die Festigkeit der
Naht mindestens der allgemeinen Festigkeit der beiden verschweißten
Teile entsprechen soll, muß die Schweißfläche
etwa 2-2,5 mal dem Wandquerschnitt entsprechen.
Am besten bewährt haben sich die seit vielen Jahren angewendeten
V-Nähte, von denen zwei typische Beispiele in den
Abbildungen 10.23 a und 10.23 b gezeigt werden.
Das Profil in Abb. 10.23 a kommt für Teile mit gleichen
Innendurchmessern zur Anwendung und ebenfalls für solche,
die zum Antreiben bzw. Festhalten mit Außenschultern
versehen werden können (z.B. zylindrische Gehäuse oder
Druckbehälter, die wegen der großen Länge in der Mitte
geteilt werden müssen). Das Profil in Abb. 10.23 b ist für
aufgeschweißte Böden und Abschlußklappen besonders gut
geeignet (z.B. Butangaspatronen für Feuerzeuge, Feuerlöscher,
Aerosolflaschen).
Die als Funktion der Wanddicke eingetragenen Dimensionen
sind selbstverständlich als Vorschläge zu betrachten, die der
Teilkonstruktion entsprechend angepaßt werden können.
Immerhin darf die Schweißfläche nicht verkleinert werden.
Kunststoffe mit hohem Reibwert neigen überdies bei zu kleinen
Schrägungswinkeln zu Selbsthemmung, so daß die
Zahnkrone das Teil nicht drehen kann und nur Material
abfräst. Der Winkel von 15° darf deshalb nur in Sonderfällen
unterschritten werden.
Bei Nähten entsprechend Abb. 10.23 a soll zwischen den senkrecht
zur Teilachse liegenden Flächen im ungeschweißten
Zustand etwas Spiel vorhanden sein. Damit bezweckt man, den
ganzen Anpressdruck zuerst auf die Schrägflächen zu leiten, da
dieselben fast den ganzen Anteil an Festigkeit ausmachen.
An diesen Nähten ist das Austreten einer Schweißbraue nicht
zu vermeiden, was oft störend wirkt und eine Nacharbeit
erfordert. Bei verschweißten Gehäusen, die bewegte mechanische
Teile enthalten, kann das Abbröckeln der Schweißbraue
im Inneren die Funktion gefährden und muß deshalb unbedingt
verhindert werden.
Die Abbildungen 10.24 a bis 10.24 d zeigen vier Vorschläge
von Nahtformen, die mit Rillen zur Aufnahme der Schweißbraue
ausgerüstet sind.
Eine einfache Rille nach Abb. 10.24 a verdeckt zwar die
Braue nicht, verhindert aber ein Vorstehen derselben über
den Außendurchmesser, was in gewissen Fällen genügt.
Oft wird auch eine überlappte Lippe mit einem kleinen
Spalt entsprechend Abb. 10.24 b verwendet.
Bei Abb. 10.24 c sind die Rillen so angeordnet, daß sie am
Ende der Verschweißung abschließen.
Abb. 10.24 d zeigt innen eine leicht überlappende Lippe, die
die Rille völlig abschließt und jedes Austreten von Material
verhindert. Die äußere Lippe liegt nach dem Verschweißen
auf dem Gegenrand auf.
Die Naht in Abb. 10.23 b kann, sofern die Abschlußkappe
außen vorstehen darf, ebenfalls mit einem Rand versehen
werden.
t 0,1 t
15°
0,6 t
t 0,6 t (min. 1 mm)
0,4 t
15°
0,05 t
0,6 t
0,8 t 0,8 t
1,8 t
0,4 t
a b
Abb. 10.23 a. Nahtprofil mit Außenrand
b. Nahtprofil ohne Außenrand
Abb. 10.25 zeigt einen entsprechenden Vorschlag, wie er
gelegentlich an Butangaspatronen verwendet wird. Im allgemeinen
ist eine offene Rille ausreichend. Es besteht indessen
auch die Möglichkeit, eine dünne Lippe mit einem Hinterschnitt
entsprechend a vorzusehen, wodurch die Auffangrille
vollständig abgedeckt wird. Diese Lösung kann selbstverständlich
auch außen erwünscht sein. Sie erfordert indessen
eine etwas kompliziertere Werkzeugauslegung zum Auswerfen
und sollte deshalb auf die Fälle beschränkt bleiben, wo
sie unerläßlich ist.
1,8 t
0,5 t
5°
a b
c d
15° 0,5 t
Abb. 10.24 Nahtprofil mit Aufnahmerillen für die Schweißbraue
t
5°
1,5 t 0,2 t
30°
101

Berechnung von Schwungmasse-
Werkzeugen und Maschinen
Um einen Kunststoff vom festen in den flüssigen Zustand zu
bringen, ist eine gewisse, vom Material abhängige Wärmemenge
notwendig. In der Praxis machen sich die Unterschiede
innerhalb der technischen Kunststoffe indessen
wenig bemerkbar, so daß sie in den nachfolgenden Betrachtungen
vernachläßigt werden.
Die zum Schmelzen erforderliche Wärme wird durch die in
der rotierenden Masse enthaltene Energie erzeugt. Die beim
Zusammenpressen der Nahtoberflächen entstehende Reibung
bringt die Schwungmasse in weniger als einer Sekunde zum
Stehen.
Bei Kunststoffen, die einen engbegrenzten Schmelzpunkt
besitzen, wie z.B. DELRIN ® Acetalhomopolymer, sollte das
Werkzeug nach dem Aufsetzen kaum mehr als 1-2 Umdrehungen
ausführen. Ist der Anpreßdruck ungenügend, so
dreht die Schwungmasse zu lange durch und schert das im
Erstarren begriffene Material wieder ab. Dadurch entstehen
abgeschwächte oder undichte Nähte.
Für amorphe Kunststoffe ist diese Bedingung weniger wichtig,
da sie langsamer erstarren. Man arbeitet indessen bei
allen Kunststoffen vorteilhaft mit höheren Anpreßdrücken
als unbedingt notwendig, da die Qualität der Schweißnaht
darunter nicht leidet.
102
0,8 T
0,3 T
Abb. 10.25 Nahtprofil mit Außen- und Innenabdeckung
T
a
Um mit Schwungmasse-Werkzeugen gute Nähte zu erzielen,
müssen folgende Größen betrachtet werden.
– Umfangsgeschwindigkeit an der Schweißnaht
Sofern dies technisch möglich ist, sollte sie nicht unter
10 m/s liegen. Bei kleinen Teildurchmessern ist man indessen
gelegentlich gezwungen, zwischen 5 und 10 m/s zu
arbeiten, da sonst die Drehzahl zu hoch wird. Allgemein
kann man indessen sagen, daß hohe Umfangsgeschwindigkeiten
bessere Ergebnisse zeigen. Auch bezüglich der
Abmessungen der Schwungmasse ist es von Interesse, mit
möglichst hohen Drehzahlen zu arbeiten, da die Werkzeuge
für ein gegebenes Teil kleiner werden.
– Die Schwungmasse
Da die in der Schwungmasse enthaltene Energie eine Funktion
der Drehzahl und des Trägheitsmomentes ist, müssen
beide Größen in Abhängigkeit zueinander festgelegt werden.
Der Einfluß der Drehzahl erfolgt im Quadrat, so daß
schon geringe Veränderungsmöglichkeiten derselben eine
gute Anpassung an das gewünschte Resultat zulassen.
Für technische Kunststoffe kann man allgemein annehmen,
daß zum Verschweißen von 1 cm 2 projezierter Nahtoberfläche
50 Nm Arbeit notwendig sind.
Die Materialmenge, die geschmolzen werden muß, hängt
indessen noch zusätzlich von der Genauigkeit ab, mit der
die Nahtprofile aufeinander passen, also auch von den
Spritztoleranzen. Es wäre deshalb müßig, zu genaue
Berechnungen anzustellen, da man ohnehin meistens
mit einer Anpassung der Drehzahl rechnen muß.
– Der Anpreßdruck
Wie schon weiter oben erwähnt, ist der Anpreßdruck so
zu bemessen, daß das Werkzeug nach dem Aufsetzen nur
noch etwa 1–2 Umdrehungen macht.
Als Berechnungsgrundlage kann man annehmen, daß ein
spezifischer Druck von 5 MPa auf die projezierte Nahtfläche
erforderlich ist. Es genügt indessen nicht, den Kolbendurchmesser
und den Luftdruck entsprechend festzulegen.
Auch die Zufuhrleitungen und die Ventile müssen so
dimensioniert sein, daß der Kolbenvorschub schlagartig
erfolgt. Ist dies nicht der Fall, so fährt das Werkzeug zu
langsam nach unten, und der Druck im Zylinder baut sich
zu spät auf. Eine große Zahl fehlerhafter Schweißnähte in
der Praxis sind auf diese Fehler zurückzuführen.
– Der Nachdruck
Das sich im flüssigen Zustand befindliche Material braucht
eine gewisse Zeit zum Erstarren. Es ist deshalb unbedingt
notwendig, den Druck entsprechend lange aufrechtzuerhalten.
Die Zeitdauer hängt vom Kunststoff ab und wird
am besten durch Versuche ermittelt. Für DELRIN ® liegt sie
bei 0,5-1 Sekunde, während für amorphe Kunststoffe
etwas mehr Zeit benötigt wird.

Graphische Bestimmung
der Schweißgrößen
Das Nomogramm, Abb. 10.26, gestattet eine schnelle und
einfache Festlegung der wichtigsten Daten und ist für alle
technischen Kunststoffe durchaus geeignet.
Zuerst bestimmt man den mittleren Nahtdurchmesser d in
Abb. 10.27 sowie die projezierte Nahtfläche F.
ø D (mm)
120
110
100
95
90
85
80
75
70
65
60
55
50
20
10
8
6
5
4
3
2
1,5
1
0,8
0,6
0,4
0,3
0,2
F (cm2 )
4
L (mm)
30
40
506070
80
90 100
120
10000
5000
3000
2000
P (N)
1000
500
400
300
200
Abb. 10.26 Nomogramm zur Bestimmung der Schweißparameter
2
8000 t/min ød 25 mm
7000 28
6000 33
5000 40
4000 50
3500 57
3000 65
2500 80
2000 100
1800 110
1600 125
1400 140
1200 165
1000 200
3 1
Beim eingezeichneten Beispiel beträgt die Fläche F etwa 3 cm2 und der mittlere Nahtdurchmesser d 60 mm. Man fährt also
von der linken Skala von 3 cm2 ausgehend nach rechts bis zum
Schnittpunkt mit der Durchmesserlinie 60 (Punkt 1) und von
dort senkrecht nach oben. Dort wählt man dann einen Durchmesser
und die dazugehörende
Länge der Schwungmasse beliebig (Abb. 10.28). Immerhin
sollte der Durchmesser größer sein als die Länge, um die
Gesamthöhe des Werkzeuges klein zu halten.
Im gezeigten Beispiel hat man einen Durchmesser von 84 mm
gewählt, was eine Länge von 80 mm ergibt (Punkt 2).
Dem Nomogramm ist eine Umfangsgeschwindigkeit von
10 m/s zu Grunde gelegt, was für das gezeigte Beispiel
von 60 mm ∅ eine Drehzahl von etwa 3200 U/min ergibt.
Man kann indessen auch eine höhere Drehzahl, z.B. 4000,
wählen, welche den Schnittpunkt 3 ergibt. Wenn man von
diesem Punkt nach oben fährt, werden die Werkzeugabmessungen
selbstverständlich kleiner. Im gezeigten Fall
wurde auf Punkt 4 ein Durchmesser von 78 mm gewählt,
zu dem eine Länge von 70 mm gehört.
100
Wenn man von der Fläche 3 cm2 horizontal auf die rechte
Skala geht, findet man gleichzeitig den notwendigen
Anpreßkraft, der im gezeigten Beispiel etwa 1500 N beträgt.
Das Nomogramm berücksichtigt nur die Außenabmessungen
des Werkzeuges und vernachläßigt die Bohrungen. Diese
werden jedoch von der Aufnahmevorrichtung einigermaßen
kompensiert, so daß die Werte trotzdem genügend genau
sind.
Ø d
Abb. 10.27 Bestimmung des mittleren Nahtdurchmessers
L
Abb. 10.28 Schweißkopf-Abmessungen
Ø d
F F
P
Ø D
103

Motorantriebsleistung
Schwungmasse-Werkzeuge haben neben vielen anderen
positiven Eigenarten auch den Vorteil, daß zum Antrieb
nur geringe Leistungen benötigt werden.
Da die totale Zykluszeit bei einer halb- oder vollautomatischen
Anlage zwischen einer und zwei Sekunden liegt, hat
der Motor genügend Zeit, die Schwungmasse auf die
Betriebsdrehzahl zu beschleunigen. Die im Werkzeug enthaltene
kinetische Energie wird während des Schweißvorganges
in so kurzer Zeit in Wärme umgesetzt, daß dabei erhebliche
Leistungen auftreten.
Wenn z.B. die beiden auf dem Nomogramm (Abb. 10.26)
aufgeführten Werkzeuge in 0,05 s abgebremst werden, geben
sie während dieser Zeitdauer eine Leistung von etwa 3 kW
ab. Wenn sie bis zur nächsten Schweißung eine Sekunde Zeit
für die Wiederbeschleunigung haben, wäre dazu theoretisch
nur eine Leistung von 150 W notwendig.
Für die meisten in der Praxis anfallenden Teile genügen deshalb
Motorleistungen von 0,5 kW.
Wie schon bereits erwähnt, ist eine Anpassungsmöglichkeit
der Drehzahl wünschenswert. Handelt es sich indessen um
eine Produktionsanlage, auf der immer gleiche Teile verschweißt
werden, so erfolgt die Anpassung der Drehzahl
meistens durch Verändern der Riemenscheibendurchmesser.
Qualitätskontrolle geschweißter Teile
Um eine gleichmäßig gute Qualität zu erreichen, sollten die
Nähte am Profilprojektor zuerst auf Paßgenauigkeit untersucht
werden. Zu große Abweichungen der Profile sowie der
Durchmesser (Spritzgußtoleranzen) können den Schweißvorgang
erschweren und die Qualität vermindern. Korrekt dimensionierte
Nähte und gewissenhaft verarbeitete Teile erübrigen
ohne weiteres eine spätere systematische Kontrolle.
Stimmen beispielsweise die Winkel der beiden Profile schlecht
aufeinander, so entsteht nach Abb. 10.29 eine äußerst spitze
Kerbe, die unter Belastung unzulässige Spannungsspitzen
erzeugt, und damit die Festigkeit des ganzen Teils vermindert.
Auch muß zuviel Material weggeschmolzen werden.
Abb. 10.29 Profilfehler
104
Ausschlaggebend für die Beurteilung der Naht ist je nach der
Anwendung die mechanische Festigkeit, die Dichtigkeit
gegen flüssige oder gasförmige Stoffe oder beides zusammen.
Die möglichen Prüfverfahren können wie folgt
beschrieben werden:
– Eine visuelle Kontrolle der Nähte ist nur sehr begrenzt
möglich und gibt keine Auskunft betreffend der Festigkeit
und der Dichtigkeit. Sie kann nur an Teilen erfolgen, an
denen die Schweißbraue sichtbar ist. Wenn die Schweißbedingungen
korrekt sind, muß am ganzen Nahtumfang
eine kleine, gleichmäßige Braue austreten.
Ist sie unregelmäßig, zu groß oder gar nicht vorhanden,
so muß die Drehzahl korrigiert werden. Selbstverständlich
hat man kein Interesse, mehr Kunststoff wegzuschmelzen
als unbedingt erforderlich. Wenn indessen überhaupt kein
Material austritt, hat man keine Gewähr, daß die Naht
genügend gut verschweißt ist.
Das Aussehen der Schweißbraue hängt nicht nur vom
Kunststoff, sondern auch von der Viskosität und eventuellen
Zusätzen ab. So ergibt z.B. DELRIN ® 100 eher eine faserige
Braue, während DELRIN ® 500 einen verschmolzenen
Schweißgrat zeigt. Des weiteren hat auch die Umfangsgeschwindigkeit
einen Einfluß auf das Aussehen, so daß
daraus keine Schlüsse in bezug auf die Qualität gezogen
werden können.
– Festigkeitsprüfungen der Nähte bis zu deren Zerstörung
sind die einzige Möglichkeit, die Qualität der Schweißung
richtig beurteilen und daraus endgültige Schlüsse ziehen
zu können. Die weitaus meisten rotationsgeschweißten
Teile sind geschlossene Behälter, die unter dauerndem
oder kurzzeitigem Innen- oder Außendruck stehen (Feuerzeuge,
Gaspatronen, Feuerlöscher). Daneben gibt es eine
große Zahl Schwimmer, welche unbelastet sind und nur
eine dichte Schweißung aufweisen müssen. Alle derartigen
Teile wird man ungeachtet der im Betrieb tatsächlich
auftretenden Spannungen am besten und einfachsten mittels
langsam aber kontinuierlich ansteigendem Innendruck
zum Bersten bringen. Eine derartige Anlage sollte die
Möglichkeit bieten, die Teile während des Druckanstieges
beobachten zu können.
Aus sichtbaren, vor dem Bersten auftretenden Deformationen
können sehr oft wertvolle Rückschlüsse auf eventuelle
Konstruktionsfehler und daraus resultierende Schwachstellen
gezogen werden.
Nach dem Berstversuch sollen die Teile, vor allem aber
die Schweißnähte, gründlich untersucht werden. Wenn die
Naht korrekt dimensioniert und verschweißt ist, dürfen die
Profilflächen nicht sichtbar sein. Die Brüche müssen quer
durch die Naht oder an ihr entlang gehen. Im letzteren Fall
läßt sich allerdings nicht feststellen, ob die Naht direkte
Ursache des Bruches ist. Dies kann der Fall sein, wenn,
wie z.B. in Abb. 10.29 gezeigt, eine starke Kerbwirkung
vorhanden ist. Wenn es sich um Teile handelt, die im
Betrieb unter dauerndem Innendruck stehen und Temperaturschwankungen
ausgesetzt sind, so muß der Berstdruck
8-10 mal dem Betriebsdruck entsprechen. Nur dann hat
man Gewähr, daß sich das Teil über die ganze Lebensdauer
den Erwartungen entsprechend verhält (z.B. Butangas-Feuerzeuge).

Da es sich immer um zylindrische Körper handelt, ist es sehr
aufschlußreich, die Tangential-Bruchspannungen nachzurechnen
und sie mit der tatsächlichen Zugfestigkeit des Kunststoffes
zu vergleichen. Ist das Verhältnis schlecht, so muß die
Ursache nicht unbedingt in der Schweißnaht gesucht werden.
Konstruktionsfehler, Orientierung beim Füllen dünner Wände,
ungünstige Anordnung oder Dimensionierung des Anschnittes,
Schweißlinien oder seitliches Ausweichen des Kerns und
somit unregelmäßige Wanddicken können ebenfalls Gründe
dafür sein.
Bei glasfaserverstärkten Kunststoffen liegen die Verhältnisse
etwas anders. Mit zunehmendem Glasgehalt erhöht sich
einerseits die Festigkeit, andererseits wird der Anteil der
schweißbaren Oberfläche wegen der vorhandenen Glasfasern
kleiner. Somit wird das Verhältnis vom tatsächlichen zum
theoretischen Berstdruck ungünstiger und die Schweißnaht
kann in gewissen Fällen die schwächste Stelle werden.
Wie wichtig schon die konstruktive Gestaltung rotationsverschweißter
Druckbehälter ist, geht aus den folgenden zwei
Beispielen hervor:
Die beiden Patronen aus DELRIN ® 500 Acetalhomopolymer
nach Abb. 10.30 wurden nach dem Verschweißen unter
Innendruck geborsten und ergaben folgende Resultate:
Patrone A riß in der Ebene X-X, ohne daß der zylindrische
Teil oder die Schweißnaht beschädigt wurden. Dieser Bruch
ist zweifellos auf den flachen Boden und die scharfe Innenkante,
also einen Konstruktionsfehler, zurückzuführen.
Der Berstdruck betrug nur 37% des theoretisch möglichen.
X X
A (schlecht) B (gut)
Abb. 10.30 Schlecht und gut ausgelegte Druckkörper
Patrone B barst zuerst in der Fließrichtung des Zylinders
und anschließend der Naht entlang, ohne sie aufzureißen.
Der Berstdruck betrug 80% des theoretisch errechneten,
was als annehmbar betrachtet werden darf.
Aus den Werten der mechanischen Nahtfestigkeit kann man
allerdings keine Schlüsse in bezug auf die Dichtigkeit gegen
Flüssigkeiten oder Gase ziehen.
Druckbehälter und Schwimmer müssen deshalb noch zusätzlich
mit dem entsprechenden Medium geprüft werden. Unter
Innendruck stehende Gefäße wird man etwa mit dem halben
Berstdruck belasten, um schwache Stellen sicher ermitteln
zu können.
X
Schwimmer und andere geschlossene Behälter werden durch
Eintauchen in heißes Wasser auf Blasenbildung an der Naht
untersucht. Schneller und sicherer ist das Arbeiten mit
Unterdruck, wozu ein einfaches Gerät, wie es gelegentlich
zum Prüfen von wasserdichten Uhren verwendet wird,
genügt.
– Abb. 10.31 veranschaulicht ein solches Gerät und stellt
einen entsprechenden Vorgang dar.
Ein runder Glasbehälter a, dessen Größe den Teilen entsprechend
gewählt wird, ist mit einem lose aufgelegten
Deckel b über eine Weichgummidichtung verschlossen.
Ein Sieb c hält die Prüflinge unter Wasser. Da das Wasserniveau
bis nahe an den Gefäßrand reicht, muß nur ein
geringes Luftvolumen abgesaugt werden, um einen ausreichenden
Unterdruck zu erzeugen. Dazu genügt schon ein
einziger Kolbenhub einer handbetätigten Pumpe. Vorzugsweise
wird man das Gerät mit einem einstellbaren Ventil
versehen, um den Unterdruck zu begrenzen und damit
Blasenbildung durch Sieden zu vermeiden.
c
d
Abb. 10.31 Vakuum-Dichtigkeitsprüfgerät
Prüfung von Schweißnähten durch Mikrotomschnitte
Wenn die konstruktive Auslegung und die Schweißung korrekt
durchgeführt werden, sollten sich Mikrotomschnitte erübrigen.
Sie erfordern nicht nur einen erheblichen Aufwand
an Einrichtungen, sondern auch entsprechende Erfahrungen.
Immerhin läßt sich damit gelegentlich die Ursache undichter
Nähte feststellen, wie dies z.B. auf Abb. 10.32 der Fall ist.
Man sieht hier deutlich, wie die V-Rille durch die Schweißpressung
aufgedrückt und das Gegenprofil nicht bis auf den
Grund geschweißt wurde. Der offen gebliebene Hohlraum
mit der scharfen Ecke hat nicht nur eine Kerbwirkung, sondern
erhöht auch die Gefahr der Undichtheit.
Die Prüfung von Rotationsschweißnähten sollte nur zu Beginn
einer Produktion und später nur noch in Form von Stichproben
durchgeführt werden oder wenn die Gefahr besteht, daß sich
in der Verarbeitung oder im Schweißvorgang etwas verändert
hat. Die Ausschußquote bleibt bei richtigem Vorgehen klein
und rechtfertigt deshalb nicht die systematische Prüfung aller
Teile.
b
a
105

Abb. 10.32 Dünnschnitt-Kontrolle
Schweißen von Teilen mit Doppelnähten
Das gleichzeitige Schweißen von zwei Nähten, wie dies z.B.
für den Vergaserschwimmer nach Abb. 10.33 notwendig ist,
erfordert besondere Maßnahmen und vermehrte Sorgfalt. Die
Praxis hat gezeigt, daß keine guten Resultate erzielt werden
können, wenn die beiden Hälften mittels Zahnkronen angetrieben
bzw. gehalten werden. Es müssen deshalb auf jeden
Fall Vertiefungen oder Rippen vorgesehen werden. Weiterhin
ist es vorteilhaft, am Werkzeug die innere Auflagefläche
gegenüber der äußeren in der Höhe einstellbar vorzusehen,
um damit den Anpressdruck den Anforderungen entsprechend
auf die beiden Nähte verteilen zu können.
Die Schwungmasse und den Anpressdruck wird man in solchen
Fällen für die Summe der Nahtoberflächen bemessen.
Dagegen soll die Drehzahl dem kleineren Durchmesser entsprechend
gewählt werden.
Abb. 10.33 zeigt einen Doppelnaht-Schwimmer mit geeigneten,
einstellbaren Aufnahmen und kleinen Rippen zum
Antreiben bzw. Festhalten der Teile. Nach dem Schweißen
fährt die Spindel nicht ganz nach oben, um ein Einlegen des
Teils in das stehende Werkzeug zu ermöglichen.
Erst danach wird eingekuppelt und die Schwungmasse auf
Drehzahl gebracht.
Es ist empfehlenswert, die Kunststoffteile so zu dimensionieren,
daß man die innere Naht zuerst anfängt zu schweißen,
d.h. wenn die äußere noch etwa 0,2-0,3 mm Luft aufweist
(Abb. 10.34).
Das Schweißen von doppelten Nähten wird umso schwieriger,
je größer das Verhältnis der beiden Durchmesser ist. Obwohl
man in der Praxis Teile mit einem Außendurchmesser von
50 mm und einem Innendurchmesser von 10 mm noch verbinden
konnte, sind das doch Ausnahmefälle.
106
Abb. 10.33 Doppelnaht-Schweißung mit Antriebs- bzw. Halterippen
Abb. 10.34 Verzögerter Beginn der Außenhautschweißung
Abb. 10.35 Umgehen der Doppelschweißung mittels eines dritten
Teils (Zerlegung der Doppelnaht in zwei getrennte
Schweißungen)

Man darf derartige Konstruktionen nur mit größter Vorsicht
und nach entsprechender Beratung durch Fachleute ausführen.
Wenn man den sicheren Weg beschreiten und kein Risiko
eingehen will, wählt man besser eine Lösung entsprechend
Abb. 10.35. Hier ist die Doppelnaht in zwei einfache Schweißungen
getrennt, die nacheinander erfolgen und bei richtiger
Anpassung keine Probleme darstellen. Da bei dieser Lösung
die Teile normal mit Zahnkronen angetrieben werden können,
lassen sie sich leichter in eine vollautomatische Anlage
einfügen. Der Gesamtaufwand ist deshalb kaum größer als
für eine Doppelnaht, dagegen sind keine langwierigen und
kostspieligen Vorversuche notwendig
.
Das Verschweißen gefüllter
und verschiedenartiger Kunststoffe
Gefüllte Kunststoffe lassen sich im allgemeinen ebenso gut
rotationsschweißen wie ungefüllte. Wenn die Füllstoffe den
Reibwert vermindern, muß unter Umständen der Schweißdruck
erhöht werden, um die Abbremszeit der Schwungmasse
kurz zu halten.
Bei glasfasergefüllten Materialien wird die Nahtfestigkeit
theoretisch kleiner, da die Glasfasern die tatsächlich verschweißte
Fläche verringern. Diese Tatsache macht sich
in der Praxis indessen selten bemerkbar, da der schwächste
Punkt meistens ohnehin nicht in der Naht liegt. Falls erforderlich,
kann das Nahtprofil etwas vergrößert werden.
Glasfasern bewirken in allen Kunststoffen eine erhebliche
Verkleinerung der Bruchdehnung, so daß Spannungskonzentrationen
verheerend wirken. Diesem Umstand wird in der
Konstruktion viel zu wenig Rechnung getragen.
Gelegentlich steht man auch vor dem Problem, Kunststoffe
verschiedener Gruppen und ungleicher Schmelzpunkte verschweißen
zu müssen. Dies wird naturgemäß umso schwieriger,
je weiter die Schmelzpunkte auseinander liegen. Man
kann in solchen Fällen nicht mehr von einer eigentlichen
Verschweißung sprechen, da es sich mehr um ein mechanisches
Verhängen der Oberflächen handelt. Die Nahtfestigkeit
genügt dann nur noch geringen Anforderungen. Es kann auch
notwendig sein, spezielle Nahtprofile anzuwenden und mit
sehr hohen Schweißdrücken arbeiten zu müssen.
Die wenigen in der Praxis vorkommenden Verbindungen
dieser Art betreffen indessen ausschließlich unbelastete
Schweißnähte.
Als typische Beispiele dieser Art kann man Ölstandsanzeiger
und Schaugläser aus Polycarbonat erwähnen, die in Gehäuse
aus DELRIN ® eingeschweißt werden.
Nachfolgende Versuchsresultate sollen einige Anhaltspunkte
über mögliche Verbindungen von DELRIN ® mit anderen Kunststoffen
geben:
Der in Abb. 10.13 gezeigte Schwimmer aus DELRIN ® erreicht
einen Berstdruck von etwa 4 MPa.
Wird eine Abschlußkappe aus einem anderen Material auf
den Körper aus DELRIN ® geschweißt, so ergeben sich folgende
Berstdrücke:
ZYTEL ® 101 (Polyamid) 0,15–0,7 MPa
PC 1,2 –1,9 MPa
PMMA 2,2 –2,4 MPa
ABS 1,2 –1,6 MPa
Dabei ist zu beachten, daß bei allen erwähnten Verbindungen
die Schweißnaht schwächer ist als die Materialfestigkeit.
Rotationsschweißen von weichen
Thermoplasten und Elastomeren
Von wenigen Ausnahmen abgesehen (PTFE) hat ein Kunststoff
einen umso höheren Reibwert, je weicher er ist.
Das Rotationsschweißen wird deshalb aus drei Gründen mit
zunehmender Weichheit schwieriger oder sogar unmöglich.
– Der hohe Reibwert hat eine so starke Bremswirkung, daß
die Schwungmasse nicht im Stande ist, durch Reibung
Wärme zu erzeugen. Ein großer Teil der Energie wird
durch die Deformation des Teils absorbiert, ohne daß
genügend Relativbewegung auf den Schweißflächen stattfindet.
Erhöht man die Energie, so riskiert man eher eine
Beschädigung der Teile als eine Verbesserung der Verhältnisse.
Das Problem kann manchmal so gelöst werden, daß man
Schmierstoff auf die Nahtfläche sprüht (z.B. Silikon-
Formtrennmittel). Dadurch wird der Reibwert zuerst sehr
klein und die Drehung findet normal statt. Auf Grund der
hohen spezifischen Pressung wird der Schmierstoff jedoch
sehr schnell weggedrückt, wodurch der Reibwert ansteigt
und das Material zum Schmelzen kommt.
– Bei weichen Kunststoffen, die im Gegenteil einen sehr
niedrigen Reibwert aufweisen (PTFE), müßte der spezifische
Flächendruck sehr viel höher sein, um in kurzer Zeit
genügend Reibwärme zu erzeugen. Die meisten Teile wären
ohnehin nicht im Stande, den hohen Axialdruck ohne bleibende
Deformation aufzunehmen. Für diese Kunststoffe
gibt es gegenwärtig noch kein sicheres Vorgehen, um
befriedigende Rotationsschweißungen zu erzeugen.
– Teile aus weichen Kunststoffen können nur schwer in Aufnahmevorrichtungen
festgehalten bzw. gedreht werden. Die
Übertragung des hohen Drehmomentes wird deshalb ein
oft unlösbares Problem, vor allem auch, weil kaum Zahnkronen
verwendet werden können.
Zusammenfassend kann man deshalb sagen, daß derartige
Grenzfälle mit äußerster Vorsicht zu behandeln sind, und daß
die Entwicklungen entsprechende Vorversuche unumgänglich
machen.
Beispiele handelsüblicher
und experimenteller Schweißmaschinen
Die in Abb. 10.36-10.38 gezeigten Maschinen sollen einige
ausgewählte Beispiele aus der großen Zahl der in der Praxis
verwendeten Schweißvorrichtungen illustrieren.
107

Beispiele für handelsübliche Mecasonic Rotationsschweißmaschine sowie
für Versuchsmaschinen
Abb. 10.36 Handelsübliche Mecasonic Rotationsschweißmaschine
108

Abb. 10.37 Tisch-Rotationsschweißmaschine
In der Grundausführung, die das Bild zeigt, ist die Maschine mit einem Dreiphasen-Kurzschlußankermotor ausgerüstet.
Die Schwungmasse mit der Aufnahmevorrichtung ist direkt auf der Kolbenstange gelagert und entspricht dem in Abb. 10.12/10.13
gezeigten Prinzip. Die Maschine wird auch mit Drehtisch, regelbarer Drehzahl und vollautomatischer Zuführung verwendet.
109

Abb. 10.38 Rotationsschweißmaschine
110

Ultraschallschweißen
Einführung
Das Ultraschallschweißen ist ein schnelles und wirtschaftliches
Verfahren zur Verbindung von Kunststoffteilen und
eignet sich hervorragend zur Montage qualitativ hochwertiger,
in großen Stückzahlen hergestellter Kunststoffartikel.
Das Ultraschallschweißen ist ein relativ neues Verfahren, das
sich bei amorphen Kunststoffen wie Polystyrol, die eine niedrige
Erweichungstemperatur aufweisen, problemlos anwenden
läßt. Beim Verschweißen von amorphen Kunststoffen mit
höheren Erweichungstemperaturen, von kristallinen Kunststoffen
und von Kunststoffen mit geringer Steifheit erfordern
die Konstruktion sowie die Montage sorgfältige Planung und
Kontrolle.
Dieser Beitrag soll die theoretischen Grundlagen und die
praktischen Leitlinien für das Ultraschallschweißen von Teilen
aus technischen Kunststoffen von DuPont darstellen.
Das Ultraschall-Schweißverfahren
Beim Ultraschallschweißen werden hochfrequente Schwingungen
mit Hilfe eines vibrierenden Schweißwerkzeuges,
der sogenannten «Sonotrode», auf zwei zu verschweißende
Teile oder Werkstoffschichten übertragen. Die Verschweißung
tritt infolge der Wärme ein, die an den Berührungsflächen
der schwingenden Teile oder Schichten erzeugt wird.
Die zum Ultraschallschweißen benötigte Geräteausrüstung
besteht aus einer Haltevorrichtung zur Fixierung der Teile,
einer Sonotrode, einem elektromechanischen Wandler zur
Erregung der Sonotrode, einem Hochfrequenzgenerator und
einer Zeitsteuerung.
Wandler oder
Konverter
Sonotrode
Kunststoffteile
Haltevorrichtung
Hochfrequenzgenerator
Zeitsteuerung
Abb. 10.41 Aufbau eines Ultraschall-Schweißgerätes
Abb. 10.42 Typische Ultraschall-Schweißgeräte, b mit magnetostriktivem
Wandler, a mit piezoelektrischem Wandler
Das in Abb. 10.41 dargestellte Schweißgerät wird weiter unten
noch im einzelnen beschrieben. Typische handelsübliche Ultraschallschweißgeräte
sind in Abbildung 10.42 dargestellt.
Die durch die Sonotrode auf die zu verschweißenden Teile
übertragenen Schwingungen lassen sich als Wellen verschiedener
Arten beschreiben:
a. Längswellen breiten sich in jedem Material aus: in Gasen
und Flüssigkeiten ebenso wie in festen Stoffen. Sie pflanzen
sich in der Richtung der Achse der Schwingungsquelle
fort. Identische Schwingungszustände (d.h. Schwingungsphasen)
sind sowohl dimensional als auch longitudinal
von der Wellenlänge abhängig. Beim Betrieb mechanischer
Resonatoren spielt die Längswelle fast ausschließlich
die Rolle eines immateriellen Energieträgers
(Abb. 10.43a).
b. Im Gegensatz zur Längswelle kann die Transversalwelle
nur in festen Körpern erzeugt und weitergeleitet werden.
Transversalwellen sind hochfrequente elektromagnetische
Wellen, Licht usw. Scherspannungen sind erforderlich,
um eine Transversalwelle zu erzeugen. Letztere bewegt
sich in einer Richtung, die rechtwinklig zur Schwingungsquelle
verläuft (Transversalschwingung). Diese Art von
Wellen ist so weit wie möglich beim Ultraschallschweißen
zu unterdrücken, da nur die Grenzflächenschicht der
Sonotrode Schwingungen unterworfen ist und somit
keine Energie auf die Berührungsflächen der Energieverbraucher
übertragen wird (Abb. 10.43b).
a
b
111

c. Zirkularwellen werden ausschlielich durch die Längserregung
eines Teils hervorgerufen. Darüberhinaus setzt
die Entstehung solcher Wellen im Anwendungsbereich
von Ultraschall asymmetrische Massenverhältnisse voraus.
In dem Bereich, mit dem wir uns befassen, bringt
diese Wellenart erhebliche Probleme mit sich. Wie in
Abb. 10.43c dargestellt, werden an der Oberfläche des
benutzten Mediums Bereiche geschaffen, die hohen
Druckbelastungen ausgesetzt sind; es treten auch Bereiche
hoher Zugspannung auf, was bedeutet, daß partielle
Kräfte hoher Intensität erzeugt werden.
Übrigens werden bei der Übertragung der Ultraschallwellen
vom Wandler zur Sonotrode durch diese Wellen reziproke
Schwingungen vom piezoelektrischen Keramikinstrument
zum Wandler hervorgerufen, die zur Zerstörung der Piezoelemente
führen können.
Bei der Konstruktion von Sonotroden sollten diese Gegebenheiten
und die Unterdrückung zirkular polarisierter Wellen
sorgfältig beachtet werden.
Beim Schweißvorgang setzt die wirksame Verwendung der
Ultraschallenergie voraus, daß eine bestimmte Menge örtlich
begrenzter molekulärer Reibungswärme erzeugt wird, um
absichtlich eine gewisse «Ermüdung» der Werkstoffschicht
an der Nahtstelle oder Berührungsfläche zwischen den zu
verschweißenden Kunststoffteilen hervorzurufen.
Während des Schweißens wird in den zu verschweißenden Teilen
durchgängig Wärme erzeugt. Abb. 10.44 illustriert einen
Versuch, bei dem ein Stab von 10 × 10 mm Durchmesser und
60 mm Länge mit einem flachen Block aus einem ähnlichen
Kunststoff verschweißt wird. Zur Übertragung von Ultraschallschwingungen
auf den Stab wird an dessen oberem Ende ein
Ultraschall-Schweißwerkzeug angebracht.
112
Bewegungsrichtung
der Partikel
Schwingungsrichtung
der
Partikel
B A B A B A
(b)
�
(a)
Fortpflanzungsrichtung
der Wellen
�
Fortpflanzungsrichtung
der Wellen
Wellenlänge Bewegungsrichtung
der Partikel
�
(c)
Fortpflanzungsrichtung der Wellen
Abb. 10.43 a. Längswelle – b. Transversalwelle – c. Zirkularwelle
Der Block ruht auf einer festen Unterlage, die als Reflektor für
die Schallwellen dient, die durch den Stab und den Block wandern.
An verschiedenen Punkten entlang des Stabes werden
Thermoelemente angebracht. Ultraschall-Schwingungen werden
5 Sekunden lang zur Anwendung gebracht. Das Diagramm
zeigt die zeitabhängige Temperaturänderung an den 5 Meßpunkten
entlang des Stabes. Die höchsten Temperaturen sind
an der Berührungsfläche zwischen Schweißwerkzeug und Stab
sowie an der Berührungsfläche zwischen Stab und Block anzutreffen,
sie treten jedoch zu verschiedenen Zeitpunkten auf.
Wenn an der Berührungsfläche zwischen den Teilen genügend
Wärme erzeugt wird, kommt es zur Erweichung und zum
Schmelzen der Kontaktflächen. Unter Druck entsteht eine
Schweißnaht.
Schweißgeräte
Die zum Ultraschallschweißen erforderlichen Geräte sind im
Vergleich zu der Ausrüstung, die für andere Schweißverfahren
wie Reibschweißen oder Heizelementschweißen benötigt
wird, relativ aufwendig und kompliziert. Zu einem kompletten
System gehören ein elektrischer Hochfrequenzgenerator,
Zeitsteuerungen, ein Wandler, der elektrische Energie in
mechanische Schwingungen umsetzt, eine Sonotrode und
eine – gegebenenfalls automatisierte – Haltevorrichtung
für die zu verschweißenden Teile.
a. Hochfrequenzgenerator
Bei den meisten handelsüblichen Geräten erzeugt die Generatoreinheit
eine Ausgangsfrequenz von 20 kHz mit einer
durchschnittlichen Nennleistung, die zwischen einigen hundert
und über tausend Watt liegen kann. In neuerer Zeit hergestellte
Generatoren sind volltransistoriert, arbeiten mit
niederigeren Spannungen als die früheren Röhrengeräte und
weisen Impedanzen auf, die denen der gebräuchlichsten
Wandler, die an den Generatorausgang angeschlossen werden,
recht nahe kommen.
b. Wandler
Die zum Ultraschallschweißen verwendeten Wandler sind
elektromechanische Vorrichtungen, die dazu dienen, hochfrequente
elektrische Impulse entweder nach dem piezoelektrischen
oder aber nach dem magnetostriktiven Prinzip in
hochfrequente mechanische Schwingungen umzuwandeln.
Piezoelektrische Werkstoffe ändern ihre Länge, wenn eine
elektrische Spannung angelegt wird. Sie können eine Kraft
auf alles ausüben, was sie daran zu hindern sucht, ihre
Abmessungen zu verändern – so zum Beispiel die Trägheit
einer an das piezoelektrische Material angrenzenden Masse.
c. Sonotrode
An den Ausgang des Wandlers wird eine Sonotrode angeschlossen.
Diese Sonotrode hat zwei Funktionen:
a. sie überträgt die Ultraschall-Schwingungen auf die zu
verschweißenden Teile;
b. sie erzeugt den Druck, der erforderlich ist, um eine
Schweißnaht zu bilden, sobald die Berührungsflächen
geschmolzen sind.

Sonotrode
15 15 15 15
Reflektor
(a)
N 1
N 2
N 3
N 4
N 5
Temperature, Temperatur, °C °C
200
100
0
20
t, s
(b)
Die Kunststoffteile stellen für den Wandler eine «Last» oder
Impedanz dar. Die Sonotrode dient zur Anpassung des Wandlers
an diese Last und wird deshalb manchmal auch als Impedanz-Anpassungstransformator
bezeichnet. Die Anpassung
erfolgt durch Vergrößerung der Amplitude (und damit auch
der Geschwindigkeit) der vom Wandler erzeugten Schwingungen.
Als Maß für die Verstärkung kann die Gesamtbewegung
oder doppelte Amplitude des Wandlerausgangs beispielsweise
ungefähr 0,013 mm betragen, während die für
den Schweißbereich geeigneten Schwingungen von 0,05 bis
0,15 mm reichen können. Die Verstärkung oder der «Gewinn»
ist einer der für die Konstruktion von Sonotroden ausschlaggebenden
Faktoren. Einige typische Sonotroden sind in
Abb. 10.45 dargestellt.
Sonotroden mit stufenförmigem, konischem, Exponential-,
Katenoid- oder Fourier-Profil und relativer Angabe der
Schwingungsamplitude (bzw. -geschwindigkeit) und der
sich daraus ergebenden Spannungsverteilung entlang des
Sonotrodenkörpers können an den «Spannungsbäuchen»,
die an den Enden eines jeden Halbwellen-Elements auftreten,
vgl. Abb. 10.46, kaskadenartig miteinander verbunden
werden.
Derart gekoppelte Sonotroden verstärken die Schwingungsamplitude
der letzten in Serie geschalteten Sonotrode (oder
schwächen sie ab, soweit erwünscht). Eine solche Anordnung
ist in Abb. 10.47 dargestellt. Die mittlere, zwischen
Wandler und Schweiß-Sonotroden angeordnete Sonotrode
wird üblicherweise als Booster bezeichnet und stellt eine
bequeme Methode dar, die Amplitude zu verändern, die
eine wichtige Variable beim Ultraschallschweißen
darstellt.
p
5
2
4
3
1
10
Schweißnaht
Temperature, Temperatur, °C °C
250
200
140
100
l, mm
30 40 0 15 30 45 60
Thermoelemente
N 1 N 2 N 3 N 4 N 5
(c)
Sonotroden
p
Reflektor
Abb. 10.44 Temperaturunterschiede entlang einem Kunststoffstab, der T-förmig durch Ultraschall mit einer Platte aus dem gleichen Werkstoff
verschweißt wurde. a. Schematische Darstellung des Wandlers, der zu verschweißenden Stücke und der Thermoelemente.
b. Temperaturänderung in Abhängigkeit von der Zeit an verschiedenen Punkten entlang des Stabes. c. Abgelesene Temperaturwerte
bei anliegender maximaler Schweißtemperatur (gestrichelte Linie) und im Stab erzeugte Spitzentemperaturen (durchgezogene Linie).
Bei der Kopplung von Sonotroden ist sorgfältig darauf zu achten,
daß die Schweiß-Sonotrode beim Betrieb nicht überlastet
wird, was zu ihrer Zerstörung infolge Ermüdung führt.
Einige Sonotroden-Werkstoffe sind anderen darin überlegen,
große Bewegungen ohne Zerstörung zu überstehen. Hochleistungs-Titanlegierungen
stehen insoweit an erster Stelle.
Andere geeignete Werkstoffe für Sonotroden sind Monel-
Metall, Edelstahl und Aluminium. Sonotrodenwerkstoffe
dürfen keine akustische Energie in Wärme umwandeln.
Kupfer, Blei, Nickel und Gußeisen sind als Werkstoffe
für Sonotroden ungeeignet. Die in Abb. 10.46 gezeigten
Sonotrodenkonstruktionen eignen sich nur zum Schweißen
kleinerer Teile aus technischen Kunststoffen von DuPont.
Abb. 10.45 Typische Sonotroden
240
113

Teile aus Werkstoffen wie Polystyrol mit einer Gesamtgröße,
die größer ist als der Endbereich einer Sonotrode, können
mit «Punkt»-Sonotroden verschweißt werden, wie sie in
Abb. 10.45 gezeigt sind.
Zum Verschweißen größerer Einzelteile aus technischen
Kunststoffen von Du Pont, deren Durchmesser 25 mm übersteigt,
sollte die Form des Sonotrodenendes der Auslegung
der Schweißverbindung entsprechen. Stab- und Hohlsonotroden,
wie sie in Abb. 10.47 dargestellt sind, eignen sich zum
Schweißen größerer rechteckiger bzw. kreisförmiger Stücke.
Weitere Einzelheiten dieser wichtigen Beziehung zwischen
der Konstruktion der Teile und der Gestaltung der Sonotrode
werden im Abschnitt Konstruktive Überlegungen ausführlicher
erörtert.
Profil
Geschwindigkeit
Spannung
Profil
Geschwindigkeit
Spannung
Profil
Geschwindigkeit
Spannung
Wandlereinheit
Booster-
Sonotrode
Schweißsonotrode
114
a.
b.
c.
A
N
A
N
A
A
A
Länge (mm)
Profil
Geschwindigkeit
Spannung
Profil
Geschwindigkeit
Spannung
Abb. 10.46 Folgende Sonotrodenprofile dienen der Verstärkung der
Wandlerausgangsleitung: a. stufenförmig. b. konisch.
c. exponential. d. Katenoid. e. Fourier. Die Änderung der
Partikelgeschwindigkeit und der Spannung entlang der
Sonotrode ist unter dem jeweiligen Profil graphisch
dargestellt.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
25 µm � 0 � 25 µm
700 bars � � 700 bars
Abb. 10.47 Konische oder stufenförmige Sonotroden können kaskadenförmig
gekoppelt werden, um eine höhere Verstärkung
zu erzielen. Die Abbildung zeigt die Meßwerte
der Amplitude und der Spannung an verschiedenen
Punkten entlang des Systems. Schwingungsknoten und
Schwingungsbäuche treten jeweils an den mit N und A
gekennzeichneten Punkten auf.
d.
e.
�
Die Breite oder der Durchmesser stabförmiger oder hohler
Sonotroden ist in vielen Fällen auf Abmessungen beschränkt,
die 1 /4 der Wellenlänge des Ultraschalls im Sonotrodenwerkstoff
nicht übersteigen. Wenn die Breite einer Sonotrode diesen
Grenzwert überschreitet, werden seitliche Schwingungskomponenten
in der Sonotrode angeregt. Dadurch verringert sich
der Wirkungsgrad der Sonotrode. Für Titan-Sonotroden mit
Standard-Konstruktionen stellen Breiten von 65 bis 75 mm
die Obergrenze dar. Größere Sonotroden können mit Einkerbungen
hergestellt werden, durch die seitliche Abmessungen
von mehr als 1 /4 der Wellenlänge unterbrochen werden.
Große Teile können auch mit mehreren zusammengefaßten
Sonotroden verschweißt werden. Eine Methode besteht
darin, mehrere mit je einem Wandler versehene Sonotroden
gleichzeitig aus einzelnen Generatoren oder der Reihe nach
aus einem Generator zu speisen. Bei einer anderen Methode
wird eine Gruppe von Sonotroden an einen einzigen Wandler
angeschlossen, der, sobald er eingeschaltet wird, sämtliche
Sonotroden gleichzeitig erregt.
Wirksames Schweißen setzt voraus, daß die Sonotroden eine
Resonanzfrequenz aufweisen, die der Nennfrequenz des
Schweißgerätes von 20 kHz sehr nahe kommt. Deshalb stimmen
die Hersteller von Schweißgeräten die Sonotroden
elektronisch ab, indem sie minimale Veränderungen der Sonotrodenabmessungen
vornehmen, um ein optimales Leistungsverhalten
zu erzielen. Einfache stufenförmige Sonotroden aus
Aluminium lassen sich zwar ohne Schwierigkeiten im Labor
herstellen, um damit Prototypen von Schweißnähten auszuwerten;
solche Sonotroden versagen aber rasch infolge Ermüdung,
werden leicht schartig oder beschädigt und hinterlassen
häufig Spuren auf den verschweißten Teilen. Deshalb sollten
der Entwurf und die Anfertigung komplexer Sonotroden, oder
Sonotroden aus speziellen Werkstoffen, solchen Geräteherstellern
überlassen werden, die über die notwendigen Erfahrungen
und Kenntnisse für die analytische und empirische Konstruktion
von Sonotroden verfügen.
d. Haltevorrichtung
Haltevorrichtungen, mit denen die Teile ausgerichtet und
während des Schweißens festgehalten werden, sind ein wichtiger
Bestandteil des Schweißgerätes. Die Teile müssen zum
Ende der Sonotrode so ausgerichtet und fixiert werden, daß
während des Schweißvorganges ein gleichmäßiger Druck zwischen
den Teilen aufrechterhalten wird. Wenn das untere der
beiden zu verschweißenden Teile einfach auf den Schweißtisch
gelegt wird, können beide Teile während des Schweißens
unter der Sonotrode fortgleiten. Hochfrequente Schwingungen
verringern die Wirkung von Reibungskräften, die die Teile
unter normalen Umständen festhalten würden. Eine typische
Haltevorrichtung ist in Abb. 10.48 dargestellt.
Die am häufigsten verwendeten Haltevorrichtungen sind so
ausgebildet, daß sie das untere der zu verschweißenden Teile
aufnehmen und in der gewünschten Position sicher festhalten.
Die Frage, ob ein Teil während des Schweißens so gut
wie unbeweglich gehalten werden muß, ist bis heute noch
nicht durch geeignete, kontrollierte Versuche geklärt worden.
Einwandfreie Verschweißungen sind sowohl in Fällen
beobachtet worden, in denen die Teile positioniert wurden,
aber frei schwingen konnten, als auch in Fällen, in denen
die Teile starr eingeklemmt waren.

Abb. 10.48 Haltevorrichtung
Sonotrode
Kunststoffteile
Haltevorrichtung
Luftdruck-Auswurfvorrichtung
(beliebig)
Die Haltevorrichtung sollte starr sein, so daß sich eine relative
Bewegung zwischen dem Werkzeug und dem Amboß entwickelt
und die Bewegungsenergie auf diese Weise auf das
Kunststoffmaterial übertragen wird. Dies kann dadurch erreicht
werden, daß man den Amboß kurz und massiv gestaltet oder
aber auf ein Viertel der Wellenlänge abstimmt. Probleme können
auftauchen, wenn der Anwender den Amboß ungewollt so
bemißt, daß seine Länge der halben Wellenlänge entspricht, so
daß er bei oder nahe bei 20 kHz in Resonanz gerät. Dies würde
bewirken, daß der Amboß sich im Takt mit der Sonotrode
bewegen kann und die dem Teil zugeführte Energie auf diese
Weise entscheidend reduziert wird. Wenn seine Resonanzfrequenz
geringfügig über oder unter 20 kHz liegt, treten unangenehme
kreischende und heulende Geräusche auf, sobald
die beiden Frequenzen sich zu überladen beginnen.
Unterschiedliche Abflachungen oder Wandstärken einiger
Formteile, die andernfalls eine gleichmäßige Verschweißung
verhindern könnten, lassen sich durch Haltevorrichtungen
ausgleichen, die mit elastomerem Material ausgekleidet sind.
Gummistreifen oder gegossener und gehärteter Silikonkautschuk
ermöglichen es, Teile in Haltevorrichtungen unter
normalem statischem Druck auszurichten; unter hochfrequenten
Schwingungen wirken sie jedoch wie starre Begrenzungen.
Eine Gummiauskleidung kann auch dazu beitragen,
unerwünschte Nebenschwingungen zu absorbieren, die häufig
zur Rißbildung oder zum Schmelzen von Teilen an von
der Schweißnaht entfernten Stellen führen. Eine andere
bequeme Vorrichtung zur erstmaligen Ausrichtung der Teile
und der Sonotrode ist ein einstellbarer Tisch, der in einer
zum Ende der Sonotrode parallelen Fläche in zwei Achsen
geneigt werden kann. Statt eines einstellbaren Tisches werden
häufig dünne Unterlegeblöcke verwendet.
Anwendungen mit hohen Produktionsmengen erfordern häufig
die Verwendung automatisierter Geräte zur Handhabung
und Fixierung der Teile. Für kleine Teile werden Rütteltrichter
und Füllrinnen eingesetzt, um die Teile auf einen Karusselltisch
zu befördern, der mit einer Vielzahl von Haltevorrichtungen
zur Fixierung der Teile ausgestattet ist. Nicht
selten werden mehrere Schweißvorgänge an verschiedenen,
aufeinanderfolgenden Positionen des Karusselltisches
ausgeführt.
Konstruktive Überlegungen
Die Konstruktion der Teile ist ein wichtiger Faktor, der häufig
vernachlässigt wird, bis die Werkzeuge zusammengestellt
und die ersten Schweißversuche mit Formteilen unternommen
worden sind.
a. Auslegung der Schweißnaht
Der wohl kritischste Aspekt der Konstruktion von Teilen für
das Ultraschallschweißen ist die Auslegung der Schweißnaht,
insbesondere bei Werkstoffen mit kristalliner Struktur und
hohem Schmelzpunkt, zu denen auch die technischen Kunststoffe
von Du Pont gehören. Für das Schweißen amorpher
Kunststoffe ist die Nahtauslegung weniger kritisch. Es gibt
zwei grundlegende Arten von Schweißnähten, die Schernaht
und die Stumpfschweißnaht.
Schernaht
Die Schernaht ist die beim Ultraschallschweißen bevorzugte
Verbindung. Sie wurde 1967 von Ingenieuren der Abteilung
Technische Kunststoffe von DuPont in Genf entwickelt und
wird seitdem weltweit mit großem Erfolg für die verschiedensten
Anwendungen eingesetzt. Die Grundform einer Schernaht
mit Standardabmessungen ist in den Abbildungen 10.49
und 10.50 dargestellt, vor und nach dem Schweißvorgang.
C E
B
A
B
D
B
Maß A: 0,2 bis 0,4 mm.
Maß B: Dies ist die allgemeine Wanddicke.
Maß C: 0,5 bis 0,8 mm. Diese Aussparung gewährleistet einen genau
passenden Sitz des Deckels.
Maß D: Diese Aussparung sollte vorgesehen werden, um einen guten
Kontakt mit der Sonotrode zu erzielen.
Maß E: Schweißtiefe. Sollte dem 1,25- bis 1,5fachen von B entsprechen,
um maximale Festigkeit der Schweißnaht zu erzielen.
Abb. 10.49 Abmessungen einer Schernaht
Abb. 10.51 zeigt verschiedene Ausführungen dieser Nahtform.
Wichtig ist, daß der anfängliche Kontakt auf einen kleinen
Bereich beschränkt wird, der üblicherweise in einer Vertiefung
oder Stufe eines der beiden zueinander auszurichtenden
Teile besteht. Die Verschweißung erfolgt, indem zunächst
die Berührungsflächen geschmolzen werden; in dem Maße,
in dem die Teile dann aufeinander zugleiten, setzt sich der
Schmelzvorgang entlang den vertikalen Wandungen fort.
Der Schmiereffekt an den beiden Schmelzflächen verhindert
Leck- und Hohlstellen, so daß dies die beste Schweißnaht für
feste, hermetisch abschließende Verbindungen ist.
115

C D
Von allen Schweißnähten erfordert die Schernaht den
geringsten Energieaufwand und die kürzeste Schweißzeit.
Dies beruht auf der geringen anfänglichen Kontaktfläche
und auf dem gleichmäßig fortschreitenden Schweißvorgang
beim Schmelzen des Kunststoffs und dem Zusammengleiten
der Teile. Die an der Nahtstelle erzeugte Wärme bleibt
erhalten, solange die Schwingungen andauern, weil der
geschmolzene Kunststoff während des Zusammengleitens
und Verschmierens nicht mit Luft in Berührung kommt, die
eine zu rasche Abkühlung bewirken würde.
Abb. 10.52 stellt eine Kurve dar, die typische Schweißergebnisse
bei Verwendung von Schernähten veranschaulicht. Sie
stellt das Verhältnis von Schweißzeit und Schweißtiefe bzw.
Festigkeit der Verschweißung dar. Schweißtiefe und Festigkeit
sind einander direkt proportional.
116
Vor dem Schweißen Während des
Schweißens
B
A
B 1
B 1 E
Schweißgrat
Haltevorrichtung
Naht
Abb. 10.50 Ablauf einer Schernahtschweißung
Nach dem
Schweißen
Abb. 10.51 Verschiedene Ausführungen von Schernähten
Brust Berstdruck, pressure, MPa MPa
Depth Schweißtiefe, of weld, mm
4
3
2
1
Abb. 10.52 Schernaht, typische Werte
Schweißgrat
0
0 0,4 0,8
1,2 1,6
100
50
Schweißzeit, Weld time, s
0
0 0,4 0,8
1,2 1,6
Schweißzeit, Weld time, s
Die Festigkeit der Schweißverbindung wird daher durch die
Tiefe des eingetauchten Schweißteils bestimmt, die wiederum
eine Funktion der Schweißzeit und der Konstruktion des Teiles
ist. Die Schweißnähte können stärker als die angrenzenden
Wandungen ausgebildet werden, indem man die Tiefe der
Eintauchung mit der 1,25- bis 1,5fachen Wandstärke bemißt,
um geringe Abweichungen der Formteile aufzufangen (siehe
Maß E in Abb. 10.49).
Verschiedene wichtige Aspekte der Schernaht müssen berücksichtigt
werden: das obere Teil sollte so flach wie möglich
sein, also nur einen Deckel darstellen. Die Wandungen des
unteren Schweißteils müssen an der Schweißnaht durch eine
enge Haltevorrichtung gestützt werden, um ein Ausdehnen
durch den Schweißdruck zu verhindern.
Nicht durchgängige oder qualitativ minderwertige Schweißnähte
entstehen, wenn das obere Teil seitlich verrutscht oder
vom unteren Teil abgleitet, der Rand des oberen Teils sich nach
innen biegt oder die stufenförmige Kontaktfläche zu klein ist.
Deshalb sollte die Passung zwischen den beiden Teilen vor
dem Schweißen so eng wie möglich sein, ohne daß die Teile
jedoch fest sitzen. Abgewandelte Auslegungen der Schweißnaht,
wie sie in Abbildung 10.53 dargestellt sind, sollten für
größere Teile wegen möglicher Maßabweichungen sowie für
Teile, bei denen das Oberteil tief und flexibel ist, in Betracht
gezogen werden. Die Sonotrode muß die Schweißnaht am
Flansch berühren (Nahfeld-Methode).
0,3 mm
Stütze
Abb. 10.53 Schernaht, Variante für große Teile
Abb. 10.54 Schernähte mit Schweißgratspeichern

Bei der Auslegung der Schweißnaht sollte Vorsorge getroffen
werden, daß der beim Schweißen verdrängte geschmolzene
Werkstoff fließen kann. Wenn eine Gratbildung aus ästhetischen
oder funktionellen Gründen vermieden werden muß,
können Schweißgratspeicher in die Schweißnaht integriert
werden, wie dies aus Abb. 10.54 ersichtlich ist.
Stumpfschweißnaht
Die zweite Grundform der Verbindung ist die Stumpfschweißnaht,
die – mit Abwandlungen – in den Abbildungen 10.55,
10.56 und 10.57 dargestellt ist. Von diesen weist die Nut-
und Federverbindung die höchste mechanische Festigkeit
auf. Obwohl die Stumpfschweißnaht recht einfach zu konstruieren
ist, ist es außergewöhnlich schwierig, feste oder
hermetisch schließende Schweißnähte in kristallinen Kunststoffen
zu erzielen. Feste Verbindungen lassen sich dagegen
mit amorphen Kunststoffen erzielen; bei komplexen Teilen
kann es jedoch schwierig werden, hermetische Dichtungen
zu erreichen.
B A
Maß A: 0,4 mm für B-Maße von 1,5 bis 3 mm und entsprechend größer
oder kleiner bei anderen Wandstärken.
Maß B: Allgemeine Wanddicke.
Maß C: Empfohlene Aussparung, um einen genau passenden Sitz des
Deckels zu gewährleisten.
Maß D: Spiel pro Seite 0,05 bis 0,15 mm.
0,5 B
B A 0,5 B
A
0,4 B
B
1,4 B
0,6 B
0,6 B
0,6 B
Maß A: 0,4 mm für B-Maße von 1,5 bis 3 mm und entsprechend größer
oder kleiner bei anderen Wandstärken.
Maß B: Allgemeine Wanddicke.
Maß C: Empfohlene Aussparung, um einen genau passenden Sitz des
Deckels zu gewährleisten.
B C
Abb. 10.55 Stumpfschweißnaht mit Energieleiter
Abb. 10.56 Nut- und Federverbindung
1,5 B B C
D
10°
90°
10°
60°
Abb. 10.57 Verschiedene Ausführungen von Stumpfschweißnähten
Das Hauptmerkmal der Stumpfschweißnaht ist eine V-förmige
Schweißraupe auf einer der beiden Berührungsflächen, der
sogenannte Energieleiter, welcher die Energie konzentriert
und den anfänglichen Kontakt auf eine sehr kleine Fläche
begrenzt, um eine rasche Erwärmung und ein rasches Schmelzen
zu bewirken. Sobald der schmale Bereich weich zu werden
und zu schmelzen beginnt, sinkt die Impedanz, und der
weitere Schmelzvorgang erfolgt mit höherer Geschwindigkeit.
Der Kunststoff im Energieleiter schmilzt zuerst und verteilt
sich über die zu verschweißenden Flächen. Amorphe Kunststoffe
zeichnen sich durch einen weiten, nicht genau definierten
Erweichungstemperaturbereich statt eines präzisen
Schmelzpunktes aus. Wenn der Kunststoff fließt, behält die
Schmelze genügend Wärme, um eine gute Verschweißung
über die gesamte Breite der Schweißnaht hervorzurufen.
DELRIN ® , ZYTEL ® , MINLON ® und RYNITE ® sind kristalline
Kunststoffe ohne Erweichung vor dem Schmelzen und einem
genau definierten Schmelzpunkt; sie verhalten sich anders
als amorphe Kunststoffe. Wenn der Energieleiter schmilzt
und über die Berührungsflächen fließt, kann die der Luft
ausgesetzte Schmelze kristallisieren, bevor genügend Wärme
erzeugt ist, um die volle Breite der Naht zu verschweißen. Es
ist daher erforderlich, die gesamte Kontaktfläche zu schmelzen,
bevor eine nennenswerte Festigkeit erzielt werden kann.
(Im Falle von ZYTEL ® kann der Kontakt der erhitzten
Schmelze mit der Luft zu oxidativem Abbau führen, der
spröde Schweißverbindungen zur Folge hat.) Diese Phase
des Schweißzyklus ist sehr lang, wie aus Abbildungen 10.58
und 10.59 ersichtlich ist, in denen Kurven abgebildet sind,
die typische Schweißsequenzen für Teile aus DELRIN ® und
ZYTEL ® bei Verwendung der Grundform der Stumpfschweißnaht
darstellen.
Brust Berstdruck, pressure, MPa
MPa
15
12,5
10
7,5
5
2,5
DELRIN® 500 und 900F
DELRIN® 100
0
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6
Schweißzeit, s Weld time, s
Abb. 10.58 Leistungsmerkmale von Stumpfschweißnähten.
Berstdruck in Abhängigkeit von der Schweißzeit
117

Die gestrichelten Linien geben die Schweißzeit an, bei der
übermäßig viel Schweißgrat auftritt. Dieser Schweißgrat stellt
einen einschränkenden Faktor für die meisten Anwendungen
dar. Bei Überschreitung dieser Zeit fallen die Ergebnisse
äußerst unterschiedlich aus, vor allem bei ZYTEL ® .
b. Gestaltung der Teile
Der Einfluß der allgemeinen Gestaltung der Teile auf das
Ultraschallschweißen ist noch nicht abschließend geklärt.
Einige allgemeingültige Regeln für die Konstruktion von
Teilen und ihren Einfluß auf das Schweißergebnis lassen
sich jedoch aufstellen.
Die Festlegung der Berührungsfläche der Sonotrode auf das
Teil ist ein sehr wichtiger Aspekt für die Konstruktion der
Teile. Einige hierfür maßgebliche Gesichtspunkte sind bereits
bei den verschiedenen Schweißnahtformen erwähnt worden.
Es gibt zwei Schweißmethoden, die Nahfeld- und die Fernfeldmethode,
die in Abb. 10.60 veranschaulicht sind. Sie
unterscheiden sich durch die Entfernung zwischen der Kontaktstelle
der Sonotrode und der Schweißnaht. Die besten
Ergebnisse werden bei allen Kunststoffen mit der Nahfeldmethode
erzielt. Deshalb sollten Teile nach Möglichkeit so
konstruiert werden, daß die Sonotrode unmittelbar von oben
und so nahe wie möglich an der Schweißnaht auftritt.
118
Brust Berstdruck, pressure, MPa
MPa
12,5
10
7,5
5
2,5
ZYTEL® 101 (trocken)
0
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6
Schweißzeit, Weld time, s
Abb. 10.59 Leistungsmerkmale von Stumpfschweißnähten.
Berstdruck in Abhängigkeit von der Schweißzeit
Sonotrode
Nahfeld Fernfeld
Abb. 10.60 Nahfeld- und Fernfeldschweißverfahren
Bei der Fernfeldmethode trifft die Sonotrode in einer größeren
Entfernung von der Schweißnaht auf das obere Teil auf und
überträgt über den Kunststoff die Schwingungen zur Schweißnaht.
Steife, amorphe Kunststoffe übertragen die Ultraschallenergie
sehr gut. Steife Kunststoffe wie DELRIN ® , ZYTEL ® ,
MINLON ® und RYNITE ® weisen eine kristalline Struktur auf. Sie
können Schwingungen ohne nennenswerte Wärmeerzeugung
absorbieren statt sie weiterzuleiten. Es ist daher schwieriger,
sie nach der Fernfeldmethode zu verschweißen.
Weiche Kunststoffe wie zum Beispiel Polyethylen lassen
sich nur mit der Nahfeldmethode verschweißen. Da sie einen
hohen akustischen Dämpfungsfaktor aufweisen, schwächen
sie die Ultraschallschwingungen beim Eintritt in den Werkstoff
stark ab. Bei großer Entfernung der Schweißnaht zur
Sonotrode gelangt die Energie nicht bis zur Schweißnaht.
Der Kunststoff schmilzt stattdessen an der Berührungsfläche
mit der Sonotrode.
Kunststoffe sind schlechte Leiter für Scherwellen. Diese
Tatsache erschwert bei verwickelter Geometrie des oberen
Teils das Schweißen. Schwingungen werden insbesondere
an Krümmungen, Abschrägungen und Unterbrechungen wie
Löchern in der geometrischen Struktur zwischen der Sonotrode
und der Schweißnaht abgeschwächt oder vernichtet.
Solche Konstruktionen sollten vermieden werden.
Um die Fortpflanzung der Schwingungen zu maximieren,
sollten die Teile mit einer ebenen Kontaktfläche für die
Sonotrode konstruiert werden. Diese Oberfläche sollte so
breit wie möglich sein und im Bereich der Schweißnaht keine
Unterbrechungen aufweisen. Unterbrechungen des Kontaktes
der Sonotrode mit dem Teil könnten zu diskontinuierlicher
Verschweißung führen.
Für alle Teile, die mit Ultraschall geschweißt werden, sind
Abrundungen an scharfen Kanten empfehlenswert. Da die
gesamte Struktur der beiden miteinander zu verschweißenden
Teile Schwingungen ausgesetzt ist, treten an scharfen
Innenkanten sehr hohe Belastungen auf.
Dies führt häufig zum Bruch oder zu sporadischem Schmelzen.
Rundungsradien, die auch spritztechnisch und konstruktiv
den allgemein anerkannten technischen Grundregeln entsprechen,
werden empfohlen.
Wegen durchgängiger Schwingungen ist beim Schweißen
von Teilen mit frei abstehenden Profilen und großen Spannweiten
Vorsicht geboten. Die Schwingungen können sich als
stark genug erweisen, um zum Beispiel eine freitragende
Feder, die aus der Wandung eines Teils herausragt, regelrecht
aufzulösen. Maßnahmen wie mit Gummi ausgekleidete
Haltevorrichtungen oder ein an der Sonotrode angebrachter
Gummidämpfer lassen sich zur Verringerung solcher Schwingungen
einsetzen. Dieses Phänomen kann aber auch nutzbringend
angewandt werden: Versuche haben gezeigt, daß
Formteile mit glatter Oberfläche sich rasch von Angüssen
befreien lassen, wenn man die Angußverteiler mit Ultraschall
beaufschlagt.

Maßgebliche Faktoren
für das Ultraschallschweißen
Die wichtigsten Faktoren beim Ultraschallschweißen sind
Schweißzeit, Haltezeit, Druck und Schwingungsamplitude.
a. Schweißzeit
Die Schweißzeit ist die Zeitspanne, während derer Schwingungen
eingesetzt werden. Die richtige Schweißzeit ist für
jede Anwendung durch praktische Versuche zu ermitteln.
Es ist wichtig, ein Überschweißen zu vermeiden. Abgesehen
vom Auftreten übermäßiger Schweißgrate, die eine Nachbearbeitung
erforderlich machen können, können zu lange
Schweißzeiten die Güte der Verschweißung beeinträchtigen
und zu Leckstellen in Teilen führen, die einen hermetischen
Abschluß benötigen. Zudem kann die Sonotrode die Oberfläche
beschädigen. Auch können, wie schon in Abb. 10.44
gezeigt, bei längeren Schweißzeiten andere vom Bereich der
Schweißnaht entfernte Bereiche schmelzen oder brechen,
vor allem im Bereich von Bohrungen, Schweißlinien und
scharfen Kanten.
b. Haltezeit
Als Haltezeit wird die Zeitspanne nach dem Schweißen
bezeichnet, während derer die Teile zusammengehalten
werden, damit sie unter Druck, aber ohne Schwingungen
erhärten können. Sie stellt bei den meisten Anwendungen
keine kritische Größe dar ; 0,3 bis 0,5 Sekunden reichen für
die meisten Anwendungen aus, es sei denn, daß eine innere
Kraft die miteinander verschweißten Teile auseinanderzutreiben
versucht, wie zum Beispiel bei einer Feder, die vor
dem Schweißen zusammengedrückt wurde.
c. Schwingungsamplitude
Die physikalische Amplitude der auf die zu verschweißenden
Teile übertragenen Schwingungen ist eine wichtige Prozeßvariable.
Eine hohe – doppelte – Schwingungsamplitude von
ca. 0,10 bis 0,15 mm ist erforderlich, um eine wirksame und
rasche Energiezufuhr in technische Kunststoffe von DuPont
zu bewirken. Da der zugrundeliegende Wandler seine Energie
mit hohem Druck und geringer Amplitude abgibt, muß die
Amplitude stufenweise erhöht werden, bevor sie zur Spitze
der Sonotrode gelangt. Die Konstruktion der Sonotrode sieht
in der Regel eine Amplitudentransformation vor, die sich daraus
ergibt, daß sich das Profil der Sonotrode stufenförmig
oder konisch bis zu einem schmalen Durchmesser verjüngt.
Wenn die Geometrie der Teile eine große oder kompliziert
geformte Sonotrodenspitze erfordert, ist es unter Umständen
nicht möglich, solch eine Verstärkung in der Sonotrode selbst
zu erzielen. In diesem Fall kann die Verstärkung bei den meisten
handelsüblichen Systemen recht einfach durch Verwendung
eines abgestimmten Zwischenstücks erreicht werden,
das als Booster bezeichnet wird. Booster mit Verstärkungen
bis zu 2,5: 1 sind im Handel erhältlich. Negative Booster bis
zu 0,4: 1 für Sonotroden, deren Amplitude für eine gegebene
Anwendung zu hoch ist, stehen ebenfalls zur Verfügung.
In der Regel werden Booster mit einem Verstärkungsfaktor
von 2: 1 oder 2,5: 1 benötigt; eine Ausnahme bilden Teile,
die so klein sind, daß sie die Verwendung von Sonotroden
mit hoher Verstärkung gestatten.
Eine Vergrößerung der Amplitude verbessert die Güte der
Verschweißung von Teilen mit Schernähten. Auch bei
Stumpfschweißnähten nimmt die Güte der Verschweißung
mit steigender Amplitude zu; zugleich verringert sich die
Schweißzeit.
d. Druck
Der Schweißdruck liefert die statische Kraft, die erforderlich
ist, die Sonotrode mit den Kunststoffteilen mechanisch zu
«koppeln», so daß die Schwingungen auf sie übertragen werden
können. Die gleiche statische Kraft gewährleistet, daß
die Teile unter Druck zusammengehalten werden, wenn der
geschmolzene Werkstoff in der Schweißnaht während der
Haltezeit erhärtet. Die Ermittlung des optimalen Drucks ist
für eine gute Verschweißung von entscheidender Bedeutung.
Ist der Druck zu gering, arbeitet das Gerät wenig effektiv, was
unnötig lange Schweißzyklen zur Folge hat. Ist der Druck hingegen
im Verhältnis zur Amplitude an der Sonotrodenspitze
zu hoch, kann eine Überlastung auftreten, die die Sonotrode
blockiert und die Schwingungen dämpft. Der kumulierte
Amplitudengewinn, der durch den Booster und die Sonotrode
erzielt wird, ist der Lastanpassung vergleichbar, die sich bei
einem Kraftwagen aus dem Übersetzungsverhältnis zwischen
Motor und Antriebsrädern ergibt. Beim Ultraschallschweißen
wird geringer Druck bei einer hohen Amplitude und hoher
Druck bei einer geringen Amplitude benötigt.
Dies zeigt die Kurve in Abbildung 10.61. Sie stellt das Verhältnis
von Schweißeffektivität und Schweißdruck für drei
Amplitudenpegel dar, die durch die angegebenen Booster
erzielt werden. Es gibt mehrere Methoden, die Schweißeffektivität
zu messen; sie werden im nächsten Kapitel ausführlich
behandelt. Über das Verhältnis von Amplitude und
Druck hinaus wird ein weiterer sehr wichtiger Effekt verdeutlicht:
mit zunehmender Amplitude verengt sich der Bereich
geeigneten Drucks. Deshalb ist die Ermittlung des optimalen
Drucks von allerhöchster Bedeutung, wenn hohe Amplituden
eingesetzt werden.
Schweißleistung
Booster 2 : 1
Booster 1,5 : 1
Schweißdruck
ohne Booster
Abb. 10.61 Schweißleistung in Abhängigkeit von Amplitude
und Druck
119

Anleitung zum Einsatz der Ausrüstung
Eine einwandfreie Arbeitsweise des Schweißgerätes ist
ausschlaggebend für den Erfolg des Ultraschallschweißens.
Die folgenden Hinweise sollen als Leitfaden für den Einsatz
von Ultraschall-Schweißgeräten in Verbindung mit technischen
Kunststoffen von DuPont dienen.
a. Aufbau eines Ultraschall-Schweißgerätes
Installation der Sonotrode
Der Wandler, die Sonotrode und (sofern erforderlich) der
Booster müssen fest miteinander verschraubt werden, um eine
wirksame Übertragung der Schwingungen vom Wandler auf
die Teile sicherzustellen. Die Endflächen des Wandlerausgangs
und der Sonotroden sind üblicherweise bis auf wenige Mikrons
plangeschliffen. Um jedoch eine wirksame Kopplung sicherzustellen,
wird schweres Silikonfett oder eine 0,05 bis 0,08 mm
dünne Messing- oder Kupferunterlegscheibe zwischen den
Sonotroden eingesetzt. Zum Festziehen der Sonotroden werden
lange Schraubenschlüssel benutzt. Es ist sorgfältig darauf
zu achten, daß beim Festziehen das Ausgangsende des Wandlers
nicht verdreht wird. Ein solches Verdrehen könnte zum
Abriß der Anschlußdrähte des Wandlers führen.
Ist die Sonotrode installiert, muß der Hochfrequenzgenerator
bei manchen Schweißgeräten von Hand abgestimmt werden.
Durch geringfügige, aber wichtige Veränderungen der Generatorfrequenz
wird eine genaue Abgleichung mit der Resonanzfrequenz
der Sonotrode erzielt. Einige Schweißgeräte nehmen
diesen Feinabgleich automatisch vor. Die Bedienungsanleitungen
der jeweiligen Schweißgeräte sollten eine Beschreibung
der erforderlichen Abgleichprozedur enthalten. Diese Abgleichung
muß stets bei einer Auswechslung einer Sonotrode oder
eines Boosters neu vorgenommen werden.
Ist die Schwingungsamplitude einer Sonotrode unbekannt,
kann sie relativ einfach entweder mit einem Mikroskop oder
mit einer Skalenlehre ermittelt werden. Ein Booster sollte
nicht verwendet werden, wenn allein die Amplitude der
Sonotrode ermittelt werden soll. Ein Mikroskop mit einer
Vergrößerung von 100× und einem geeichten Fadenkreuz im
Okular eignet sich für optische Messungen. In der Vergrößerung
sieht die geschliffene Oberfläche der Sonotrode wie
eine Landschaft aus hellen und dunklen Höhen und Tälern
aus. Schwingt die Sonotrode, verschwimmt eine solche Spitze
zu einem Streifen. Die Länge dieses Streifens entspricht der
doppelten Amplitude bzw. der Gesamtablenkung des Endes
der Sonotrode nach oben und unten.
Eine Maschinenschlosser-Skalenlehre kann ebenfalls Verwendung
finden, um die einfache Amplitude bzw. die halbe Bewegung
der Sonotrode zu messen. Die Skalenlehre wird so angebracht,
daß eine ihrer Spitzen die untere Fläche der Sonotrode
berührt, und zwar dergestalt, daß die Spitze sich in vertikaler
Richtung bewegt. Bei stillstehender Sonotrode wird die Skalenlehre
auf Null eingestellt. Wenn die Sonotrode schwingt,
lenkt sie die Spitze der Skalenlehre nach unten ab. Da die
Skalenlehre der schnellen Bewegung der Sonotrode nicht zu
folgen vermag, verharrt ihre Spitze in dieser unteren Position
und mißt auf diese Weise exakt die Halbwellenamplitude der
Sonotrode. Diese Messungen werden vorgenommen, ohne
daß die Sonotrode ein Teil verschweißt.
120
Obwohl die Schwingungsamplitude unter maximalem Schweißdruck
etwas reduziert wird, stellt die «im Leerlauf» gemessene
Amplitude immer noch ein brauchbares Maß für diesen wichtigen
Schweißparameter dar.
Ausrichtung des Teils und der Haltevorrichtung
Die Teile, die Haltevorrichtung und die Sonotrode müssen
so ausgerichtet sein, daß der Druck und die Schwingungen
gleichförmig und reproduzierbar wirksam werden. Wie schon
aus Abb. 10.41 ersichtlich, wird der Ultraschallwandler an
einem Stativ befestigt. Das Wandleraggregat gleitet an der
Stativsäule auf und ab und wird durch einen pneumatischen
Zylinder bewegt. Wenn der Druck verringert wird, läßt sich
die Wandlereinheit leicht von Hand heben und senken. Sobald
die zu verschweissenden Teile sich in einer geeigneten Haltevorrichtung
befinden, wird die Sonotrode von Hand heruntergezogen,
während die Haltevorrichtung positioniert und arretiert
wird.
Die Ausrichtung der Teile und der Haltevorrichtung in einer
zur Endfläche der Sonotrode parallelen Ebene kann auf
verschiedene Weise erreicht werden. Eine Methode besteht
darin, ein Blatt unbenutztes Kohlepapier mit der Schichtseite
auf ein Blatt Schreibpapier und beide Blätter sodann zwischen
die Sonotrode und die zu verschweissenden Teile zu
legen. Die «Schweißzeit» wird auf den geringstmöglichen
Wert eingestellt. Vibriert die Sonotrode gegen die Teile,
bildet sich ein Abdruck auf dem Schreibpapier, dessen unterschiedliche
Schwärzung die Druckunterschiede anzeigt.
Diese Methode kann sowohl bei Scher- als auch bei Stumpfschweißnähten
angewandt werden.
Die Parallelausrichtung ist bei Schernähten weniger kritisch
als bei Stumpfschweißnähten. Wegen der Tiefe der Schweißnaht
beeinflussen kleinere Abweichungen weder die Festigkeit
noch die Dichteigenschaften der Schweißnaht. Aus dem
gleichen Grunde kann bei dieser Schweißnaht ein größeres
Ausmaß konkaver oder konvexer Verformung der Teile
hingenommen werden. Die Parallelausrichtung gewinnt
jedoch an Bedeutung, je kritischer die Dimensionen der zu
verschweißenden Teile sind.
Für Stumpfschweißnähte kann eine andere Technik angewandt
werden. Zunächst wird die Schweißzeit so eingestellt, daß
das Schweißgerät an der Nahtstelle der Teile einen geringen
Schweißgrat hervorruft. Die Haltevorrichtung wird dann
anschließend so eingestellt oder mit Einlegekeilen versehen,
daß ein gleichmäßiger Grat rund um die Schweißnaht entsteht.
Alle Schweißmaschinen verfügen über eine Vorrichtung,
mit der die Höhe der Wandlereinheit über dem Arbeitstisch
variiert werden kann. Die Höhe ist so einzustellen, daß die
Abwärtsbewegung der Wandlereinheit geringer ist als die
mit der Schweißmaschine erreichbare maximale Höhendifferenz,
da andernfalls während des Schweißvorgangs ein ungenügender
oder fehlerhafter Druck auftreten würde.
Bei einigen Schweißmaschinen ist ein Auslöseschalter zu
betätigen, sobald die Sonotroden installiert und die Teile
und die Haltevorrichtung ausgerichtet sind. Ein solcher
Auslöseschalter schließt den Stromkreis, der dem Wandler
Energie zuführt, und startet zugleich die Zeitsteuerung für
die Schweißzeit.

Der Auslöseschalter ist so einzustellen, daß die Maschine kurz
vor Berührung der Sonotrode mit den zu verschweißenden
Teilen eingeschaltet wird. Versucht man die Maschine unter
vollem Druck zu starten, könnte das System blockieren. Die
meisten modernen Schweißmaschinen werden durch einen
auf Druck reagierenden Schalter aktiviert, so daß die Höheneinstellung
eines Auslöseschalters nicht mehr erforderlich ist.
b. Optimierung des Schweißzyklus
Amplitude, Schweißdruck und Schweißzeit sind für jede
Anwendung einzustellen und zu optimieren. Jede Variable
wird einzeln untersucht, indem mehrere Teile bei einer Reihe
verschiedener Einstellungen geschweißt werden, wobei alle
anderen Variablen konstant gehalten werden. Die Ergebnisse
einer jeden Schweißung werden gemessen und aufgezeichnet
und daraus der optimale Wert ermittelt.
Es gibt mehrere Maßstäbe für die Schweißqualität oder
Schweißeffektivität, die zur Optimierung der Schweißbedingungen
benutzt werden können. Dazu gehören Messungen
der Schweißtiefe (bei Schernähten), physikalische Tests an
geschweißten Teilen wie z.B. die Bruch- oder Reißfestigkeit
sowie die Kontrolle der Belastung des Hochfrequenzgenerators
oder der Einsatz von Leistungsmeßgeräten. Für welchen
Maßstab man sich entscheidet, wird von den Anforderungen
abhängen, die durch den Verwendungszweck der Teile vorgegeben
sind.
Kommt es auf größtmögliche Genauigkeit an, sollten physikalische
Tests in Betracht gezogen werden. Dies gilt insbesondere
für unter Druck stehende Behälter wie Tanks von
Gasfeuerzeugen und Aerosolbehälter, bei denen Berstfestigkeitstests
von ausschlaggebender Bedeutung sind. Diese
Tests sind zeitaufwendig sowie arbeitsintensiv und sollten
daher nur bei Bedarf durchgeführt werden.
Die Tiefe der Schweißnaht (oder Differenzhöhe der verschweißten
Teile) kann beim Schweißen von Schernähten
gemessen werden. Dies ist eine weniger kostspielige und
zeitaufwendige Methode, die hinreichend genau ist, um die
Bedingungen zu optimieren. Zwischen Schweißtiefe und
Festigkeit der Schweißung ist eine ausgezeichnete Korrelation
festgestellt worden.
Die meisten Hochfrequenzgeneratoren sind mit Leistungsmeßgeräten
ausgestattet, die Aufschluß über die Effektivität
der Schweißung geben können. Den Ausschlag dieses Meßgerätes
während des Schweißens zu beobachten ist eine einfache
Technik, die allerdings die geringste Genauigkeit liefert.
Druck und Amplitude
Der erste Schritt zur Optimierung der Bedingungen besteht
darin, eine Kombination von Sonotrode und Booster oder
Kopplungszwischenstück auszuwählen, die die erforderliche
Amplitude (doppelte Amplitude) liefert. Es ist hilfreich, aber
nicht unbedingt erforderlich, die spezifische Amplitude der
Sonotrode oder der Sonotrodenkombination zu kennen.
Um die optimalen Druck- und Amplitudenbedingungen zu
ermitteln, sollte die Schweißzeit konstant gehalten werden. Für
Schernähte wird eine relativ kurze Zeit (0,03 bis 0,6 Sekunden)
empfohlen. Für Stumpfschweißnähte empfiehlt sich eine lange
Schweißzeit. Die Haltezeit sollte ebenfalls konstant gehalten
werden.
Sie stellt eine unkritische Variable dar. Der gleiche Wert
kann für alle Schweißungen während der Einstell- und der
Produktionsphase benutzt werden.
Eine Reihe von Teilen wird bei unterschiedlichen Schweißdruck-Einstellungen,
zum Beispiel 0,15 - 0,20 - 0,25 - 0,30 -
0,35 MPa verschweißt. Die Werte für die Schweißeffektivität
(Leistungsmessung, Schweißtiefenmessung oder physikalische
Testmethode) können wie aus Abb. 10.61 ersichtlich
grafisch aufgezeichnet werden, um den optimalen Druck für
die ausgewählte Amplitude zu ermitteln. Unter realen Bedingungen
wird die grafische Darstellung keine Kurve ergeben,
sondern ein schmales Band, das einen Streubereich der Werte
darstellt. Der optimale Druck wird durch den höchsten und
am schärfsten definierten Bereich der Werte bestimmt. Um
den optimalen Druck noch genauer einzugrenzen, ist es empfehlenswert,
weitere Probestücke im Bereich dieser Druckwerte
zu verschweißen. Liegt der Spitzenwert zum Beispiel
zwischen 0,15 und 0,25 MPa, sollten zusätzlich Proben bei
0,18 und 0,22 MPa verschweißt werden.
Die optimale Amplitude wird ermittelt, indem man die vorstehenden
Schritte wiederholt und dabei Amplituden einsetzt,
die größer bzw. geringer als die Ausgangsamplitude sind.
Dies läßt sich am einfachsten durch Auswechseln der Booster
erreichen. Bestehen zwischen den Spitzenwerten verschiedener
Amplituden geringe oder keine Unterschiede (was der Fall
sein kann, wenn bei Schernähten die Schweißtiefe gemessen
wird), wählen Sie die höchste Amplitude.
Schweißzeit
Die richtige Schweißzeit ist die letzte Einstellung, die zu
ermitteln ist. Unter Verwendung der ausgewählten Amplitude
und des für diese Amplitude optimalen Drucks werden die
Teile bei Schweißzeit-Einstellungen geschweißt, die höher
bzw. niedriger als der ursprüngliche Wert sind, bis die erforderliche
Schweißtiefe, Festigkeit der Schweißnaht oder das
erwünschte Aussehen erzielt wird.
Für die Auswahl der Schweißbedingungen ist häufig das Aussehen
der Teile wichtig. In vielen Fällen läßt sich eine hohe
Festigkeit aber nicht ohne die Bildung sichtbarer äußerer
Schweißgrate erzielen, es sei denn, daß man Schweißgratspeicher
in die Naht einkonstruiert (siehe den Abschnitt über die
Auslegung von Schweißnähten). Bei manchen Anwendungen
kann ein mechanisches Abgraten erforderlich werden.
Das Verfahren zur Optimierung der Schweißbedingungen
läßt sich anhand von Erfahrungen mit früheren Schweißanwendungen
erheblich verkürzen.
Schweißergebnisse
a. Einfluß von Materialeigenschaften
Die Eigenschaften der Kunststoffe beeinflussen den Erfolg
des Ultraschallschweißens. Eigenschaften, die für die Auswahl
des Werkstoffs für eine bestimmte Anwendung den
Ausschlag geben, erschweren häufig das Schweißen, wie
zum Beispiel hohe Schmelztemperaturen oder Kristallinität.
Die Steifheit des zu verschweißenden Materials ist eine
wichtige Eigenschaft, die durch die Temperatur und Feuchtigkeit
der Umgebung beeinflußt werden kann.
121

Von noch größerer Bedeutung sind die Einflüße von Pigmenten,
Formentrennmitteln, Glasfaserzusätzen und Verstärkungsmitteln.
DELRIN ® Polyacetale
DELRIN ® ist ein hochkristalliner Kunststoff mit einem hohen,
scharf definierten Schmelzpunkt sowie hoher Festigkeit, Härte
und Steifheit bei höheren Temperaturen. Von den beiden
DELRIN ® -Einstellungen mit unterschiedlichen Fließeigenschaften
lassen sich Teile aus DELRIN ® 500 leichter schweißen als
Teile aus DELRIN ® 100, das eine höhere Viskosität der Schmelze
aufweist. Der Unterschied ist bei der Schernaht sehr gering,
bei der Stumpfschweißnaht aber ausgeprägter. DELRIN ® 570,
eine glasfaserverstärkte Einstellung, eignet sich ebenfalls
zum Ultraschallschweißen. Gleitmittel und Pigmente beeinträchtigen
die Schweißung, wie nachstehend erörtert wird.
Höhere Luftfeuchtigkeit scheint das Verschweißen von Teilen
aus DELRIN ® hingegen nicht zu beeinträchtigen.
ZYTEL ® Polyamide
ZYTEL ® Polyamide sind ebenfalls kristalline Kunststoffe mit
hohen Schmelzpunkten. Bei den verschiedenen Familien von
ZYTEL ® Kunststoffen sind unterschiedliche Schweißergebnisse
beobachtet worden. Teile aus ZYTEL ® 101 und anderen
6.6 Grundpolyamiden lassen sich ebenso einfach verschweißen
wie Teile aus DELRIN ® . Eine zusätzliche Voraussetzung ist
allerdings, daß sich die Teile in «spritztrockenem» Zustand
befinden. Der Einfluß von Feuchtigkeit auf das Schweißen von
Teilen aus ZYTEL ® wird nachstehend eingehender erörtert.
Formteile aus ZYTEL ® 408 und anderen modifizierten 6.6 Polyamiden
lassen sich ebenfalls mit Ultraschall verschweißen,
allerdings etwas schwieriger als ZYTEL ® 101. Die etwas
geringere Steifheit dieser Kunststoffe kann einige Probleme
in Gestalt von Oberflächenbeschädigungen und Gratbildung
unter der Sonotrode mit sich bringen.
Infolge der geringen Steifheit auch in spritztrockenem Zustand
lassen sich aus ZYTEL ® 151 und anderen aus 612 Polyamiden
gespritzte Teile etwas schwieriger als ZYTEL ® 101 schweißen.
Da diese Kunststoffe sich durch ihre sehr geringe Feuchtigkeitsaufnahme
auszeichnen, ist es – von besonders kritischen
Anwendungen abgesehen – nicht erforderlich, die Teile vor
dem Schweißen zu trocknen oder trocken zu halten.
Teile aus glasfaserverstärktem ZYTEL ® Polyamid können
ebenfalls mit Ultraschall verschweißt werden; manchmal
sogar einfacher als unverstärktes Material. Mit Kunststoffen
aus den ZYTEL ® -Serien 79G und 70G lassen sich beim
Schweißen nur Festigkeiten erzielen, die denen des zugrundeliegenden
unverstärkten Kunststoffs entsprechen, weil an
der Schweißnaht keine Glasfaserverstärkung wirksam wird.
Wenn die Festigkeit der Schweißnaht derjenigen des verstärkten
Kunststoffs entsprechen muß, ist es daher erforderlich,
den Nahtbereich im Verhältnis zur Wandstärke zu vergrößern.
Dies läßt sich mit der Schernaht leicht erreichen.
Von allen glasfaserverstärkten ZYTEL ® Kunststoffen läßt sich
ZYTEL ® 79G13 am schwierigsten verschweißen. Bei einem
Glasfaseranteil von 13% können immer noch übermäßige
Oberflächenbeschädigungen und Schweißgrate unter der
Sonotrode auftreten.
122
MINLON ® thermoplastische Konstruktionswerkstoffe
Die vorgehenden Anmerkungen zu glasfaserverstärktem
ZYTEL ® gelten auch für MINLON ® , da die Grundmaterialien
dieser Kunststoffe gleich sind. MINLON ® enthält 40% Mineralzusatz,
der eine hervorragende Schweißgeschwindigkeit
zuläßt (30 bis 50% schneller als DELRIN ® 500). Jedoch ist
eine gewisse Empfindlichkeit der Spritzteile gegenüber
scharfen Kanten, schlecht abgeschnittenen Angüssen und
allen sonstigen Schwachstellen festzustellen, die unter Ultraschalleinwirkung
brechen können, so daß der Konstruktion
der Teile besondere Aufmerksamkeit gewidmet werden sollte,
insbesondere bei MINLON ® 10B140.
RYNITE ® thermoplastische Polyester
Dank seiner hohen Steifheit ist dieser glasfaserverstärkte
Polyester leicht zu verschweißen. Es empfiehlt sich, stets
eine stufenförmige Schweißnaht für diesen Kunststoff vorzusehen,
der häufig für sehr anspruchsvolle Anwendungen
(manchmal sogar bei hohen Temperaturen) verwendet wird.
Eine Überschreitung der Schweißzeit kann zu verbranntem
Werkstoff im Bereich der Sonotrode führen.
Festigkeit der Schweißnaht, MPa
Weld strength, MPa
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0 1 10 100
Verweilzeit, Exposure time, Std.
h
Abb. 10.62 Auswirkungen auf die Festigkeit der Verschweißung
in Abhängigkeit von der Verweilzeit
(vor dem Verschweißen) in Luft bei 23°C, 50% rel.
Luftfeuchtigkeit, für ZYTEL ® 101 NC010 Polyamid.
b. Einfluß von Feuchtigkeit auf ZYTEL ®
Polyamide nehmen nach dem Spritzen etwas mehr Luftfeuchtigkeit
auf als die meisten anderen Kunststoffe. Wenn während
des Schweißens aus einander berührenden Flächen Feuchtigkeit
austritt, verursacht sie eine schlechte Schweißqualität.
Um beste Ergebnisse zu erzielen, sollten Teile aus ZYTEL ®
entweder unmittelbar nach dem Spritzgießen ultraschallgeschweißt
oder vor dem Schweißen in spritztrockenem Zustand
gehalten werden. Wenn ZYTEL ® einen oder zwei Tage lang
50% relativer Luftfeuchtigkeit bei 23° C ausgesetzt wird,
genügt dies, die Güte der Verschweißung um 50% oder mehr
zu senken, wie dies aus Abb. 10.62 hervorgeht. Werden die
Teile mit längeren als normalen Schweißzeiten verschweißt,
kann der Verlust an Schweißqualität ausgeglichen werden;
häufig muß dann aber eine erhebliche Schweißgratbildung und
Oberflächenzerstörung unter der Sonotrode hingenommen
werden. Wie aus Abb. 10.44 ersichtlich, nähert sich beim
Schweißen die Temperatur des Teils in der Nähe der Sonotrode
derjenigen an der Schweißnaht, so daß eine Verlängerung der
Schweißzyklen ernsthafte Probleme mit sich bringen kann.

Die Teile können über Zeitspannen von bis zu mehreren
Wochen trocken gehalten werden, indem man sie unmittelbar
nach dem Spritzgießen luftdicht in Polyethylensäcken verschließt.
Für längere Zeiträume sind weitergehende Schutzmaßnahmen
zu ergreifen wie die Verwendung von Glasgefäßen,
Dosen oder heißsiegelbaren Säcken mit Feuchtigkeitssperre.
Teile, die Feuchtigkeit aufgenommen haben, können
vor dem Schweißen in einem Trockenofen getrocknet werden.
Die entsprechenden Verfahren sind in den Konstruktions-
und Verarbeitungsanleitungen für ZYTEL ® erläutert.
c. Pigmente, Gleitmittel, Formentrennmittel
Der Einfluß von Pigmentsystemen auf das Ultraschallschweißen
kann beträchtlich sein. Die meisten Pigmente
sind anorganische Compoundmassen, die typischerweise in
Konzentrationen von 0,5% bis 2% verwendet werden. Bei
Schweißgeräten, die auf Bedingungen eingestellt sind, welche
qualitativ einwandfreie Schweißergebnisse bei unpigmentierten
Teilen ergeben, kann die Güte der Verschweißung
pigmentierter Teile deutlich geringer ausfallen. Schlechte
Schweißqualität äußert sich in Schweißnähten durch geringere
Festigkeit und größere Sprödigkeit.
Die Mechanismen, durch die Pigmente das Schweißen
beeinflussen, sind bis jetzt nicht entschlüsselt worden. Das
Vorhandensein von Pigmenten scheint den Vorgang der Wärmeerzeugung
an der Schweißnaht zu beeinträchtigen. Häufig
läßt sich eine mindere Schweißqualität dadurch ausgleichen,
daß pigmentierte Teile mit längeren Schweißzeiten verschweißt
werden als den für nicht pigmentierte Teile ermittelten. Eine
Verlängerung der Schweißzeiten um 50% oder mehr kann
erforderlich werden. Diese längeren Schweißzeiten können
jedoch unerwünschte Nebenwirkungen wie die Bildung übermäßiger
Schweißgrate und Oberflächenbeschädigungen unter
den Sonotroden zur Folge haben.
Wird das Ultraschallschweißen zur Montage von Teilen eingesetzt,
die aus pigmentiertem Werkstoff gespritzt werden
müssen, empfehlen sich Probeschweißungen mit Prototyp-
Spritzlingen, um festzustellen, ob die beabsichtigte Anwendung
realisierbar ist. Bei zahlreichen kommerziellen Anwendungen
sind Festigkeit und Zähigkeit der Schweißnaht
unkritische Erfordernisse. Die Verwendung von Färbemittelsystemen,
die das Ultraschallschweißen nicht nennenswert
beeinflussen, bietet sich als Alternativlösung an.
Die vorstehenden Hinweise gelten auch für das Verschweißen
von Werkstoffen mit eingearbeiteten oder nachträglich zugefügten
Gleitmitteln und Formentrennmitteln. Schon relativ
geringfügige Mengen dieser Stoffe scheinen den Vorgang
der Wärmeerzeugung an der Schweißnaht während des
Schweißens zu beeinträchtigen.
Metall- oder Kunststoffteil
Kunststoffteil
Abrundung 0,25
D
1,6 D
Abb. 10.63 Ultraschall-Nieten
Nietsonotrode
Austauschbare Spitze
0,5 D
2 D
0,5 D
Obwohl eine Verlängerung der Schweißzeit diesen Einfluß bis
zu einem gewissen Grade ausgleichen kann, können die oben
angeführten Folgeerscheinungen problematisch werden. Wenn
beim Spritzgießen ansonsten gleitmittelfreier Werkstoffe-Formentrenn-Sprays
verwendet werden, sollten die Teile vor dem
Verschweißen sorgfältig gereinigt werden.
Andere Ultraschall-Verbindungstechniken
a. Ultraschallnieten
Ultraschallgeräte können auch zum Nieten oder Meißelnieten
benutzt werden, um Teile aus technischen Kunststoffen von
DuPont mit Teilen aus andersartigen Werkstoffen, üblicherweise
Metall, fest zu verbinden. Aus dem unteren Kunststoffteil
ragt ein Stift durch eine Bohrung des zweiten Teils.
Eine besonders geformte Sonotrode berührt die Spitze des
Stiftes, schmilzt sie und formt einen nietenförmigen Kopf.
Dies bewirkt eine feste Verbindung, weil keine elastische
Erholung wie beim Kaltstauchen auftritt.
Empfohlene Sonotroden- und Teilekonstruktionen sind in
Abb. 10.63 dargestellt. Das Volumen des verdrängten
Kunststoffs entspricht der Vertiefung in der Sonotrode.
Zur Anpassung an spezifische Anwendungen sind zahlreiche
Abwandlungen der Konstruktion möglich. Nach Möglichkeit
sollten eine ringförmige Hinterschneidung an der
Stiftwurzel und eine Abrundung am Loch des zu befestigenden
Teiles vorgesehen werden. Dies erhöht die Festigkeit
und Zähigkeit der genieteten Verbindung. Ein dünneres
als das gezeigte Kopfprofil wird nicht empfohlen.
b. Stiftschweißen
Ultraschall-Stiftschweißen, eine Abwandlung der Schernahttechnik,
eignet sich zur Verbindung von Kunststoffteilen an
einem oder an mehreren Punkten.
B
C
D
Maß A: 0,25 bis 0,4 mm für D bis 13 mm.
Maß B: Schweißtiefe B = 0,5 D für höchste Festigkeit (Schweißnaht fester
als der Stift selbst).
Maß C: 0,04 mm minimale Einführung.
Maß D: Stiftdurchmesser.
Abb. 10.64 Ultraschall-Stiftschweißen
A
Vor dem Schweißen Während des Schweißens Nach dem Schweißen
Für viele Anwendungen, die eine dauerhafte Montage erfordern,
ist eine durchgängige Schweißnaht nicht erforderlich.
Häufig setzen die Größe und Komplexität der Teile enge
Grenzen für die Anordnung der Befestigungspunkte oder die
Position der Schweißnaht. Bei verschiedenartigen Werkstoffen
wird diese Art der Verbindung üblicherweise entweder
durch Kaltstauchen, Ultraschallnieten oder durch Verwendung
von Metallnieten oder Schrauben bewerkstelligt.
123

Bei Verwendung einander ähnlicher Kunststoffe kann das
Ultraschall-Stiftschweißen diese Aufgabe einfacher und preisgünstiger
erfüllen. Der Energiebedarf ist wegen der kleinen
Schweißfläche gering und der Schweißzyklus ist kurz, fast
immer weniger als eine halbe Sekunde.
Zu den zahlreichen Anwendungen, die sich für das Ultraschall-
Stiftschweißen eignen, zählen Uhrengehäuse, Kurzzeitmesser,
elektromechanische Teile, elektrische Verbindungsstecker und
Schaufelräder für Pumpen.
Abb. 10.64 zeigt die Grundform der Stiftschweißverbindung
vor, während und nach dem Schweißen. Die Schweißverbindung
entsteht entlang des Stiftumfangs. Die Festigkeit der
Schweißverbindung ist eine Funktion des Stiftdurchmessers
und der Schweißtiefe. Maximale Zugfestigkeit wird erzielt,
wenn die Schweißtiefe dem halben Durchmesser entspricht.
In diesem Falle ist die Schweißverbindung stärker als der Stift.
Das radiale Übermaß A muß gleichförmig sein und sollte bei
Stiften mit einem Durchmesser von 13 mm oder weniger im
allgemeinen 0,25 bis 0,4 mm betragen. Versuche haben ergeben,
daß ein größeres Übermaß nicht die Festigkeit der Verbindung,
wohl aber die Schweißzeit erhöht. So benötigen
beispielsweise Stifte mit einem Durchmesser von 5 mm und
0,4 mm Übermaß die vierfache Schweißzeit von Stiften mit
0,25 mm Übermaß, die bis zur gleichen Tiefe geschweißt
werden. Das Loch sollte genügend Abstand von der Kante
haben, um ein Ausbrechen zu verhindern.
An der Verbindungsstelle kann sich die Vertiefung am Ende
des Stiftes oder an der Öffnung des Lochs befinden, wie dies
bei mehreren der gezeigten Beispiele ersichtlich ist. Bei Verwendung
der zweiten Alternative kann eine leichte Abschrägung
vorgesehen werden, um eine rasche Ausrichtung zu
ermöglichen.
Um eine Spannungskonzentration während des Schweißens
und beim späteren Gebrauch zu vermeiden, sollte am Fuße
des Stiftes eine Abrundung mit großzügig bemessenem
Radius vorgesehen werden.
124
A B
vorher nachher vorher nachher
Abb. 10.65 Stiftschweißungen – Verschiedene Ausführungen
vorher
nachher
B
A – Blindloch B – Doppelt abgestuft
Abb. 10.66 Stiftschweißen – Varianten
vorher
nachher
2 B
Eine Hinterschneidung der Abrundung unterhalb der Oberfläche
dient als Schweißgratspeicher, der einen sauber
abschließenden Kontakt der Teile ermöglicht.
Andere Einsatzmöglichkeiten des Stiftschweißens sind in
Abb. 10.65 dargestellt. Ein drittes Teil aus einem andersartigen
Werkstoff kann wie in Ansicht A dargestellt fixiert werden.
Ansicht B zeigt getrennt gespritzte Nieten statt selbstschneidender
Metallschrauben oder Nieten, die – anders als
Metallbefestigungen – eine relativ spannungsfreie Montage
ergeben.
T
0,4 mm
T = Wanddicke
vorher nachher vorher nachher
0,25 mm
Abb. 10.67 Stiftschweißen – Stopfen in dünnwandigen Teilen
Abb. 10.66A zeigt eine Abwandlung, die Verwendung findet,
falls es auf das Aussehen ankommt oder eine unterbrechungsfreie
Oberfläche erforderlich ist. Der Stift wird in einen Wulst
hineingeschweißt. Der Außendurchmesser des Wulstes sollte
mindestens dem doppelten Stiftdurchmesser entsprechen. Wird
der Stift in ein Blindloch hineingeschweißt, kann es erforderlich
werden, für einen Luftauslaß zu sorgen. Hier bieten sich zwei
Methoden an: ein Mittelloch durch den Stift oder ein kleiner,
schmaler Schlitz in der Innenwand des Wulstes.
Werden der beim Schweißen auftretenden relativen Bewegung
der beiden miteinander zu verbindenden Teile Grenzen gesetzt,
wie zum Beispiel beim Positionieren von Getrieben sowie
anderen inneren Bauteilen, sollte eine doppelt abgestufte
Stiftschweißung erwogen werden, wie sie in Abb. 10.66B
dargestellt ist. Dies reduziert die Bewegung um 50%,
während die Schweißfläche und die Festigkeit der Schweißverbindung
unverändert bleiben.
Diese Abwandlung ist auch sinnvoll, wenn Stopfen in dünne
Wände von 1,5 mm hineingeschweißt werden, dargestellt in
Abb. 10.67. Bei der einfachen Stiftverbindung reduziert die
erforderliche Einführung die verfügbare Fläche und Festigkeit.
Standard-Sonotroden ohne spezielle Ausgestaltung der Spitze
(wie sie für das Ultraschallnieten benötigt werden) finden
Verwendung. Im allgemeinen sind Sonotroden mit großer
Amplitude oder Kombinationen aus Sonotrode und Booster
erforderlich. Die besten Ergebnisse lassen sich erzielen, wenn
die Sonotrode das Teil unmittelbar über dem Stift und seitlich
möglichst nahe an der Verbindungsstelle berührt. Werden
mehrere Stifte eines einzelnen Teils verschweißt, genügt
häufig die Verwendung einer einzigen Sonotrode. Weisen
die Stifte aber größeren Abstand voneinander auf (mehr als
75 mm zwischen den am weitesten auseinanderliegenden
Stiften), so müssen in der Regel mehrere kleine, simultan
erregte Sonotroden verwendet werden. Einige Schweißgeräte,
die dazu in der Lage sind, sind bereits an früherer
Stelle beschrieben worden.
0,5 T
0,2 mm
0,4 mm

Sonotrode
Einlegeteil aus
Metall
Kunststoff
c. Einsetzen von Teilen durch Ultraschall
Metallteile können mit Ultraschall in Teile aus technischen
Kunststoffen von Du Pont eingesetzt werden und so umspritzte
oder eingepreßte Einlegeteile ersetzen. Gegenüber umspritzten
Einlegeteilen ergeben sich mehrere Vorteile:
– Vermeidung von Verschleiß und Veränderung der Formen,
– Vermeidung des Vorwärmens sowie der manuellen
Zuführung der Einlegeteile,
– verkürzte Taktzeiten beim Spritzgießen,
– weniger kritische Maßtoleranzen der Einlegeteile,
– erheblich reduzierte innere Spannungen.
Wie in Abb. 10.68 gezeigt wird, können die Einlegeteile mit
Ultraschall entweder in ein Spritzgußteil eingesetzt werden,
oder das Spritzgußteil kann um das Einlegeteil herum montiert
werden.
Im Handel sind verschiedene Arten von Ultraschall-Einlegeteilen
erhältlich, deren Konstruktionsprinzipien einander
sehr ähnlich sind.
Der Druck und die Ultraschallschwingung des Einlegeteils
schmelzen den Kunststoff an der Berührungsfläche zwischen
Metall und Kunststoff und treiben das Einlegeteil in ein
vorgeformtes oder vorgebohrtes Loch. Der geschmolzene
Kunststoff fließt in eine oder mehrere Aussparungen des
Einlegeteils. Nach Erhärtung des Kunststoffes ist dadurch
das Einlegeteil fixiert. Das Volumen des verdrängten Werkstoffs
sollte dem Volumen der Aussparungen des Einlegeteils
entsprechen oder geringfügig übersteigen. Die Einlegeteile
sind mit Abflachungen, Kerben oder axialen Auszackungen
versehen, um ein Verdrehen infolge auftretender Torsionskräfte
zu verhindern.
Sicherheit
vorher
Abb. 10.68 Einsetzen von Teilen durch Ultraschall
nachher
Ultraschallschweißen ist ein unfallsicheres Verfahren.
Gewisse Vorsichtsmaßnahmen sollten jedoch getroffen
werden, um die Sicherheit zu gewährleisten.
a. Ultraschall-Schweißmaschinen sollten mit Doppelbetätigungsschaltern
ausgestattet sein, um sicherzustellen, daß
die Hände der Bedienungskraft der Sonotrode fernbleiben.
Abschalt- oder Sicherheits-Unterbrechungsschalter sollten
ebenfalls installiert sein, um die Schweißmaschinen zu
jedem beliebigen Zeitpunkt während des Schweißzyklus
sowie ihrer Abwärtsbewegung anzuhalten.
b. Schwingende Sonotroden sollten weder zusammengedrückt
noch festgehalten werden; ebensowenig sollte
die Einheit von Hand herabgesenkt werden, solange der
pneumatische Zylinder aktiviert ist. Ersteres kann zu
leichten Hautverbrennungen, letzteres zu schweren Verbrennungen
sowie mechanischen Quetschungen führen.
Abb. 10.69 Lärmschutzabdeckung
c. Schweißgeräte arbeiten mit einer Frequenz von 20000
Schwingungen pro Sekunde, also außerhalb des normalen
Hörbereiches der meisten Menschen. Manche Menschen
werden jedoch durch diese Frequenz und durch Schwingungen
niedrigerer Frequenz, die sich im Stativ und in
den zu verschweißenden Teilen bilden, geschädigt. Eine
mit schalldämpfendem Material ausgekleidete Umhüllung,
ähnlich der in Abb. 10.69 gezeigten, kann dazu beitragen,
die Geräuschentwicklung und andere mögliche Auswirkungen
der Schwing-ungen zu reduzieren. Die Umhüllung
sollte umfassend sein und nicht nur aus einer Trennscheibe
bestehen. Wo dies nicht möglich ist, sollten alle
Bedienungspersonen und sonstigen in der Nähe der
Schweißanlage arbeitenden Personen Ohrschützer tragen.
Labortechniker, die nur gelegentlich mit Ultraschall-Schweißgeräten
arbeiten, sollten Ohrschützer tragen, wenn sie die
von der Schweißmaschine erzeugten Geräusche als unangenehm
empfinden. Einige Sonotroden mit Formen, die sehr
stark einer Glocke ähneln, können unter ungünstigen
Betriebsbedingungen starke Schallwellen erzeugen. Diese
Schwingungen können Übelkeit, Schwindel und sogar die
Gefahr bleibender Gehörschäden verursachen.
125

Vibrationsschweißen
Einführung
Das Vibrationsschweißen ist eine seit vielen Jahren bekannte
Fügetechnik, die in einigen speziellen Bereichen eingesetzt
wird. Du Pont hat jedoch diese Technik weiterentwickelt und
so weit verbessert, daß sie mit einer breiten Palette an technischen
Kunststoffmaterialien eingesetzt werden kann. Zudem
war Du Pont das erste Unternehmen, das geeignete Prototypen
der Maschinen hergestellt hat, um die Durchführbarkeit
und Brauchbarkeit dieser Methode für das Verbinden
von technischen Kunststoffteilen zu demonstrieren.
Das Vibrationsschweißen ist eine einfache Technik und
erfordert keine hochentwickelte mechanische oder elektrische
Ausstattung. Der Schweißzyklus läßt sich in folgende
Schritte unterteilen:
1. Die beiden Teile werden in entsprechend geformten
Haltevorrichtungen an der Maschine befestigt.
2. Die Vorrichtungen laufen aufeinander zu, um die Verbindungsflächen
unter ständigem Druck aufeinander
zu bringen.
3. Mit einem Getriebe oder einem Elektromagneten erzeugte
Vibrationen werden auf die Haltevorrichtungen übertragen
und über diese auf die Berührungsflächen. Die beiden
Teile bewegen sich in entgegengesetzte Richtungen und
erzeugen so eine relative Geschwindigkeit an den Kontaktflächen.
Aufgrund der Reibung steigt die Temperatur
sofort an und erreicht in der Regel in weniger als einer
Sekunde den Schmelzpunkt des Kunststoffes.
4. Nach einer vorgewählten Zeit bremst eine elektrische
Kontrollvorrichtung die Vibrationen ab, während der
Druck auf der Schweißfläche erhalten bleibt. Gleichzeitig
werden die Teile korrekt ausgerichtet.
5. Der Druck wird einige Sekunden aufrecht erhalten, damit
die Schmelze erstarren kann. Dann öffnen sich die
Vorrichtungen und die verschweißten Teile werden
ausgeworfen.
Grundprinzip
Die verschiedenen Schweißtechniken für das Verbinden von
Teilen aus thermoplastischem Material unterscheiden sich
wesentlich in der Methode, wie Wärme an den Verbindungsflächen
aufgebaut wird.
Die gegenwärtig bekannten Verfahren lassen sich grundsätzlich
in zwei Hauptgruppen unterteilen:
1. Die zum Erreichen der Schmelzetemperatur erforderliche
Wärme wird durch eine Fremdquelle zugeführt. Dies ist
der Fall beim Heizelementschweißen, Induktionsschweißen
und Heißluftschweißen.
2. Die erforderliche Wärme wird direkt an den Verbindungsflächen
durch Reibung erzeugt. Die bekanntesten
Methoden, die mit diesem Verfahren arbeiten, sind das
Rotations- und Ultraschallschweißen.
126
Sie bieten den offensichtlichen Vorteil, daß der geschmolzene
Kunststoff nicht der Umgebungsluft ausgesetzt und so
Zersetzung oder Oxydation verhindert wird, was für einige
Kunststoffe unbedingt erforderlich ist. Das Rotationsschweißen
ist jedoch auf kreisrunde Teile begrenzt, die
außerdem keine Positionierung erfordern. Wenn die zwei
Teile exakt aufeinander ausgerichtet werden müssen, wird
das Rotationsschweißen sehr kostenaufwendig, da keine
einfachen mechanischen Mittel verfügbar sind, um diese
Anforderung zu erfüllen.
Das Vibrationsschweißen gehört zu der zweiten Gruppe,
da es Wärme durch Reibung der zwei Berührungsflächen
erzeugt. Im Gegensatz zum Rotationsschweißverfahren
ist das Vibrationsschweißen nicht auf kreisförmige Teile
begrenzt. Es läßt sich für fast jede Form einsetzen, falls
die Auslegung der Teile ein freies Vibrieren innerhalb
einer gegebenen Amplitude erlaubt.
Definition des Bewegungszentrums
Das Zentrum, um das die zwei Teile vibrieren, kann folgendermaßen
angeordnet werden:
a. innerhalb der Schweißfläche;
b. außerhalb der Schweißfläche;
c. in einer unbegrenzten Distanz. In diesem Fall wird die
Bewegung linear.
Auf dieser Basis lassen sich zwei verschiedene Varianten
definieren: Winkel- und Linearschweißen
a. Bewegungszentrum innerhalb der Schweißfläche
Alle Teile, die eine kreisrunde Schweißnaht aufweisen,
würden logischerweise um ihr eigenes Zentrum vibrieren,
wie in Abb. 10.71A gezeigt wird. Solche Teile können mit
einer V-förmigen Schweißnaht versehen werden, wie im
Kapitel «kreisförmige Teile» beschrieben wird. Alle Teile,
die keine kreisförmige Form haben, müssen natürlich eine
flache Schweißfläche aufweisen. Hat die Schweißfläche
eine unregelmäßige Form wie z.B. in Abb. 10.71B, kann
das Teil immer noch um ein Innenzentrum schwingen.
Letzteres würde jedoch an einer Stelle gewählt, die die
geringstmögliche Differenz der Umfangsgeschwindigkeit
erzeugt.
Versuchsreihen ergaben, daß das Bewegungszentrum
außerhalb der Schweißfläche angeordnet werden muß,
wenn das Verhältnis von X/Y ~1,5 übersteigt.
X = max. Abstand bis Bewegungszentrum
Y = min. Abstand
X
A B
Abb. 10.71 Schweißnahtprofile
Y

Formteile mit einer rechteckigen Schweißfläche, ähnlich
wie in Abb. 10.72A, können ebenso um ihr eigenes Zentrum
vibrieren, falls das oben genannte Verhältnis ~1,5 bis
1,0 nicht übersteigt.
Bei einer Form, wie sie in Abb. 10.72B gezeigt wird,
müßte das Bewegungszentrum außerhalb angeordnet
werden, um ähnliche Schweißgeschwindigkeiten auf
der gesamten Schweißfläche zu erhalten.
b. Bewegungszentrum außerhalb der Schweißfläche
Werden die oben beschriebenen Bedingungen nicht
erfüllt, müssen die Teile weit genug vom Bewegungszentrum
entfernt angeordnet werden, um ein Verhältnis von
X/Y < 1,5 zu erhalten, wie in Abb. 10.73A gezeigt wird.
Diese Anordnung erlaubt das gleichzeitige Schweißen
von zwei oder mehreren Teilen. Es ist außerdem möglich,
Teile mit unterschiedlichen Größen und Formen gleichzeitig
zu verschweißen. Sie müssen jedoch symmetrisch
in der Vibrationsvorrichtung angeordnet werden, um den
gleichen Oberflächendruck auf alle Verbindungen zu
erhalten, wie in Abb. 10.73B gezeigt wird.
c. Linearschweißen
Teile, die aufgrund ihrer Form oder Größe nicht in eine
runde Vorrichtung passen, lassen sich linear verschweißen.
Diese Methode eignet sich besonders für großvolumige,
nichtrunde Teile mit einer Länge von über 100-150 mm.
Es ist jedoch auch möglich, mehrere Teile gleichzeitig
zu verschweißen, wenn sie sich an den Vibrationsplatten
befestigen lassen.
X
X
Y
A B
Y
+
Typische Vorrichtungen
für das Erzeugen von Vibrationen
Obwohl Vibrationen mit Wechselstrommagneten erzeugt
werden können, wurden alle verfügbaren Maschinen bisher
mit mechanischen Vibratoren ausgestattet.
Abb. 10.74 zeigt schematisch die Funktion einer Linearschweißmaschine,
wie sie von Du Pont zuerst optimiert wurde.
Die Vibrationen werden von zwei Exzenterscheiben «a»
erzeugt, die sich um das Zentrum «b» drehen und über Stangen
«d» auf Vorrichtungen «c» übertragen werden. Die unteren
Vorrichtungen gleiten in zwei Kugellagerschienen, die eine
freie Bewegung in Längsrichtung erlauben. Die obere Vorrichtung
wird von vier pneumatisch betätigten Hebeln «e»
heruntergedrückt. Es ist äußerst wichtig, die Bewegungen
der Hebel mechanisch zu synchronisieren, um eine perfekte
Parallelität der zu schweißenden Teile zu erreichen.
Am Ende des Schweißzyklusses wird die Bewegungsübertragung
abgestellt, worauf beide Teile in ihre Endposition
gebracht werden. Der Druck bleibt kurzfristig aufrecht erhalten,
damit der geschmolzene Kunststoff erstarren kann.
Das gleiche Grundprinzip gilt für eine Winkelschweißmaschine,
Abb. 10.75. In diesem Fall werden Vibrationen auf
obere und untere Vorrichtungen «a» übertragen, die sich auf
Kugellagern drehen. Die obere Vorrichtung wird direkt auf
der Kolbenstange «b» montiert, um den Druck zu liefern.
Theoretisch könnte das gleiche Schweißergebnis mit einem
feststehenden und einem vibrierenden Teil erreicht werden,
das bei doppelter Frequenz vibriert.
Abb. 10.72 Ermittlung des Bewegungszentrums Abb. 10.74 Prinzip der Linearschweißmaschine
A B
Abb. 10.73 Simultanschweißen von mehreren Teilen
c
e
a
Abb. 10.75 Prinzip der Winkelschweißmaschine
b
e
d
a
b
f
127

Erfahrungen haben jedoch gezeigt, daß diese Methode aus verschiedenen
Gründen unzufriedenstellend ist. Wie in Abb.
10.74 und 10.75 veranschaulicht wird, heben sich die beträchtlichen
Beschleunigungs- und Verzögerungskräfte auf, wenn
das Gewicht der oberen Vorrichtung mit Kunststoffteil dem
Gewicht der unteren Vorrichtung mit Kunststoffteil entspricht.
(Beim Winkelschweißen müssen die beiden Trägheitsmomente
identisch sein, um gleiche und entgegengesetzte Trägheitskräfte
zu erzielen).
Falls nur ein Teil bei doppelter Frequenz vibriert, sind die
Beschleunigungs- und Verzögerungskräfte viermal höher
und müßten über eine zusätzliche und regelbare Vorrichtung
kompensiert werden. Das gesamte Getriebe würde somit
weitaus schwerer und teurer für eine Maschine mit gleicher
Kapazität. Außerdem haben Erfahrung gezeigt, daß sich eine
gute und feste Verbindung leichter erhalten läßt, wenn beide
Teile schwingen.
Schweißbedingungen
Um den Schmelzpunkt des Materials zu erreichen, müssen die
zwei Teile zusammengepreßt werden und bei einer bestimmten
Frequenz und Amplitude schwingen. Diese Bedingungen
können als PV-Werte definiert werden, wobei «P» der spezifische
Kontaktdruck in MPa und «V» die Flächengeschwindigkeit
in m/s ist.
Die zwei Exzenterscheiben erzeugen eine sinusförmige
Geschwindigkeitskurve wie in Abb. 10.76. Da sie in entgegengesetzte
Richtungen laufen, beträgt die maximale relative
Geschwindigkeit des einen Teils gegenüber dem anderen
Teil 2 W. Die resultierende relative Geschwindigkeit liegt
somit beim 1,27fachen des maximalen Wertes «W».
Beispiel: Eine Maschine, die Acetalpolymer schweißt, wie
in Abb. 10.74 hat einen Exzenterabstand «f» von 3 mm
und läuft bei einer Geschwindigkeit von 5000 U/min.
Die Umfangsgeschwindigkeit ist somit wie folgt:
V = f × � × n = 0,003 m × � × 5000 = 0,78 m /s
60
W W
128
Y = 0,635 W 2 Y = 1,27 W
Y Y
1 Umdrehung
W = maximale Geschwindigkeit jedes Teils
Y = Durchschnittsgeschwindigkeit jedes Teils
Abb. 10.76 Geschwindigkeitskurven beim Vibrationsschweißen
2 Y
2 W
Dies entspricht der maximalen Geschwindigkeit «W» in
Abb. 10.76. Die durchschnittliche relative Geschwindigkeit
eines Teils gegen das andere wäre dann:
1,27 × 0,78 = 1 m / s
Bei einem spezifischen Kontaktdruck von 3 MPa wird der
resultierende PV-Wert:
3 × 1 = 3 MPa × m/s
Da die erzeugte Wärme außerdem eine Funktion des Reibungskoeffizienten
ist, muß der obige PV-Wert auf das zu
schweißende Material bezogen werden. Glasfaserverstärkte
Polyamide wurden zum Beispiel erfolgreich bei einem PV-
Wert von 1,3 verschweißt. Hieraus läßt sich folgern, daß bei
einer Maschine, die verschiedene Materialien und Formteilgrößen
verschweißen soll, Druck, Drehzahl und Amplitude
verstellbar sein müssen. Sobald die optimalen Arbeitsbedingungen
für ein gegebenes Teil festgelegt sind, dürfte die
Maschine jedoch mit Ausnahme des Druckes keine weiteren
Einstellungen erfordern.
Die Schweißzeit ist das Produkt von Geschwindigkeit, Druck
und Amplitude. Die Praxis hat jedoch gezeigt, daß die
Schweißnahtfestigkeit oberhalb eines bestimmten Druckes
eher abnimmt – möglicherweise aufgrund von ausgequetschtem
geschmolzenem Kunststoff. Auf der anderen Seite legen
die resultierenden mechanischen Belastung des Getriebes
Beschränkungen auf. So vervierfacht eine Verdopplung der
Geschwindigkeit die Beschleunigungskräfte der vibrierenden
Massen.
Umfangreiche Tests haben ergeben, daß sich eine Frequenz
von etwa 100 Hz für kleine und mittelgroße Teile sehr
gut eignet, während größere, schwere Formteile bei einer
Frequenz von 70-80 Hz verschweißt werden.
So wurden auch große Teile wie Ansaugrohre erfolgreich,
mit Frequenzen bis zu 250 Hz, verschweißt. Siehe auch
Abb. 10.79D.
Bei Linearmaschinen sollte der Abstand der beiden Exzenterscheiben
(«f» in Abb. 10.74) so eingestellt werden, daß
eine relative Bewegung von etwa 0,9 × Schweißnahtbreite
erzielt wird, siehe Abb. 10.77.
Der spezifische Oberflächendruck, der die höchste Schweißnahtfestigkeit
ergibt, muß über Tests ermittelt werden. Als
Faustregel gilt, daß eine Maschine einen Druck von 4 MPa
auf die zu schweißende Fläche erzeugen muß.
W
� 0,9 W
Abb. 10.77 Relative Bewegung – Schweißnahtbreite

a b c d e
c
Abb. 10.78 Schweißnahtprofile – runde Teile
Auslegung von Schweißnähten
a
b
a. Kreisförmige Teile
Kreisförmige Teile sollten – wie beim Rotationsschweißen –
immer mit einer V-förmigen Schweißnaht versehen werden.
Eine solche Auslegung erlaubt nicht nur eine perfekte Ausrichtung
der beiden Hälften, sondern die Schweißfläche kann
vergrößert werden und so die Festigkeit der Wandfläche
erreichen. Während des Schweißbetriebes baut sich eine
bestimmte Menge an Grat an beiden Seiten der Schweißnaht
auf. Bei bestimmten Anwendungen muß dies vermieden
werden, entweder aus ästhetischen Gründen oder weil er eine
Fehlerquelle für innenliegende mechanische Teile darstellen
kann. In solchen Fällen sollten Verbindungen mit Gratspeichern
versehen werden.
Um Vibrationen mit dem geringstmöglichen Verlust auf die
Kontaktfläche zu übertragen, müssen die Kunststoffteile fest
in den Haltevorrichtungen eingespannt werden. Es ist oft
ratsam, die Schweißfläche mit 5 oder 8 Mitnehmerrippen zu
versehen. Das gilt besonders bei dünnwandigen Behältern
aus weichen Materialien.
Eine typische Schweißnahtauslegung mit einem externen
Gratspeicher und Mitnehmerrippen direkt auf der Schulter
wird in Abb. 10.78a gezeigt. Einige grundsätzliche Anforderungen
sind dabei zu beachten:
– Vor dem Schweißen sollten die flachen Flächen durch
einen Spalt «a» getrennt werden, der etwa das 0,1fache
der Wandstärke beträgt.
– Der Winkel «b» sollte mindestens 30° betragen, um einen
selbsthemmenden Effekt zu verhindern.
– Die Schweißnahtlänge «c–d» muß, abhängig von der
gewünschten Festigkeit, mindestens das 2,5fache der
Wandstärke betragen. Da einige Kunststoffe sich schwerer
verschweißen lassen als andere, sollte dieser Wert entsprechend
erhöht werden.
Abbildungen 10.78b und 10.78c zeigen weitere mögliche
Anordnungen für externe Gratspeicher.
a
d
Bei Teilen, für die ästhetische Aspekte nicht so wichtig sind,
reicht häufig eine einfache Rille aus, siehe Abb. 10.78d.
Sie verdeckt zwar den Grat nicht, er verbleibt jedoch im
Bereich des Außendurchmessers.
Falls sowohl interne als auch externe Gratspeicher erforderlich
sind, können sie wie in Abb. 10.78e ausgelegt werden.
b. Nicht kreisförmige Teile
Teile, die nicht kreisförmig sind, können mit flachen Schweißflächen
auf Winkel- oder Linearmaschinen verschweißt werden,
siehe Abb. 10.79A. Die Schweißnahtbreite «B» sollte
mindestens das zweifache der Wandstärke betragen, abhängig
von den Festigkeitsanforderungen und dem verwendeten
Kunststoff. Die Festigkeit steigt aufgrund ungleichmäßiger
Spannungsverteilung (siehe auch Abb. 10.81) über einem
B/D-Verhältnis von 2,5-3,0 nicht beträchtlich .
Quadratische und rechteckige Teile, besonders solche mit
dünnen Wandstärken oder aus weichen Kunststoffen, sind
nicht steif genug, um Vibrationen ohne Verlust zu übertragen.
Sie müssen daher eine Schweißnaht mit einer Rille um
den gesamten Umfang aufweisen, Abb. 10.79B. Diese Rille
paßt in eine Schweißraupe an der Vorrichtung «a», um zu
verhindern, daß die Wände nach innen zusammenfallen. Es
ist äußerst wichtig, die Verbindung an beiden Flächen «b»
und «c» zu stützen, um eine perfekte Schweißdruckverteilung
zu erzielen.
Ein möglicher Weg zum Anbringen von Gratspeichern an
Stumpfschweißnähten wird in Abb. 10.79C gezeigt. Der Spalt
«a» muß angepaßt werden, damit sich die beiden Außenlippen
nach dem Schweißen vollständig schließen. Die Auslegung
reduziert die effektive Schweißfläche und kann breitere
Schweißnähte für eine gegebene Festigkeit erfordern.
Eine andere Auslegung der Schweißnähte mit Rillen ist in
Abb. 10.79D dargestellt. Diese Schweißnaht wurde erfolgreich
für einen vibrationsgeschweißten Deckel eines Ansaugrohrs
mit einer Frequenz bis zu 280 Hz und einer Amplitude
von 1,2 mm angewendet.
129

Abb. 10.79 Schweißnahtauslegung, nicht kreisförmige Teile
130
��������
���
�
� �
� � ��� �
�
������
� �
���
�
�
Deckel
���
���
���
�
Ansaugrohr
�
������
���
���
���
��� �
���
���
��� ���
�
��
���
�
�
Aufnahmevorrichtung
Amplitude: 0,9 – 1,2 mm
�������
Zu entwickelnde
Schweißtiefe
�
Frequenz: 240 – 280 Hz
Testergebnisse
bei winkelverschweißten Stumpfnähten
Der in Abb. 10.80 rechteckig geschweißte Kasten wurde für
umfangreiche Druckprüfungen aus verschiedenen
DuPont Materialien verwendet. Der Berstdruck jedes Behälters
wird von drei Hauptfaktoren beeinflußt:
– Gesamtauslegung.
– Verschweißbarkeit des Materials.
– Schweißnahtauslegung.
Die unten beschriebenen erzielten Resultate sollten daher
sorgfältig auf Formteile mit unterschiedlichen Formen und
Funktionen übertragen werden. Das gleiche Formteil wird
ein sehr unterschiedliches Verhalten aufweisen, wenn es aus
verschiedenen Kunststoffen hergestellt wird. Während die
Schweißnaht in einigen Fällen der schwächste Punkt sein
kann, ist sie bei anderen technischen Kunststoffen eventuell
fester als das Teil selbst.
Schweißnahtfestigkeit
in Abhängigkeit von der Schweißfläche
Abb. 10.81 zeigt die Zugfestigkeit als Funktion von der
Schweißnahtbreite, die von dem in Abb. 10.80 gezeigten
Behälter erhalten wurde. Ein linearer Festigkeitsanstieg kann
bis zu einem B/D-Verhältnis von ca. 2,5 beobachtet werden.
Oberhalb dieses Werts flacht die Kurve ab und eine Verbreiterung
bleibt ohne Einfluß auf die Festigkeit.
36
45
Abb. 10.80 Berstdruck Prüfteil
Berstdruck
BB
D
1 1,5 2 2,5 3
Verhältnis B
D
Abb. 10.81 Schweißnahtfestigkeit in Abhängigkeit
von der Nahtgröße
7 cm 2

Schweißnahtfestigkeit in Abhängigkeit
vom spezifischen Schweißdruck
Wie bereits erwähnt, sollte der geeignete spezifische Schweißdruck
für jeden Kunsstoff mit Versuchen ermittelt werden.
Für DELRIN ® 500 ergab sich zum Beispiel ein Druck von etwa
3,3 MPa, wie die Kurve in Abb. 10.82 zeigt. Es scheint, daß
ein zu hoher Druck die Nahtfestigkeit ebenso reduziert wie ein
zu niedriger Druck.
Berstdruck
2 3 4
Schweißnahtfestigkeit in Abhängigkeit vom spezifischem Schweißdruck
Abb. 10.82 Spezifischer Schweißdruck
Alle DELRIN ® Typen eignen sich für das Vibrationsschweißen.
DELRIN ® 500P zeigt die besten Ergebnisse, wohingegen
DELRIN ® 100 etwas schwächer ist. Schweißnähte in Teilen aus
DELRIN ® 100 sind in der Regel der schwächste Bereich aufgrund
der hohen Dehnung dieses Kunststoffes. Dies galt auch
für den Prüfbehälter in Abb. 10.80. Das gleiche Teil aus glasfaserverstärktem
DELRIN ® bricht nicht an der Schweißnaht,
sondern wegen seiner geringeren Dehnung an einer Ecke.
Es muß außerdem beachtet werden, daß eingefärbte Einstellungen
eine niedrigere Schweißnahtfestigkeit erzeugen als die
gleichen ungefärbten Typen. Dies gilt für alle Kunststoffe.
Pigmentanteile haben einen leichten negativen Einfluß auf
die Eigenschaften. Obwohl die durchschnittlichen Festigkeitswerte
von Typ zu Typ leicht variieren, ist es überraschend
festzustellen, daß die obere Grenze bei 14 MPa Zugfestigkeit
für die meisten Typen liegt.
Das Vibrationsschweißen eignet sich außerdem für alle
ZYTEL ® Polyamidtypen. Es erlaubt viele neue und attraktive
Anwendungen, für die keine andere Fügetechnik in Frage
käme. Besonders die Automobilindustrie braucht verschiedene
eckige Behälter im Kühlkreislauf und für Emissionskontrollfilter.
Der Wasseraufnahme muß vor dem Schweißen keine besondere
Beachtung geschenkt werden, falls die Teile bei einer
relativen Feuchtigkeit von maximal 50% gelagert werden.
Stumpfnähte in Formteilen aus unverstärktem Polyamid sind
in der Regel fester als das Teil selbst. Füllstoffe und Glasfasern
reduzieren die Nahtfestigkeit je nach der Materialqualität.
So bewirkt ein Glasfaseranteil von 30% eine Reduzierung
der Festigkeit um 50%. Teile aus diesem Kunststoff
müssen sorgfältig ausgelegt werden.
Anwendungsbeispiele
Abb. 10.83. Eine typische Auslegung einer Zentrifugalpumpe
mit einem winkelverschweißten Spiralgehäuse aus
DELRIN ® .
Abb. 10.83 Zentrifugalpumpe
Abb. 10.84. Ein Automobiltank aus ZYTEL ® Polyamid 66.
Die Schweißnaht ist mit einem Gratspeicher versehen, um
Nachbearbeitungs- und Entgratungsgänge zu vermeiden.
Abb. 10.84 Automobiltank
131

Abb. 10.85. Ein linearverschweißter Kraftstofftank eines
Motorrades aus ZYTEL ® . Die Rille in der Schweißnaht sammelt
den Grat und anschließend wird ein PVC-Profil über
dem Flansch schnappverbunden. Dies ist eine Lösung, die
die gesamte Schweißnaht effektiv verdeckt.
Abb. 10.85 Motorradtank
Abb. 10.86a. Ein winkelverschweißtes, rechteckig geformtes
Kraftstoff-Filtergehäuse aus ZYTEL ® . Die Naht ist mit einer
Fuge versehen, um die dünnen Wände in den Vorrichtungen
zu halten und somit ein Zusammenfallen während des
Schweißens zu verhindern.
Abb. 10.86b. Ein winkelverschweißter Behälter aus ZYTEL ® .
Verbindungen an Körper und Abdeckung müssen in der gegebenen
Position orientiert werden. Eine klassische Reibungsschweißnaht
mit einem externen Gratspeicher wurde für diese
Vibrationsschweißtechnik verwendet.
Abb. 10.87. Gummimembranbaugruppen können ebenso mit
Winkelvibrationen verschweißt werden. Es müssen jedoch
Vorkehrungen getroffen werden, die verhindern, daß das
obere Teil direkt auf das Gummi Vibrationen überträgt. Dies
kann mit einer sehr dünnen Unterlegscheibe aus Polyamid,
mit Grafitpulver oder einem Öltropfen auf der Membrane
erreicht werden.
132
a b
Abb. 10.86 Winkelverschweißte Teile
Bei dem hier gezeigten Magnetventil aus glasfaserverstärktem
ZYTEL ® Polyamid liegt der Berstdruck bei 8-9 MPa.
Ein bedeutender Vorteil gegenüber selbstschneidenden Schrauben
liegt darin, daß ein verschweißter Körper bis zum Berstdruck
dicht bleibt.
Abb. 10.87 Membrangehäuse
Vergleich mit anderen Schweißtechniken
Das Vibrationsschweißen überschneidet sich in der Praxis
nicht mit dem Ultraschallschweißverfahren, obwohl sie in
einigen Fällen beide anwendbar sind. Das Magnetventil
in Abb. 10.87 läßt sich zum Beispiel leicht ultraschallverschweißen.
Die hohe Frequenz kann jedoch die dünne Metallfeder
brechen. In diesem Fall wird das gesamte Gehäuse
unbrauchbar. Manchmal verhindert eine komplexe Teilegeometrie,
daß eine Sonotrode nicht nahe genug an die
Schweißnaht kommt. Zudem erfordern gas- und luftdichte
Ultraschallschweißnähte enge Toleranzen, die sich nicht
immer erreichen lassen.
Dünnwandige Behälter wie Taschenlampen können niemals
mit einer Schweißnaht versehen werden, die groß genug ist,
um den erforderlichen Berstdruck zu erreichen. Daher wäre
es unklug, sie auf Vibrationsmaschinen zu verschweißen. Hier
ist das Ultraschallverfahren zu bevorzugen.
Das Vibrationsschweißen kann in vielen Anwendungen in
Konkurrenz zum Heizelementschweißen stehen. Hier bietet
es einige wichtige Vorteile:
– sehr viel kürzerer Gesamtzyklus;
– geringere Verzugsempfindlichkeit, da der relativ hohe
Schweißdruck das Teil abflacht;
– da der geschmolzene Kunststoff nicht der Umgebungsluft
ausgesetzt wird, eignet sich das Verfahren für alle Kunststofftypen.
Das Vibrationsschweißen steht nicht in Konkurrenz zum reinen
Rotationsschweißen. Für alle kreisförmigen Teile, die
keine festgelegte Positionierung erfordern, ist das Rotationsschweißen
immer noch die günstigste und schnellste Fügetechnik.

Konstruktive Erwägungen
für vibrationsverschweißte Teile
Teile, die für ein Verbinden mit der Vibrationsschweißtechnik
gedacht sind, müssen korrekt ausgelegt werden, um Fehler
und Ausschüsse zu vermeiden. Es ist unbedingt erforderlich,
daß die Verbindungsflächen aneinander anschliessen.
Der erste Schritt ist die Wahl einer geeigneten Schweißnaht
mit der erforderlichen Festigkeit und Dichte. In dieser
Entwicklungsphase sollte entschieden werden, ob Gratspeicher
oder Mittel zur Verdeckung oder zum Verstecken
der Schweißnaht erforderlich sind.
Wichtig ist es, den Schweißflansch um das Teil herum zu
stützen, um einen gleichmäßigen Druck über der gesamten
Schweißfläche aufrecht zu erhalten.
Falls, wie in Abb. 10.88 gezeigt wird, die Vorrichtung diese
Anforderung aufgrund einer Unterbrechung nicht erfüllen
kann, sind Schwachstellen oder Leckstellen zu erwarten.
Dünne Rippen sind jedoch zulässig, falls ihre Dicke etwa
80% des Wandquerschnittes (Abb. 10.89) nicht überschreitet.
Besondere Sorgfalt muß darauf verwendet werden, daß die
Vibrationen von der Vorrichtung auf das Teil mit so wenig
Energieverlust wie möglich übertragen werden müssen.
Solcher Verlust kann von einem zu großem Spiel in der
Vorrichtung herrühren oder weil das Teil zu weit von der
Schweißnaht entfernt gehalten wird.
Kreisförmige Teile ohne Vorsprünge, die ein festes Einspannen
erlauben, müssen mit Rippen versehen werden, wie in
Abb. 10.78a gezeigt wird.
Bei Teilen mit relativ dünnen Wänden oder Teile aus weichen
Materialien sollten Vibrationen auf das Formtteil so
nahe wie möglich an der Schweißfläche übertragen werden.
Bei nicht kreisförmigen Teilen ist dies häufig nur möglich
mit einer Auslegung, die der in Abb. 10.79B ähnelt, ungeachtet
ob es sich um eine Linear- oder Winkelschweißnaht
handelt.
Abb. 10.88 Schlechte Schweißnahtauslegung
L = 0,8 T T
Abb. 10.89 Rippen in vibrationsverschweißten Teilen
Einige Materialien mit einem hohen Reibungskoeffizienten
wie zum Beispiel Elastomere, erfordern eine anfängliche
Oberflächenschmierung, bevor sie zufriedenstellend im
Vibrationsschweißverfahren verschweißt werden können.
Die während des Vibrationszyklusses erzeugte Menge an
geschmolzenem Kunststoff steht in direkter Beziehung zur
Flachheit der Oberfläche. Steife Teile, besonders aus glasfaserverstärkten
Kunststoffen, flachen möglicherweise nicht
vollständig durch den Schweißdruck ab und erfordern somit
längere Vibrationszyklen, um eine gute Schweißnaht zu
erhalten. Bei der Auslegung und Herstellung solcher Teile
ist somit zu beachten, daß die gesamte Montagezeit teilweise
von der Planheit der Schweißnaht abhängt, die wiederum mit
einer entsprechenden Auslegung verbessert werden kann.
Abb. 10.90a Vibrationsschweißmaschine
133

Abb. 10.90b Kommerzielle Linear- und Winkelschweißmaschine
Hersteller: Mecasonic SA, Zone industrielle,
Rue de Foran, Ville-la-Grand, Case postale 218,
74104 Annemasse Cédex, Frankreich.
134
Abb. 10.90c Kommerzielle Linearschweißmaschine.

Heizelementschweißen
Einleitung
Beim Heizelementschweißen werden Teile aus thermoplastischen
Kunststoffen miteinander verbunden. Diese Verbindungstechnik
eignet sich für nicht-symmetrische Teile mit
empfindlichen Einbaukomponenten, die man dem Vibrations-
oder Ultraschallschweißen nicht aussetzen kann.
Die Verbindung der Teile aus Thermoplasten wird dadurch
bewirkt, daß man ihre Verbindungsflächen mit einem Heizelement
in Berührung bringt, das mit TEFLON ® PTFE
beschichtet und elektrisch aufgeheizt ist. Anschließend werden
die Kontaktflächen zusammengepreßt. Beim Einsatz von
speziell konstruierten Schweißmaschinen können die Verbindungsflächen
auch durch Strahlung erwärmt werden.
Schweißzyklus
I II III
IV V VI
Abb. 10.91 Heizelement-Schweißzyklus
1
2
3
Die Abb. 10.91 zeigt einen typischen Schweißzyklus, bei
dem ein elektrisch erwärmtes, mit TEFLON ® PTFE beschichtetes
Heizelement zum Schmelzen der Verbindungsflächen
benutzt wird.
Konstruktion der Schweißnaht
Beim Heizelementschweißen von Konstruktionswerkstoffen
sollte die Schweißfläche «W» mindestens 2,5 × Wanddicke
«T» betragen (Abb. 10.92a).
Abb. 10.92b-c zeigen Möglichkeiten, durch Materialaufnahmerillen
den entstehenden Grat zu verdecken. Spalt «a» muß
so ausgebildet sein, daß sich die äußeren Lippen nach dem
Schweißen vollständig schließen. Da diese Lösung die wirksame
Schweißfläche reduziert, kann es nötig sein, breitere
Kontaktflächen vorzusehen, um die Festigkeit einer einfachen
Schweißnaht zu erreichen.
a b
W = 2,5 T
T
c d
W = 3 T
T
0,5 T
Abb. 10.92 Auslegung der Schweißnaht für Heizelementschweißen
Dünnwandige Teile können eine Führungsaufnahme erforderlich
machen, wie zum Beispiel «a» in Abb. 10.92d.
So wird sichergestellt, daß ein gleichmäßiger Druck auf die
ganze Schweißfläche wirkt.
Man beachte in diesem Beispiel die durch Rippen verstärkte
Schweißfläche und die Unterstützung durch die Aufnahme
an den Punkten «b» und «c», die eine gute Schweißdruckverteilung
bewirken.
Konstruktionshinweise
für das Heizelementschweißen
Die Teile müssen so konstruiert sein, daß kein Ausschuß
entsteht. Es ist unbedingt erforderlich, daß die Verbindungsflächen
plan sind, deshalb sollten die Gestaltungsprinzipien
für Konstruktionswerkstoffe strikt eingehalten werden.
Gleichmäßige Wanddicken und ausgerundete Ecken sind
absolut notwendig.
b
T
3-3,5 T
1,2 T
c
a
3 T
a
135

Grenzen des Heizelementschweißens
– Polyamide eignen sich nicht für das Heizelementschweißen,
da die Schmelze während des Schweißvorganges oxidiert.
Das oxidierte Material läßt sich nicht zufriedenstellend
verschweißen.
– Verglichen mit anderen Schweißverfahren, sind die
Zyklen beim Heizelementschweißen lang (im Bereich
von 30-45 s).
– Es können Probleme dadurch auftreten, daß das Polymer
an dem Heizelement haftet. Eine Beschichtung des Heizelementes
mit TEFLON ® PTFE verringert dieses Problem
erheblich.
– Bei dieser Methode können nur Materialien mit ähnlicher
Struktur verschweißt werden.
Anwendungsbeispiele
Anwendungsbeispiele für das Heizelementschweißen werden
in Abb. 10.93 gezeigt.
Abb. 10.93 a – Teile für Gaszähler
136
b – Abfluß
c – Feuerzeug
Heizelementschweißen von ZYTEL ®
Zwei der Hauptprobleme beim Verschweißen von ZYTEL ®
Polyamid 66 sind Oxidation und Kristallisationsgeschwindigkeit.
Im Gegensatz zu den Schernähten beim Ultraschallverschweißen
oder den Schweißnähten beim Vibrationsverfahren
wird die Nahtfläche kalter Luft ausgesetzt, sobald die
Heizelemente entfernt werden, um die beiden Teile miteinander
zu verbinden. Während dieser Zeit weist der Kunststoff
eine hohe Oxidationsneigung auf, wodurch sich die
Schweißnahtfestigkeit verschlechtert.
Doch bei sorgfältiger Beachtung gewisser Parameter lassen
sich mit dem Heizelementverfahren Schweißnähte mit hoher
Festigkeit erzielen – ausgehend von der Festigkeit des Grundmaterials.
ZYTEL ® muß sich im spritztrockenen Zustand befinden. Ideal
ist ein Verschweißen direkt nach dem Formgebungsprozeß,
obwohl auch nach 48 Stunden noch akzeptable Ergebnisse
erzielt werden. Falls dies nicht durchführbar ist, müssen die
Teile auf einen Feuchtegehalt von unter 0,2% heruntergetrocknet
werden. Die Feuchtigkeit beeinflußt die Schweißnahtqualität
in großem Maße. Ein schaumartiger Schweißwulst
deutet darauf hin, daß «feuchtes» Material verwendet
wurde. Feuchtigkeit wird die Oxidationsneigung und Porösität
der Schweißnaht erhöhen und so die Schweißnahtfestigkeit
um bis zu 50% reduzieren.
Füllstoffe im Kunststoff beeinträchtigen ebenso die Schweißnahtfestigkeit.
Die stärkste Naht wird mit ungefärbtem, unverstärktem
Polyamid erreicht. Da sich Glasfasern nicht verschweißen
lassen und über die Naht legen, wird die Schweißnaht
ähnlich schwach wie in einem Formteil: die Festigkeit
wird um bis zu 50% reduziert. Die Nahtfestigkeit steht im
umgekehrt proportionalen Verhältnis zum Glasfaseranteil.
Mehr Glasfasern = niedrigere Festigkeit. Ruß beeinträchtigt
ebenso die Schweißnahtqualität.
Heizplattentemperatur. Als allgemeine Richtlinie gilt eine
Temperatureinstellung der Platte auf +20° C über der
Schmelzentemperatur des zu schweißenden Kunststoffs.
Bei ZYTEL ® PA66 mit einer Schmelzentemperatur von 262°C
läge die Plattentemperatur bei etwa 285° C. Dabei ist auf
TEFLON ® oder PTFE-Beschichtungen der Platten zuachten,

die ein Festkleben verhindern sollen, da sich die TEFLON ®
Versiegelung bei dieser Temperatur aufzulösen beginnt.
Bei einer Temperatur von 270-275° C beginnt TEFLON ® zu
verdampfen und das PTFE-Band zeigt sichtbare Blasen. Um
diese Problem zu vermeiden, sollte die Temperatur der Platte
265-270°C betragen. Da sie somit unterhalb der –20°C-Regel
liegt, ist eine längere Durchwärmzeit erforderlich, um die
niedrigere Temperatur auszugleichen. Ein weiteres Schweißproblem
bei hohen Temperaturen ist ein Verzug der Aluminiumplatte
bei etwa 275° C. Hier sollten Aluminium-Bronze-
Platten verwendet werden, die bis 500° C beständig sind.
Die Einspannposition der beiden Teile ist äußerst wichtig. Falls
der Halter aus Metall besteht und das Teil bis in Schweißnahtnähe
umfaßt, wirkt er wie ein starker Wärmeabzug, da er
die während der Durchwärmzeit im Teil aufgebaute Wärme
entzieht. Eine schnelle Kühlung der Teile führt zu einer
hohen Kristallisationsrate, die ein zufriedenstellendes Verschweißen
der Teile verhindert. Eine langsame Kühlung ist
generell von Vorteil. Dieses Problem kann mit nichtmetallischen
Haltern gelöst werden.
Abb. 10.94 Heizelement-Schweißmaschine.
Andere Parameter
Durchwärmzeit, abhängig vom Teil und von der Naht,
normalerweise im Bereich von min. 15 Sekunden.
Kühl-/Haltezeit, ähnlich wie Durchwärmzeit.
Drücke während der Schweißphase von
0,5 bis 2 MPa = 5 – 20 bar.
Nahtauslegung, als Faustregel gilt:
Nahtabmessung = 2,5 × Dicke. Tests ergaben, daß die
Schweißnaht bei einer generellen Wandstärke von 2 mm
5 mm dick sein sollte. Je nach Einsatzbedingungen des Teils,
ist eine maximale Festigkeit unter Umständen nicht erforderlich.
Für ein kleines Entlüftungsrohr zum Beispiel wäre keine
so hohe Nahtfestigkeit erforderlich wie für eine Befestigungsschelle.
So kann mit einer dünneren Schweißnaht gearbeitet
werden, 1,5 bis 2 × T.
Das Durchwärmen einer kleineren Oberfläche beschleunigt
die Schweißzyklen.
137

Transmissions-
Laserstrahlschweißen
Zwei Teile, von denen eines aus einem durchlässigen Material
bestehen muß, werden mit Laserlicht verschweißt, wodurch
beide Materialien an den Grenzflächen verschmolzen werden.
Das Wort «LASER» ist ein Akronym und steht für:
Light Amplification by the Stimulated Emission
of Radiation
(Lichtverstärkung durch angeregte Strahlungsemission)
Das Laserkonzept wurde erstmals 1917 von Albert Einstein
eingeführt, doch erst 1960 stellte Edward Teller den ersten
Laser her. In nur 40 Jahren sind Laser zu einem Teil unseres
alltäglichen Lebens geworden – in Druckern, CD-Playern,
Barcode-Scannern, in der Chirurgie und in Kommunikationsgeräten.
Ein Laser erzeugt und verstärkt einen intensiv gebündelten
Strahl aus kohärentem Licht. Elektronen emittieren Strahlung
und normalerweise streut ihr Licht zufällig in beliebige Richtungen.
Das Ergebnis ist inkohärentes Licht – ein Fachbegriff
für ein Gewimmel von Photonen, die sich in alle Richtungen
zerstreuen. Der Trick bei der Erzeugung von kohärentem Licht
liegt darin, die richtigen Atome mit den richtigen inneren
Speichermechanismen zu finden und ein Umfeld zu erzeugen,
in dem sie alle kooperieren, um ihr Licht zur richtigen
Zeit in nur eine Richtung abzustrahlen.
In dem Laser von Ed Teller werden Atome oder Moleküle
eines Rubins in einem sogenannten Laser-Resonator erregt.
Aufgrund von Spiegeln an beiden Enden des Resonators wird
Energie hin und her reflektiert und bei jedem Durchgang aufgebaut,
bis der Prozeß an einem bestimmten Punkt einen
plötzlichen Ausbruch an kohärenter Strahlung erzeugt, da
sich alle Atome in einer schnellen Kettenreaktion entladen
= der Laserstrahl.
Atome verschiedener Materialien erzeugen Laserstrahlen
unterschiedlicher Wellenlängen. Lichtwellenlängen sind
sehr klein und werden gewöhnlich in Nanometern gemessen,
wobei 1 nm = 0,000001 mm ist.
Sichtbare Strahlung (Licht) für das menschliche Auge hat
eine Wellenlänge zwischen 300 nm und 780 nm.
Verschiedene Lasertypen
Einige der herkömmlichsten Laser sind unten aufgelistet:
CO2 Kohlendioxidmoleküle, emittieren Infrarotlicht.
Nd:YAG Neodymium: Yttrium Aluminium Garnet synthetischer
Kristall.
Diode Halbleiter.
Excimer Gasgemisch, emittiert ultraviolettes Licht.
Tabelle 10.01 Verschiedene Lasertypen
CO2 Nd:YAG Diode Excimer
Wellenlänge nm 10,600 1,060 800-1,000 150-350
Leistung KW 45 4 4 1
Effizienz % 10 3 30 1
Ca. Preis $ 30,000* 60,000* 15,000* 120,000*
(*pro 100 W)
138
Laser werden in der Industrie seit einiger Zeit für das Schneiden
von Werkstoffen verwendet. Wenn er Stahl bei sehr hohen
Temperaturen schmelzen kann, so schlußfolgerte man, müsse
ein leistungsschwächerer Laser auch Kunststoffe schneiden
können, ohne die gesamte Probe zu verdampfen. Dann wurde
entdeckt, daß einige Kunststoffe in der Wellenlänge eines
Laserlichts durchlässig erscheinen, während andere die
Energie absorbieren und Hitze erzeugen.
Angesichts dieses Konzepts wurde das Verfahren des Transmissions-Laserschweißens
(TLW) entwickelt.
durchlässiges oberes
Material
Fig. 10.95a Transmissions-Laserschweißkonzept
gebündelter
Laserstrahl
Absorbierendes
unteres Material
Der Laserstrahl passiert das obere Material ohne Energieverluste
oder Beschädigung des Kunststoffes. Der Strahl wird
dann vom unteren Material absorbiert und verursacht ein
schnelles Aufheizen. Dieser thermische Effekt schmilzt das
untere Material auf, welches wiederum das obere Material
erwärmt und eine Schweißstelle erzeugt. Tabelle 10.01 zeigt,
warum der Diodenlaser aufgrund seiner hohen Effizienz
gegenüber anderen Lasertypen in der Industrie für diese
Schweißtechnik bevorzugt wird.
Vorteile des TLW
– Hohe Schweißgeschwindigkeiten, 15 m/min. nachgewiesen.
– Laserkosten sind heute gegenüber anderen Fügetechniken
konkurrenzfähig.
– Niedrige Laserenergie erforderlich,

Begrenzungen
– Materialien mit unterschiedlichen Absorptionseigenschaften
für Laserenergie sind erforderlich.
– Enger Kontakt an der Naht erforderlich, kein Teileverzug,
sehr geringe Fugenfüllfähigkeit.
– Einschränkungen der Nahtauslegung, Laser muß die Naht
sehen.
– Füllstoffe können Probleme erzeugen, d.h. Mineralien,
Glasfasern, Kohlenstoffe.
Für TLW erforderliche Materialeigenschaften
Das obere transparente Material muß eine gute Durchlässigkeit
aufweisen, um ein wirksames Schweißen zu ermöglichen.
Vorhandene Glasfasern, Füllstoffe usw. wirken wie kleine
Reflektoren, die den Laserstrahl zerstreuen und so die Energie
an der Grenzfläche reduzieren. Die meisten ungefärbten
Typen (NC) von DuPont weisen mit wenigen Ausnahmen,
z.B. ZENITE ® , eine ausreichende Durchlässigkeit für das
Laserschweißen auf.
Das untere absorbierende Material muß die Laserenergie
aufnehmen, jedoch nicht zu schnell. Das einfachste Additiv
für eine Absorption ist Kohlenstoff, daher absorbieren fast
alle unseren schwarzen Kunststoffe die Laserenergie. Falls
das Material zu viel Kohlenstoff enthält, verbrennt es eventuell
zu schnell, bevor eine gute Schmelzzone erreicht werden
kann. Zu wenig Kohlenstoff läßt den Laserstrahl das
Material passieren, ohne eine ausreichende Hitze zu erzeugen,
die ein Schmelzen an der Grenzfläche bewirkt. Eine
sorgfältige Balance ist erforderlich.
Materialfarben
Erste Tests wurden mit ungefärbten Kunststoffen (NC) auf
einem mit Kohlenstoff gefärbten Kunststoff durchgeführt.
In bestimmten Anwendungen ist diese Schwarz-Weiß-Optik
akzeptabel, in anderen Segmenten ist eine völlig schwarze
Baugruppe erforderlich – vor allem in Automobilanwendungen.
Dies kann durch den Einsatz spezieller Pigmente erreicht
werden. Sie sorgen dafür, daß die Transparenz des oberen
Teils vom Laser aus betrachtet mit ihrem ungefärbten
Zustand identisch ist, für das menschliche Auge jedoch
absorbiert das Material das Licht und erscheint schwarz.
100
Transparenz,
%
0
sichtbare Zone
UV IR
400 780
Wellenlänge, nm
800-950
Abb. 10.05b Wellenlängenbereich, in dem ein schwarzes Material
transparent wird
Eigenschaften von Materialien von DuPont
Tabelle 10.02 zeigt eine Reihe von NC-Typen von DuPont.
Mit diesen Werten läßt sich bestimmen, ob ein Kunststoff
im Laserverfahren verschweißt werden kann.
Tabelle 10.02 Mittlere Infrarot-Analyse bei 940 nm Wellenlänge
% Durchlässigkeit % Reflektion % Absorption
DELRIN ® 500P 45,14 47,81 7,05
HYTREL ® G4774 29,96 52,14 17,9
HYTREL ® G5544 27,74 56,55 15,71
HYTREL ® 4078W 34,7 42,8 22,5
HYTREL ® 4556 33,32 45,53 21,15
HYTREL ® 5556 28,38 53,92 17,7
RYNITE ® 530 5 42 53
RYNITE ® FR515 5,9 64,43 29,67
CRASTIN ® SK605 8 59 33
ZYTEL ® 101 80,61 9,64 9,75
ZYTEL ® 73G30 48,28 12,72 39
ZYTEL ® 70G33 36,8 23,68 39,52
ZYTEL ® HTN51G35 19,15 29,48 51,37
ZENITE ® 6330 0,65 76 23,35
ZENITE ® 7130 0,13 69 30,87
Zu sehen ist, daß ZENITE ® einen Großteil der Laserenergie
reflektiert und daher nicht verschweißt werden kann. Auch
RYNITE ® hat eine geringe Transparenz und erfordert hohe
Laserenergien, um eine Schweißnaht zu erzeugen.
Schweißnahtfestigkeit
Die Schweißnahtfestigkeit kann auf vielfältigen Wegen
gemessen werden. Häufig wird sie aufgrund einer Zugprüfung
in «MPa» angegeben. Diese Einheit kann mit ISO-Daten für
ungeschweißte Prüfstäbe verglichen werden und ist unabhängig
von der Schweißnahtgröße. Dies ist dann übertragbar in
einen Schweißfaktor, d.h. die Schweißnahtfestigkeit (MPa)
geteilt durch die Festigkeit des Grundmaterials. Beträgt ein
Schweißfaktor somit 1, bedeutet dies, daß die Schweißnahtfestigkeit
identisch ist mit der Festigkeit des Grundmaterials.
Dies ist eine wirksame Methode, um Materialien mit der gleichen
Nahtgröße zu vergleichen.
Mit dem Laserstrahlschweißverfahren kann die Nahtgröße
durch eine Anpassung der Schweißzone leicht verändert
werden, indem der Laserabstand zur Schweißnaht ganz einfach
vergrößert oder verkleinert wird. Die maximale Festigkeit
(gemessen in N) der Schweißnaht kann dann für einen
gegebenen Materialtyp erhöht werden.
Mit einer guten Nahtauslegung und guten Verarbeitungsparametern
tritt ein Versagen häufig im Grundmaterial von der
Naht entfernt auf.
139

Typische Nahtauslegungen
Abb. 10.95c Unterschiedliche Auslegung von Laser-Schweißnähten
Maschinenlieferanten und Institute
Verschiedene bekannte Hersteller von Fügeanlagen sind im
TLW-Bereich tätig. Branson und Bielomatik aus Deutschland
bieten kommerzielle Laserschweißanlagen an, zielen
jedoch nicht auf den Ersatz von Vibrations-, Heizelementund
Ultraschallschweißgeräten ab, sondern auf eine Erweiterung
durch alternative Verfahren. Ihre Maschinen haben einen
Leistungsbereich bis zu 50 W.
Institute wie das TWI in Großbritannien und das Fraunhofer
Institut in Deutschland verfügen ebenso über große Erfahrungen
und haben Zugang zu leistungsfähigeren Lasern. Andere
Maschinenhersteller sind Herfurth aus Großbritannien und
Leister aus der Schweiz.
140
Eine Dioden-Lasermaschine von Leister ist in Meyrin installiert
und weist folgende Merkmale auf:
Lasertyp = Diode-Laser
Wellenlänge λ = 940 nm
Max. Leistung = 35 W
Max. Lichtregeldurchmesser = ∅ 0,6 mm bis ∅ 3 mm
Max. Geschwindigkeit = 150 mm/s
Positioniergenauigkeit = 2 mm
Ebenso verfügbar innerhalb der Organisation von DuPont ist
ein 500 W Diodenlaser in Japan.

Abb. 10.95d Laserstrahlschweißmaschine
141

Nieten
Nietmaschinen
Nieten ist eine vorteilhafte und kostengünstige Montagetechnik
zur festen, dauerhaften mechanischen Verbindung von
Teilen. Sie beruht auf der bleibenden Verformung oder Dehnung
eines Niets, eines Zapfens oder eines ähnlichen Teils
bei Raumtemperatur oder bei erhöhten Temperaturen.
Stauchen erfolgt durch Druckbelastung des Endes eines Nietschafts,
während der Teilkörper eingespannt und umschlossen
wird. Ein Nietkopf wird durch Fließen des Kunststoffs
gebildet, wenn die Druckbelastung die Streckspannung übersteigt.
Die verwendete Ausrüstung reicht von einer einfachen Dornpresse
und einem Handschraubstock bis zu einem Stanzwerkzeug
mit einer automatischen Aufspannvorrichtung für komplexes
Mehrfachstauchen. Beispiele für Werkzeuge zum
Stauchen von Nieten sind in Abbildungen 10.96 und 10.97
dargestellt. Wenn das Werkzeug mit den zu verbindenden
Teilen in Kontakt gebracht wird, wird der Bereich um den
vorstehenden Nietschaft mit einer federgespannten Schafthülse
vorbelastet, um eine exakte Passung der Teile zu gewährleisten.
Der Stauchstempel des Werkzeugs staucht dann
das Ende des Nietschafts und schafft eine feste, dauerhafte
mechanische Verbindung.
Das Stauchen eignet sich für viele Anwendungen. Die nachstehenden
Leitlinien sollten bei der Konstruktion berücksichtigt
werden.
Die verschiedenen Stufen eines Nietvorganges werden in
Abb. 10.98 gezeigt.
Werkzeughub
Stützplatte
Stauchwerkzeug
Abb. 10.96 Stauchwerkzeug
142
D
d
Stauchwerkzeug
Pilot
D>d
Vorspannfeder
Vorlast-
Schafthülse
Kunststoff-
Formstück
0,7 t
0,2 t
t
0,7 t
0,1 t
90 °
Abb. 10.97 Stauchwerkzeug
1. Ausrichten des
Werkzeuges
Abb. 10.98 Nietvorgang
Der Nietvorgang
Ø 1,0 t
Ø 1,4 t
Ø 2,5 t
Ø 1,5 t
Ø t
r 0,1 t
Vorspannfeder
Stauchwerkzeug
Pilot-Schafthülse
Die plastische Verformung wird durch Druck und nicht
durch Schlag verursacht.
Die folgende Tabelle zeigt die empfohlene Werkzeugkraft
und Federvorspannung für verschiedene Nietdurchmesser.
t 2 mm 3 mm 4 mm 5 mm 6 mm 8 mm 10 mm
Federvor-
Spannung
20 kg 45 kg 80 kg 120 kg 200 kg 300 kg 500 kg
Werkzeug- 40 kg
kraft (min.)
90 kg 160 kg 240 kg 400 kg 600 kg 1000 kg
1,5 t
2. Nieten 3. Geformter Kopf

Relaxation von Niet und Nietkopf
Die Neigung eines geformten Nietkopfes, seine ursprüngliche
Form wieder einzunehmen, hängt von den Relaxationseigenschaften
des eingesetzten Materials und der Umgebungstemperatur
ab.
Anwendungsbeispiele
Abb. 10.99 zeigt Beispiele von genieteten Teilen.
a – Turbinenrad
Abb. 10.99 Anwendungsbeispiele für das Nieten
Besondere Hinweise
– Wird unmodifiziertes ZYTEL ® Polyamid genietet, so ist es
ratsam, das Teil auf Gleichgewichtszustand bei 50% rel.
Luftfeuchte zu konditionieren. Im spritztrockenen Zustand
ist das Material zu spröde. Schlagfeste Kunststoffe, wie
z.B. ZYTEL ® ST und ZYTEL ® 408 Polyamide, können in
spritztrockenem Zustand genietet werden.
– Beim Nieten auf Blech ist es notwendig, alle Bohrungen
zu entgraten, um das Abscheren des Kopfes zu vermeiden.
Um sicherzustellen, daß die Verbindung von Blech und
Thermoplasten sich nicht löst, sollte in diesem Fall das
Ultraschall-Nieten angewandt werden.
b – Turbinenrad c – Gehäuse für Untersetzungsgetriebe
143

Konstruieren von lösbaren Verbindungen
Um die Recyclingfähigkeit von Kunststoffteilen zu verbessern,
sollten Bauteile so konstruiert werden, daß eine
Demontage möglich ist. In diesem Zusammenhang sind
folgende Aspekte zu berücksichtigen:
Verwenden Sie soweit wie möglich Standardmaterialien
• Werden mehrere Materialien in einem Teil verwendet,
nutzen Sie Verbindungsarten, die sich zu einem späteren
Zeitpunkt leicht lösen lassen, siehe auch Tabelle 10.03.
Tabelle 10.03 Verbindungstechniken für Kunststoffteile im Vergleich
144
• Eine Demontage sollte möglichst durch Roboter erfolgen
können.
Die Konstruktion sieht eine einfache Reinigung und
Wiederverwertung des Teils vor.
• Das Material ist durch eine Teilecodierung identifizierbar,
beispielsweise >PA66-35GF< für PA66 mit 35% Glasfaserverstärkung.
• Einsätze (andere Materialien) sind leicht entfernbar,
beispielsweise durch «Ausbrechtechniken».
Verbindungstechnik Materialpaarung Recyclingfähigkeit Lösbarkeit
Schrauben beliebig gut gut, aber zeitaufwendig
Schnapphaken beliebig sehr gut gut, wenn korrekt
konstruiert
Pressen beliebig gut mangelhaft bis befriedigend
Schweißen Typen einer Serie sehr gut nicht lösbar (nicht immer
anwendbar)
Kleben beliebig mangelhaft mangelhaft
Umspritzen beliebig befriedigend mangelhaft

11 – Bearbeitungs-, Zerspanungs- und Fertigungstechniken
Sicherheitsvorkehrungen
Es gelten die herkömmlichen Sicherheitsvorschriften für
mechanische Arbeitsgänge. Im Gegensatz zu Metallen kann
die maschinelle Bearbeitung, das Schneiden und die Oberflächenbehandlung
von Kunststoffteilen allerdings ein örtliches
Erhitzen des Kunststoffes bis zu seinem Schmelzpunkt
oder sogar bis zu seiner Zersetzung bewirken. Daher
empfiehlt es sich, ähnliche Arbeitssicherheitsmaßnahmen
zu ergreifen, wie sie bei der Herstellung von Kunststoffteilen
gelten – insbesondere eine ausreichende Entlüftung des
Arbeitsbereichs. Ausführlichere Informationen über den
speziell verwendeten Kunststofftyp sind im entsprechenden
Sicherheitsdatenblatt aufgeführt. In der Regel eignet sich der
erzeugte Abfall aufgrund einer möglichen Verunreinigung
nicht für die Aufbereitung.
Bearbeitung von HYTREL ®
Formteile aus dem elastischen thermoplastischen Polyester
HYTREL ® werden in der Regel mit dem Spritzgieß-, Extrusionsoder
Schmelzgießverfahren hergestellt. Prototypen oder kleine
Produktionsmengen lassen sich jedoch aus Blöcken oder Stäben
aus HYTREL ® maschinell bearbeiten. Zudem kann die Fertigung
von komplizierten Formteilen manchmal durch Nachbearbeitungsgänge
vereinfacht werden. Dieses Kapitel beschreibt
einige Richtlinien für die Bearbeitung von HYTREL ® .
Allgemeines
Jede Bearbeitungsart führt gewöhnlich zu einer matten Oberfläche
der Teile aus HYTREL ® thermoplastischem Polyester.
Diese Oberfläche beeinträchtigt die Leistungsfähigkeit der
Teile nur dann, wenn die Gleitreibung einen entscheidenden
Faktor darstellt.
Da HYTREL ® ein Elastomer ist und ein starkes Rückstellverhalten
aufweist, führen hohe Schnittkräfte zu lokalen Verformungen,
die wiederum einen Teileverzug bewirken können.
Daher sind gemäßigte Drücke und Schnittgeschwindigkeiten
einzusetzen. Weichere Typen sollten mit geringerem Druck
bearbeitet werden als härtere Typen*. Werkstücke sind einzuspannen
oder zu stützen, um den Verzug auf ein Minimum
zu reduzieren.
HYTREL ® ist ein schlechter Wärmeleiter. Er nimmt nicht – wie
Metalle – sofort Wärme von den Schneidwerkzeugen auf.
Während der Bearbeitung erzeugte Reibungswärme kann die
Schnittflächen aufschmelzen. Dies läßt sich durch ein Kühlen
der Schnittfläche verhindern, entweder mit einem dünnen
Hochdruckluftstrahl am Schneidwerkzeug oder durch Spülung
der Fläche mit Wasser oder einer Wasser/Öl-Emulsion.
Im folgenden einige Richtlinien für spezielle Bearbeitungsgänge.
Selbst wenn es in den Richtlinien nicht ausdrücklich
betont wird, bedenken Sie, daß ein Kühlen der Schnittfläche
die Bearbeitungsergebnisse immer verbessern wird.
* «Weiche Typen» oder «weiche Kunststoffe» beziehen sich generell auf Hytrel Typen mit einem
Elastizitätsmodul von unter ca. 240 MPa, während «harte Typen» oder «harte Kunststoffe» sich
auf die Typen beziehen, deren Elastizitätsmodul über diesem Wert liegt. Es gibt jedoch keine klare
Trennungslinie. Die Bearbeitungsbedingungen werden graduell von Typ zu Typ abweichen.
Drehen
Standard-Hochleistungs-Stahlwerkzeuge können für die Drehbearbeitung
verwendet werden. Die Werkzeuge sollten sehr
scharf sein, um Reibungswärme zu minimieren. Ein Neigungswinkel
an der Schnittkante von 10° ist empfehlenswert.
Drehgeschwindigkeiten von 2,0 bis 2,5 m/s eignen sich am
besten, wenn kein Kühlmittel verwendet wird. Grobe Schnitte
können bei niedrigeren Geschwindigkeiten erfolgen, führen
jedoch zu rauheren Oberflächen. Späne aus HYTREL ® lassen
sich nicht zerkleinern. Sie bleiben ein durchgehender Strang.
Bei der Bearbeitung von weichen Kunststoffen mit hohen
Drehzahlen können die Späne an der Oberfläche wegen der
Reibungswärme kleben bleiben oder die Oberfläche beschädigen.
Die Rohbearbeitung erzeugt dickere Stränge, die weniger
zum Kleben an der Oberfläche neigen. Härtere Kunststoffe
lassen sich leichter schneiden und erzeugen gute Oberflächen.
Feinabmessungen werden in der Regel mit Schmirgelleinen bis
auf den gewünschten Durchmesser abgeschliffen. Abmessungen
können bis 0,125 mm bei den weichen HYTREL ® Typen
und bis 0,050 mm bei den härteren Typen erreicht werden.
Lange Formteile mit großen Durchmessern lassen sich zufriedenstellend
drehen, wenn das Zentrum gestützt wird, um ein
Beulen zu verhindern.
Fräsen
HYTREL ® wurde erfolgreich mit einem scharfen Einblatt-
Schlagfräser mit einem Rückspanwinkel von 10° und einem
Fingerfräser gefräst. Ein 76 mm Schlagfräser und eine
Arbeitsgeschwindigkeit von 10 m/s führt zu einer guten
Fräsbearbeitung.
Blöcke aus HYTREL ® müssen vor dem Fräsen gesichert werden.
Spannen Sie sie mit leichtem Druck in einen Schraubstock
oder kleben Sie das Werkstück mit doppelseitigem
Klebeband am Arbeitstisch fest. Blöcke unter 9,5 mm Dicke
sind schwer zu halten wegen des Verzugs.
Bohren
Teile aus HYTREL ® thermoplastischem Polyesterelastomer
können mit Standard-Hochleistungs-Spiralbohrern bearbeitet
werden. Bohrer mit einem Keilwinkel von 118° wurden
zufriedenstellend eingesetzt, doch sollten kleinere Winkel
die Bohrfähigkeit verbessern. Der Bohrer muß sehr scharf
sein, um ein sauberes, glattes Loch zu erhalten.
Mit den harten HYTREL ® Typen werden gute Resultate bei
Bohrgeschwindigkeiten von 500 bis 3500 U/min. und
Schnittgeschwindigkeiten von 0,13 bis 3,6 m/s erzielt.
Die erforderliche Kraft für den Bohrervorschub nimmt mit
steigender Drehzahl ab. Da die weicheren Typen elastischer
sind, ergeben sie in der Regel eine schlechtere Oberflächenqualität.
Ein Spülen mit einem Kühlmittel verbessert die
Oberfläche. Doch wurde selbst bei den weichsten HYTREL ®
Typen ohne Kühlmittel kein Schmelzen der Oberfläche bei
Bohrgeschwindigkeiten von 5160 U/min. und Bohrergrößen
von bis zu 25 mm Durchmesser beobachtet.
145

Das Einhalten von Toleranzen kann schwierig sein. HYTREL ®
verfügt über ein «elastisches Gedächtnis», wodurch es sich an
Löchern, die gebohrt werden, zurückstellt. Folglich werden
die endgültigen Lochabmessungen in der Regel etwas kleiner
sein als die Bohrgröße, soweit kein Bohrerschlag stattfindet.
Um exakte Abmessungen zu erhalten, verwenden Sie leicht
überdimensionierte Bohrer oder schleifen Sie das Loch auf die
entsprechende Größe. In Testbohrungen lagen endgültige
Lochgrößen mit einem 12,7 mm Bohrdurchmesser zwischen
12 mm – 5% Untermaß – bei niedrigen Drehzahlen und
13 mm – 3% Übermaß – bei hohen Drehzahlen.
Gewindeschneiden und -rollen
Aufgrund der Neigung von HYTREL ® , sich in Löchern zurückzustellen
(siehe Bohren), ist das Schneiden von Gewinden
bei weicheren Typen unmöglich und bei den härteren Typen
sehr schwierig. Konstruktionen, die ein Gewindeschneiden
von HYTREL ® erfordern, sollten vermieden werden.
Außengewinde lassen sich mit einem einschneidigen Werkzeug
herstellen. Blockierung und Verzug sind jedoch häufige
Begleiterscheinungen beim Gewindeschneiden von Teilen
aus HYTREL ® .
Bandsägen
Die folgenden Sägeblatttypen wurden zufriedenstellend eingesetzt,
um HYTREL ® thermoplastisches Polyesterelastomer
zu sägen:
– 1,6 Zähne pro cm, Räumerschränkung
– 1,6 Zähne pro cm, breite Zahnlücken, Räumerschränkung
– 4 Zähne pro cm, Räumerschränkung
Schnittgeschwindigkeiten von 0,7 bis 30 m/s werden
verwendet.
Bearbeitungstabelle für HYTREL ® thermoplastisches Polyesterelastomer
146
Bei niedrigen Geschwindigkeiten ist die Schnittleistung
reduziert und mehr Kraft erforderlich. Hohe Geschwindigkeiten
reduzieren die erforderliche Kraft zum Vorschub.
Die optimale Schnittgeschwindigkeit mit einem Räumblatt
mit 1,6-Zähnen beträgt etwa 18 m/s. Ein leichtes Schmelzen
wurde mit einem 4-zahnigen Blatt bei 30 m/s beobachtet,
was andeutet, daß feinere Zähne bei hohen Geschwindigkeiten
höhere Reibungswärme erzeugen.
Ein Spülen des Sägeblattes mit einem Kühlmittel erzeugt
einen guten, sauberen Schnitt, da kaum oder gar keine
Reibungswärme erzeugt wird. Wird eine Säge verwendet,
die ohne Kühlmittel arbeitet, empfehlen sich Blätter mit
einer breiten Zahnanordnung zur Reduzierung der Reibungswärme.
Das Sägen kann verbessert werden, indem der Schnitt
offen verkeilt wird, um ein Feststecken des Blattes zu
verhindern.
Bearbeitung und Zerspanung von DELRIN ®
DELRIN ® läßt sich durch Sägen, Fräsen, Drehen, Bohren, Reiben,
Hobeln und Gewindeschneiden und -rollen bearbeiten.
Diese Vorgänge sind mit DELRIN ® leichter als mit den meisten
bearbeitbaren Messing- oder Aluminiumlegierungen durchzuführen.
Selten müssen Schneidöle, Wasser oder andere Schneidhilfen
verwendet werden, außer beim üblichen Naßbandschleifen,
wo ohnehin Wasser zugeführt wird. Die Bearbeitbarkeit ist
im Langsamgang bei schnellem Vorschub sowie bei langsamem
Vorschub und im Schnellgang unter Einsatz einfacher
Schneidwerkzeuge hervorragend. In den meisten Fällen leisten
Spänezerkleinerer an den Werkzeugen entsprechende
Arbeit.
HYTREL ® Empfohlene optimale Schnitt-
Bearbeitungsart Typen Werkzeuge geschwindigkeit Vorschläge
Bandsägen alle Typen 1,6 bis 1,4 Zähne/cm 18 m/s Schnitt verkeilen, um Feststecken zu verhindern.
Blatt, Räumerschränkung Blatt mit Kühlmittel spülen.
Drehen alle Typen (härtere Standard-Hochleistungs- 2,0 bis 2,5 m/s wenn Werkzeuge sollten sehr scharf sein. Schmirgeln
Typen sind leichter Stahlwerkzeuge mit kein Kühlmittel mit Schmirgelleinen für Feinabmessungen.
zu bearbeiten) Neigungswinkel von 10°
an der Schneidkante
verwendet wird.
Fräsen alle Typen Einblatt-Schlag- 10 m/s Werkzeuge sollten sehr scharf sein.
fräser mit 10°
Rückspanwinkel
Werkstücke für das Fräsen sichern.
Bohren alle Typen (härtere Typen Standard-Hochleistungs- 0,13 bis 3,6 m/s Verwenden Sie leicht überdimensionierte Bohrer
lassen sich leichter bohren) Spiralbohrer für härtere Typen oder schleifen Sie auf endgültige Größe.
Verwenden Sie Kühlmittel für glattere Oberfläche.
Gewindeschneiden nur härteste Typen – – Gewindeschneiden von HYTREL ® ist sehr schwierig,
da der Kunststoff dazu neigt, sich in Löchern
zurückzustellen, die geschnitten werden. Vermeiden
Sie Konstruktionen, die ein Gewindeschneiden
erfordern.

Sägen
Zum Sägen von DELRIN ® lassen sich normale Elektrowerkzeuge
wie Bandsägen, Schweifsägen und Tischsägen ohne jegliche
Abänderung einsetzen. Im allgemeinen ist die Geschwindigkeit
des Sägeblatts nicht besonders zu beachten; es ist allerdings
wichtig, daß die Zähne der Sägeblätter eine leichte Schränkung
haben. DELRIN ® ist ein thermoplastisches Material, und daher
führt Reibungswärme dazu, daß es schmilzt, so daß beim Sägen
ein gewisses Zahnspiel vonnöten ist.
Bohren
Normale Spiralbohrer eignen sich für die Arbeit mit DELRIN ® .
Die große Ganghöhe und die hochglatten Fasen der sogenannten
Kunststoffbohrer sind beim Bohren von DELRIN ® von
großem Nutzen. Allerdings sind die Stirnkanten dieser
Bohrer normalerweise flach geschliffen und sollten durch
Änderung des Bohrerkeilwinkels so umgestaltet werden,
daß sie eher zerspanen als schaben.
Beim dung eines Kühlmittels wie Wasser oder Schneidöl
zur Minderung der erzeugten Reibungswärme ratsam sein.
Wenn keine Kühlmittel verwendet werden, sollte der Bohrer
gelegentlich aus dem Loch herausgezogen werden, um die
Späne zu entfernen und Überhitzung zu vermeiden. Löcher
können auf Maß gebohrt werden, vorausgesetzt, die Bohrer
werden kühl gehalten.
Drehen
DELRIN ® läßt sich auf jeder herkömmlichen metallverarbeitenden
Drehbank drehen. Die Drehstähle sollten geschliffen
sein, wie sie normalerweise für Arbeiten mit Automatenmessing
vorgesehen werden. Ein Neigungswinkel an der
Schneidekante und ein großer Spänezerkleinerer werden in
den meisten Fällen zur Beseitigung von Fließspänen oder
Behebung von Störungen von Nutzen sein. Wie bei anderen
Materialien wird die beste Oberflächengestaltung mit einer
hohen Geschwindigkeit und Feinvorschub erzielt.
Abb. 11.01 Bohren Bearbeitungsbedingungen: Schnittgeschwindigkeit
1500 U/min; Durchmesser 13 mm, Standard
118° Spiralbohrer; mittlerer Vorschub.
Kein Kühlmittel. Material: DELRIN ® 500.
In einigen Fällen, in denen die Länge des zu drehenden Materials
groß und der Durchmesser des Teils klein ist, wird man
eine feststehende Lünette einsetzen müssen, um ein Schlagen
des Materials zu verhindern. Bei hoher Drehgeschwindigkeit
des Werkstücks muß der Lünette vermutlich ein Kühlmittel
zugeführt werden, um die dadurch verursachte Reibungswärme
abzuführen.
Fräsen
Für DELRIN ® lassen sich übliche Fräsmaschinen und Fräswerkzeuge
einsetzen, vorausgesetzt, die Schneidkanten werden
sehr scharf gehalten. Bei Verwendung von Schaftfräsern
hat es sich als ratsam herausgestellt, einzelne Nutenfräser zu
verwenden, die über einen größeren Spänedurchlaß verfügen
und eine geringere Reibungswärme erzeugen.
Hobeln
DELRIN ® kann auf üblichen Hobelmaschinen ohne jegliche
Änderung an der Maschine oder den Werkzeugen verarbeitet
werden. Mit dieser Vorrichtung lassen sich hervorragende
Ergebnisse erzielen.
Reiben
DELRIN ® kann sowohl mit Hand- als auch Rundahlen gerieben
werden, um Löcher guter Ausführung und exakter Abmessungen
zu erzielen. Spreizahlen sind im allgemeinen vorzuziehen.
Aufgrund des Rückstellverhaltens von DELRIN ® neigen mit
einer feststehenden Reibahle hergestellte Spanabhebungen zur
Untergröße, wenn nicht mindestens 0,15 mm beim Nachreiben
entfernt werden.
Gewindeschneiden und -rollen
Mit üblichen Einrichtungen lassen sich bei DELRIN ® Gewinde
schneiden oder rollen. Auf automatischen oder halbautomatischen
Geräten lassen sich selbstöffnende Gewindebacken mit
Schnellstrehlern einsetzen. Die Verwendung eines Schmieroder
Kühlmittels ist bisher noch nicht für notwendig erachtet
worden, kann jedoch in einigen Fällen bei sehr schnellen
Arbeiten von Nutzen sein. Unter Verwendung üblicher
Einstahlwerkzeuge können auf einer Drehbank Gewinde
in DELRIN ® geschnitten werden.
Wie bei Metallen sollten mehrere aufeinanderfolgende
Schnitte von 0,15 bis 0,25 mm durchgeführt werden.
Die Fertigschnitte sollten aufgrund des Rückstellverhaltens
von DELRIN ® nicht unter 0,15 mm betragen. Beim Gewindeschneiden
großer Längen von Stangenmaterial ist es erforderlich,
eine mitlaufende Lünette oder sonstige Halterung
vorzusehen, um das Werkstück gegen den Stahl zu halten.
Schneiden und Stanzen
Kleine flache Teile wie Unterlegscheiben, Durchführungsdichtungen
und Nicht-Präzisionszahnräder (bis zu 1,5 mm
Dicke) lassen sich häufig wirtschaftlicher durch Stanzen
oder Schneiden aus einer DELRIN ® -Platte herstellen. Übliche
Stempel werden entweder in Hand- oder Elektrostanzpressen
verwendet. Mit erstklassigen Stempeln können Teile bei
hohen Geschwindigkeiten sauber aus DELRIN ® geschnitten
oder gestanzt werden. Sollte Rißbildung auftreten, so läßt
sich dies gewöhnlich durch Vorheizen der Platte vermeiden.
147

Oberflächenbearbeitung von DELRIN ®
Entgraten
Obgleich es verschiedene Arten der Entgratung gibt, ist es
besser, die Bildung von Graten von vornherein zu vermeiden.
Dies wird am besten dadurch erzielt, daß die Schneidkanten
an den Stählen immer scharf bleiben und für einen
ausreichenden Spänedurchlaß gesorgt wird. Wenn nur einige
wenige Teile gefertigt werden, ist es oftmals am einfachsten,
die Grate mit Handwerkzeugen abzustechen oder abzukratzen.
Wenn die Grate nicht zu groß sind, können sie ebenfalls
mit Dampfstrahl- oder Hongeräten entfernt werden. Es ist
darauf zu achten, daß nicht zu viel Material entfernt wird.
Eine weitere Art der Entgratung von Teilen aus DELRIN ® ist
die Verwendung handelsüblicher Putztrommeln. Die genaue
Splitt-Schlamm-Zusammensetzung und der Trommelzyklus
lassen sich am besten durch Experimentieren ermitteln.
Feilen und Schleifen
Eine Feilmaschine mit tiefen, einzelnen, geschnittenen, grob
gebogenen Zähnen, gemeinhin als «Vixen»-Feile bekannt, ist
bei DELRIN ® sehr wirkungsvoll. Diese Art Feile hat sehr scharfe
Zähne und bewirkt einen Abschälvorgang, bei dem DELRIN ®
glatt und sauber entfernt wird. Mit hohen Geschwindigkeiten
arbeitende elektrisch betätigte Drehstahlsenker oder Schleifscheiben
erbringen bei der Fertigbearbeitung von Teilen aus
DELRIN ® gute Leistung. Übliche Flächenschleifer und spitzenlose
Schleifmaschinen können ebenfalls zur Herstellung
glatter Oberflächen aus DELRIN ® verwendet werden.
Schmirgeln und Polieren
DELRIN ® kann auf Band- oder Scheibenschleifmaschinen naß
geschmirgelt werden. Nach dem Schmirgeln zu einer glatten
Oberfläche kann diese durch Verwendung eines üblichen Poliergeräts
hochglanzpoliert werden. Bei diesen Arbeiten ist darauf
zu achten, daß zu schnelle Vorschübe vermieden werden, die
leicht zu einer Überhitzung von DELRIN ® führen können.
Der Poliervorgang besteht normalerweise aus drei Schritten:
Schwabbeln, Polieren und Wischen.
Das Schwabbeln erfolgt mit einer belüfteten Scheibe offener
Bauart, die man aus Schichten von Musselinscheiben von
abwechselnd 30 und 15 cm zusammensetzen kann. Auf diese
Weise läßt sich eine Schwabbelscheibe von 10 bis 12 cm
Dicke aufbauen. Die Schwabbelscheibe wird während des
Schwabbelns ständig mit einem Schlamm aus Naturbims
und Wasser beschichtet. Das Teil aus DELRIN ® wird leicht
gegen die Scheibe gedrückt und in ständiger Bewegung
gehalten, um Brand oder ungleichmäßiges Schwabbeln
zu verhindern. Um beste Ergebnisse zu erzielen, sollte
die Drehzahl der Scheibe rund 1000 U/min betragen.
Das Polieren wird in vergleichbarer Weise auf einer ähnlich
aufgebauten Schwabbelscheibe durchgeführt. Der Unterschied
liegt darin, daß die Scheibe trocken betrieben und ein Schleifmittel
auf die Hälfte der Scheibenfläche aufgetragen wird.
Die andere Hälfte bleibt unbehandelt.
Das Teil aus DELRIN ® wird zunächst zum Polieren gegen
die behandelte Hälfte der Scheibe gehalten und dann zu der
nicht behandelten Seite geführt, um das Schleifmittel abzuwischen.
Die optimale Drehzahl für die Polierscheibe liegt
zwischen 1000 und 1500 U/min.
148
Vorsichtsmaßnahmen
Kleine Schnitzel, Dreh- und andere Späne usw. müssen
entfernt werden, damit sie sich nicht aufbauen können.
Das Polyacetal DELRIN ® ist brennbar, und eine Anhäufung
von Spänen könnte eine Brandgefahr darstellen.
Vergüten von DELRIN ®
Das Vergüten ist aufgrund der Kosten und der Schwierigkeit
bei der Vorherbestimmung der Abmessungen im allgemeinen
als Produktionsmaßnahme nicht erforderlich. Wenn Genauigkeits-Toleranzen
verlangt werden, sollten die Teile in erhitzten
Formen (90 bis 110° C) geformt werden, um sich so weit
wie möglich der natürlichen Kristallinität zu nähern und das
Schrumpfen nach dem Formen so gering wie möglich zu
halten.
Das Vergüten bietet sich als Prüfverfahren bei der Festlegung
von Formbedingungen bei einer neuen Form an, um das
Schrumpfen nach dem Formen und eingeformte Spannungen
zu bewerten. Die Änderung in den Abmessungen des Teils
während des Vergütens wird etwa die endgültige Änderung
der betreffenden Teileabmessung darstellen, wenn das Teil
seine natürliche Kristallinität erreicht.
Die meisten Hersteller von Serienprofilen vergüten ihr Produkt
zur Entspannung. Allerdings kann eine weitere Vergütung
während des Bearbeitens von Teilen mit engen Toleranzen
erforderlich sein, um eingearbeitete Spannungen insbesondere
nach kräftiger spanabhebender Bearbeitung freizusetzen.
Das Vergüten bearbeiteter Teile geht normalerweise einem
abschließenden leichten Schlicht- oder Polierfräsen voraus.
Luftvergüten
Das Luftvergüten von DELRIN ® wird am besten in Luftumlauföfen
durchgeführt, die in der Lage sind, eine gleichmäßige
Lufttemperatur aufrechtzuerhalten, die auf ± 2° C
regelbar ist.
In Luft ist eine Verweilzeit von 1 Stunde bei 160°C erforderlich,
um denselben Grad der Vergütung zu erreichen, wie er in
30 Minuten in Öl bei 160°C erzielt wird, da die Wärmeübertragung
in Luft langsamer erfolgt als in Öl. Die Vergütungszeit
beträgt 30 Minuten für eine Teilewärme bis zu 160° ±2°C und
danach weitere 5 Minuten pro 1 mm Wandstärke.
Ölvergüten
Empfohlene Öle sind «Primol» 342* und «Ondina» 33* oder
andere raffinierte Vergütungsöle. Teile können bei einer
«Teile»-Temperatur von 160° ±2° C vergütet werden. Die
Vergütungszeit bei 160°C beträgt 5 Minuten pro 1 mm Wandstärke,
nachdem die Teile die Temperatur des Vergütungsbads
erreicht haben (15 bis 20 Minuten).
Für gründliche Bewegung ist zu sorgen, um für eine gleichmäßige
Badtemperatur zu sorgen und um ein Überhitzen
des Öls an einzelnen Stellen zu vermeiden. Dieser letztere
Umstand kann zur Verformung oder sogar zum Schmelzen
der Teile führen. Die Teile sollten weder einander noch die
Wände des Bads berühren.
* Lieferanten von Vergütungsölen – Europa «Primol» 342 und «Primol» 355 (Esso) «Ondina» 33
(Shell) White Oil N 15 (Chevron).

Kühlen
Wenn vergütete Teile aus der Vergütungskammer kommen,
sollten sie ungestört langsam bis auf Raumtemperatur abkühlen.
Stapeln oder Aufschichten, was zu einer Verformung der
Teile führen könnte, solange sie warm sind, ist zu unterlassen,
bis die Teile nur noch handwarm sind.
Bearbeiten und Zerspanen von ZYTEL ®
ZYTEL ® läßt sich unter Anwendung von Techniken bearbeiten,
wie sie normalerweise bei weichem Messing angewandt werden.
Obgleich der Einsatz von Kühlmitteln wie Wasser oder
löslichen Ölen höhere Schnittgeschwindigkeiten erlaubt, sind
Kühlmittel im allgemeinen zur Herstellung von Arbeiten guter
Qualität nicht erforderlich. Da ZYTEL ® nicht so starr ist wie
Metall, muß das Material während der Bearbeitung gut abgestützt
werden, um ein Verbiegen und sich daraus ergebende
Ungenauigkeiten zu verhindern. Vor dem Überprüfen der
Abmessungen sollten die Teile normalerweise auf Raumtemperatur
gebracht werden.
Werkzeugkonstruktion
Für ZYTEL ® eingesetzte Schneidwerkzeuge müssen scharf sein
und über einen ausreichenden Freiwinkel verfügen. Die Erfordernis
scharfer Schneidkanten und der einfachen Beseitigung
von Spänen kann nicht genügend betont werden. Stumpfe
Werkzeuge oder Werkzeuge mit Kanten, die eher schaben als
schneiden, führen zu übergroßer Wärme. Werkzeuge ohne
ausreichenden Freiwinkel für die sofortige Beseitigung von
Spänen führen zu einem Verkleben und Schmelzen der Späne.
Wie bei Metallen können hartmetall- und diamantbestückte
Werkzeuge bei der Bearbeitung von ZYTEL ® bei langen Produktionsdurchgängen
von Vorteil sein.
Sägen
Zum Sägen von ZYTEL ® lassen sich normale Elektrowerkzeuge
wie Bandsägen, Schweifsägen und Tischsägen ohne
jegliche Abänderung einsetzen. Es ist allerdings wichtig, daß
die Zähne bei allen Sägeblättern, Bändern und Kreissägen
eine leichte «Schränkung» haben. Die sogenannten hohlgeschliffenen
«Kunststoffsägen», bei denen die Zähne keine
«Schränkung» haben, erbringen bei ZYTEL ® keine zufriedenstellende
Leistung. Beim Sägen von ZYTEL ® wird mehr Reibungswärme
entwickelt als bei den meisten anderen Kunststoffen,
so daß ein ausreichendes Zahnspiel vorzusehen ist,
um ein Verkleben und Schmelzen zu verhindern.
Obgleich sich ZYTEL ® ohne Kühlmittel sägen läßt, ermöglicht
die Verwendung von Kühlmitteln höhere Schnittgeschwindigkeiten.
Bohren
ZYTEL ® läßt sich mit üblichen Spiralbohrern bohren. Der Spitzenwinkel
sollte 118° betragen, während die Zuschärfungswinkel
bei 10 bis 15° liegen sollten. Sogenannte «Kunststoffbohrer»
oder «Messingbohrer» leisten bei ZYTEL ® keine
zufriedenstellende Arbeit. Die Anstiegsflanke dieser Bohrer ist
flach geschliffen, um eine «schabende» Wirkung zu erzielen.
Bei ZYTEL ® führt dies zu Überhitzung und eventuellem Fest-
Abb. 11.02 Sägen Bearbeitungsbedingungen:
Sägegeschwindigkeit 1200 m pro Minute;
Blatt 6 mm breit, 4 Zähne pro cm;
kein Kühlmittel.
Material: ZYTEL ® 101 – 35 mm dick.
fressen. Allerdings können aufgrund der langen Ganghöhe
und der hochglanzpolierten Fasen der «Kunststoffbohrer» die
Späne sofort aus tiefen Löchern abfließen. Beim Bohren von
ZYTEL ® ist dies eine sehr wünschenswerte Eigenschaft. Durch
Veränderung des Bohrerzuschärfungswinkels, so daß er eher
schneidet als schabt, arbeiten diese Bohrer bei ZYTEL ® sehr gut.
Starke Vorschübe sollten entsprechend der gewünschten Ausführung
gewählt werden, um übergroße Hitze zu vermeiden,
die sich aus dem Schaben anstatt Schneiden ergeben würde.
Beim Bohren von ZYTEL ® sind nach Möglichkeit Kühlmittel
zu verwenden. Wenn keine Kühlmittel eingesetzt werden,
ist der Bohrer häufig aus dem Loch herauszuziehen, um
die Späne zu entfernen und eine Überhitzung zu vermeiden.
Löcher können auf Maß gebohrt werden, vorausgesetzt, die
Bohrer werden kühl gehalten.
15°-20°
Drehwerkzeug Stechdrehmeissel
15°-20°
0°-5° pos
20°
Schnitt A–A Schnitt B–B
A
A
7°
7°
5°
B
B
0°-5° pos
20°-30°
149

Abb. 11.03 Bohren Bearbeitungsbedingungen: Bohrergröße 10 mm ;
Drehzahl 1000 U/min, kein Kühlmittel.
Material: ZYTEL ® 101 – 35 mm dick.
Reiben
ZYTEL ® kann mit herkömmlichen Ahlen gerieben werden,
um Löcher guter Ausführung und exakter Abmessungen
zu erzielen. Spreizahlen sind vorzugsweise einzusetzen.
Aufgrund des Rückstellverhaltens von ZYTEL ® neigen mit
einer feststehenden Reibahle hergestellte Spanabhebungen
zur Untergröße.
Es ist schwierig, beim Reiben von ZYTEL ® weniger als
0,05 mm zu entfernen. Obgleich die Ahle durch das Loch
geht, wird kein Material entfernt, und das Loch behält
seine ursprüngliche Größe, nachdem die Ahle wieder herausgenommen
wurde. Beim Nachreiben sollten mindestens
0,15 mm entfernt werden, wenn ein Loch exakter Größe
herzustellen ist.
Gewindeschneiden und -rollen
Mit herkömmlichen Geräten können Gewinde in ZYTEL ®
geschnitten oder gerollt werden. Obgleich ratsam, ist der
Einsatz eines Schmier- oder Kühlmittels beim Gewindeschneiden
oder -rollen in ZYTEL ® nicht immer erforderlich.
Unter Verwendung herkömmlicher Einstahlwerkzeuge können
auf einer Drehbank Gewinde in ZYTEL ® geschnitten werden.
Wie bei Metallen sollten mehrere aufeinanderfolgende
Schnitte von 0,15 bis 0,25 mm durchgeführt werden. Der
abschließende Schnitt sollte wegen des Rückstellverhaltens
des Materials nicht unter 0,15 mm liegen. Beim Gewindeschneiden
großer Längen von Stangenmaterial ist es erforderlich,
eine mitlaufende Lünette oder eine sonstige Stützvorrichtung
zu verwenden, um das Werkzeug gegen den
Stahl zu halten.
Beim serienmäßigen Gewindeschneiden ist es oft ratsam,
einen Gewindebohrer mit 0,15 mm Übergröße zu verwenden,
sofern kein selbstsicherndes Gewinde gewünscht wird.
150
Abb. 11.04 Drehen Bearbeitungsbedingungen:
Drehzahl der Drehbank 980 U/min;
Schnittgeschwindigkeit 185 m/min;
Vorschub 0,15 mm; Schnitt-Tiefe 2,5 mm ;
kein Kühlmittel.
Material: ZYTEL ® 101 – 60 mm Durchmesser.
Drehen
ZYTEL ® kann problemlos auf jeder üblichen oder automatischen
Metalldrehbank gedreht werden. Besondere Vorsichtsmaßnahmen
sind nicht zu beachten, obgleich wie bei anderen Bearbeitungsvorgängen
die Werkzeuge sehr scharf sein sollten.
Die Werkzeugspitzen sind wie für weiches Messing zu
schleifen; mit einem Neigungswinkel an der Schneidekante,
der für eine ungehinderte Entfernung des Fließspans sorgt,
und mit einem großen Durchlaß, um ein Aufbauen der
Fließspäne zu verhindern oder Störungen zu beseitigen.
Spänezerkleinerer sind im allgemeinen bei ZYTEL ® wegen
dessen Zähigkeit nicht wirksam. Wo gewünscht, kann ein
Spänefänger als Hilfsmittel zum Abtragen der Drehspäne
eingesetzt werden. Wie bei anderen Materialien wird die
beste Ausführung mit hoher Drehzahl und Feinvorschub
erzielt.
Fräsen
ZYTEL ® läßt sich problemlos unter Verwendung herkömmlicher
Fräsmesser fräsen, vorausgesetzt, die Schneidkanten
werden sehr scharf gehalten. Nach Möglichkeit sollte Gleichlauffräsen
durchgeführt werden, um die Gratbildung bei
ZYTEL ® so gering wie möglich zu halten. Schnittgeschwindigkeiten
von über 300 m/min und starke Vorschübe von über
230 mm/min wurden bereits erfolgreich realisiert.
Schneiden und Stanzen
Kleine flache Teile wie Unterlegscheiben, Durchführungsdichtungen
und Nicht-Präzisionszahnräder bis zu 2 mm Dicke
lassen sich häufig wirtschaftlicher durch Stanzen oder Schneiden
aus einem extrudierten ZYTEL ® -Band als durch Spritzguß
herstellen. Übliche Stempel werden entweder in Hand- oder

Abb. 11.05 Fräsen Bearbeitungsbedingungen:
Schnittgeschwindigkeit 250 mm/min;
100 mm Fräsmesser; 25 mm Spindel, Vorschub
150 mm/min; Schnitt-Tiefe 2,5 mm;
kein Kühlmittel. Material: ZYTEL ® 101.
Elektrostanzpressen verwendet. Mit erstklassigen Stempeln
können Teile bei hohen Geschwindigkeiten sauber aus ZYTEL ®
geschnitten oder gestanzt werden. Sollte Rißbildung auftreten,
so läßt sich dies gewöhnlich durch Vorheizen des Bandes oder
durch Eintauchen in Wasser beheben, bis rund 2% Feuchtigkeit
absorbiert wurden.
Oberflächenbearbeitung von ZYTEL ®
Entgraten
Einige Bearbeitungsvorgänge neigen zur Gratbildung am Teil.
Obgleich es verschiedene Arten der Entgratung gibt, ist es
besser, die Bildung von Graten von vornherein zu vermeiden.
Dies wird am besten dadurch erzielt, daß die Schneidkanten
an den Stählen immer scharf bleiben und für einen
ausreichenden Spänedurchlaß gesorgt wird.
Wenn nur einige wenige Teile gefertigt werden, ist es oftmals
am einfachsten, die Grate mit Handwerkzeugen abzustechen
oder abzukratzen.
Wenn die Grate nicht zu groß sind, lassen sie sich erfolgreich
durch Sengen oder Schmelzen entfernen. Beim Sengen werden
die Grate abgebrannt, indem man eine Alkoholflamme
auf das Teil richtet. Die Grate können abgeschmolzen werden,
indem heißes Stickstoffgas von 290° C kurz über die Oberfläche
des Teils geführt wird. Das Teil sollte der Flamme oder
dem Gas nur ganz kurz ausgesetzt werden, damit die Abmessungen
des Teils nicht beeinträchtigt werden.
Feine Grate lassen sich ebenfalls mit Dampfstrahl- oder
Hongeräten entfernen. Bei kritischen Abmessungen sollte
darauf geachtet werden, daß nicht zu viel Material entfernt
wird. Handelsübliche Putztrommeln werden ebenfalls
zum Entgraten von Teilen aus ZYTEL ® verwendet, aber der
Trommelzyklus ist normalerweise viel länger als bei Metallteilen.
Allerdings läßt sich die genaue Splitt-Schlamm-
Zusammensetzung für ein bestimmtes Teil am besten durch
Experimentieren ermitteln. Der Splitt-Volumengehalt ist
normalerweise zweimal so groß wie das Volumen der Teile
aus ZYTEL ® . Ein Reinigungsmittel wird ebenfalls der Wasser-
Splitt-Mischung hinzugefügt, um zu verhindern, daß die
Teile durch den Splitt verfärbt werden.
Feilen und Schleifen
Wegen der Zähigkeit und Abriebfestigkeit von ZYTEL ® -
Polyamiden arbeiten herkömmliche Feilen nicht zufriedenstellend.
Allerdings sind mit hohen Drehzahlen arbeitende
motorbetriebene Drehstahlsenker effektiv. Schleifscheiben,
die auf einer biegsamen Welle oder auf einem Handschnellschleifer
eingesetzt werden, entfernen das Material von
Teilen aus ZYTEL ® schnell und wirksam. Für diese Betriebsweise
ist generell der Einsatz eines Kühlmittels ratsam.
Eine Feilmaschine mit tiefen, einzelnen, geschnittenen, grob
gebogenen Zähnen (gemeinhin als «Vixen»-Feile bekannt),
wie sie für Aluminium und andere Weichmetalle eingesetzt
wird, ist bei ZYTEL ® sehr effektiv. Diese Art Feile hat sehr
scharfe Zähne und bewirkt einen Abschälvorgang, bei dem
ZYTEL ® glatt und sauber entfernt wird.
Schmirgeln und Polieren
ZYTEL ® kann auf Band- oder Scheibenschleifmaschinen naß
geschmirgelt werden. Nach dem Schmirgeln zu einer glatten
Oberfläche kann diese durch Verwendung eines üblichen
Poliergeräts hochglanzpoliert werden.
Der Poliervorgang besteht normalerweise aus drei Schritten:
Schwabbeln, Polieren und Wischen.
Das Schwabbeln erfolgt mit einer belüfteten Scheibe offener
Bauart, die man aus Schichten von Musselinscheiben von
abwechselnd etwa 200 und 460 mm zusammensetzen kann.
Auf diese Weise läßt sich eine Schwabbelscheibe von rund
100 bis 130 mm Breite aufbauen. Die Schwabbelscheibe
wird während des Schwabbelns ständig mit einem Schlamm
aus Naturbims und Wasser beschichtet. Das Teil aus ZYTEL ®
wird leicht gegen die Scheibe gedrückt und in ständiger
Bewegung gehalten, um Brand oder ungleichmäßiges
Schwabbeln zu verhindern. Die Drehzahl der Scheibe sollte
rund 1000 bis 1200 U/min bei Scheiben von 300 bis 400 mm
Durchmesser betragen. Es ist wichtig, die Scheibe langsam
genug zu betreiben, damit sie eine gewisse Menge des
Schlamms behält.
Das Polieren wird in vergleichbarer Weise auf einer ähnlich
aufgebauten Schwabbelscheibe durchgeführt. Der Unterschied
liegt darin, daß die Scheibe trocken betrieben und ein Schleifmittel
auf die Hälfte der Scheibenfläche aufgetragen wird.
Die andere Hälfte bleibt unbehandelt.
Das Teil aus ZYTEL ® wird zunächst zum Polieren gegen die
behandelte Hälfte der Scheibe gehalten und dann zu der nicht
behandelten Seite geführt, um das Schleifmittel abzuwischen.
Die optimale Drehzahl für die Polierscheibe liegt zwischen
1000 und 1500 U/min für eine Scheibe von 400 mm Durchmesser.
151

Vergüten von ZYTEL ®
Wenn ZYTEL ® vergütet werden muß, so sollte dies unter
Abschluß von Luft vorzugsweise durch Eintauchen in eine
entsprechende Flüssigkeit geschehen. Die Temperatur der
Vergütungsflüssigkeit sollte mindestens 28° C über der Temperatur
liegen, der der Gegenstand während des Gebrauchs
ausgesetzt sein wird – oftmals wird eine Temperatur von
150° C für allgemein übliches Vergüten angewandt. Dadurch
wird eine Sicherheit gegen Maßänderung erzielt, die durch
unkontrollierte Entspannung unterhalb dieser Temperatur
verursacht würde. Die erforderliche Vergütungszeit beträgt
normalerweise 5 Minuten pro 1 mm Querschnitt. Nach dem
Entfernen aus dem Vergütungsbad sollte das Teil ohne jede
Luftströmung langsam abkühlen; andernfalls könnten
Oberflächenspannungen aufgebaut werden. Das Einlegen
des erhitzten Teils in einen Pappbehälter ist ein einfaches
Verfahren, um ein langsames gleichmäßiges Abkühlen zu
gewährleisten.
Die Wahl der Flüssigkeit, die als Wärmeübertragungsmittel
einzusetzen ist, sollte auf folgenden Erwägungen beruhen:
– Ihr Wärmebereich und ihre Stabilität müssen angemessen
sein.
– Sie darf ZYTEL ® nicht angreifen.
– Sie darf keine schädlichen Gase oder Dämpfe abgeben.
– Sie darf keine Brandgefahr darstellen.
Hochsiedende Kohlenwasserstoffe wie Öle oder Wachse können
als Wärmeübertragungsmittel verwendet werden, wenn
gegen die auf der Oberfläche des Formteils verbliebene Ablage
nichts einzuwenden ist, wie es der Fall bei den Teilen ist, die
während des Einsatzes geschmiert werden. Empfohlene Öle
sind «Ondine» 33 (Shell) und «Primol» 342 (Esso). Experimente
haben ebenfalls gezeigt, daß Vergüten in einem Ofen
unter Einsatz einer Stickstoffatmosphäre geeignet ist, obgleich
dazu eine Spezialausrüstung benötigt wird.
Das Vergütungsbad sollte elektrisch aufgeheizt und bis zur
gewünschten Temperatur thermostatisch geregelt werden.
Für optimale Wärmeregelung sollte Wärme sowohl durch
die Seitenwände als auch durch den Boden des Gefäßes
geleitet werden. Eine große Anzahl kleiner Teile wird am
besten gehandhabt, indem man sie in einen Drahtkorb legt,
der mit einem Deckel ausgestattet ist, um zu verhindern, daß
die Teile schwimmen, und indem man den Korb für die
erforderliche Zeit in das Bad eintaucht.
Bei Einsätzen, in denen die maximale Temperatur 70° C oder
darunter beträgt, kann eine brauchbare Entspannung durch
Eintauchen in kochendes Wasser erzielt werden. Dieses Verfahren
bietet darüber hinaus den Vorteil, daß das ZYTEL ®
eine gewisse Feuchtigkeit absorbiert, wodurch die Feuchtigkeit
des Teils teilweise geregelt wird. Zur Entspannung sind
15 Minuten pro 3 mm Querschnitt ausreichend. Längere Zeiten
sind erforderlich, wenn der Feuchtigkeitsgehalt des Teils
ausgeglichen oder nahezu ausgeglichen werden soll.
152
Feuchtigkeitsregelung (Konditionieren)
Das praktischste Verfahren zur Feuchtigkeitsregelung bei
Einsatz in Luft, bei dem 2,5% Wasser zugesetzt werden
müssen, ist ein einfaches Eintauchen in kochendes Wasser.
Allerdings führt dieses Verfahren nicht zum wirklichen
Ausgleich, da an der Oberfläche überschüßige Feuchtigkeit
aufgenommen wird, die sich nur im Laufe der Zeit wieder
verteilen kann.
Ein Verfahrensvorschlag ist, rund 3 bis 4 Gewichtsprozent
Wasser in die Teile hineinzubringen. Die überschüssige
Menge wird im Laufe der Zeit von der Oberfläche verdunsten.
Kochzeiten bis zu 3% Feuchtigkeit sind in Abb. 11.06
dargestellt.
Ein ausgezeichnetes Verfahren zur Vorbereitung einiger weniger
Teile zu Prüfzwecken ist das Erhitzen in einer kochenden
Lösung aus Kaliumacetat (1250 Gramm Kaliumacetat pro
1 Liter Wasser). Ein abgedecktes Gefäß und ein Rücklaufkondensator
sind zur Aufrechterhaltung der Lösungskonzentration
zu verwenden. Dichte der Lösung 1,305 bis 1,310 bei 23° C.
Maximal 2,5% Feuchtigkeit werden von ZYTEL ® absorbiert,
ungeachtet dessen, wie lange die Behandlung fortgesetzt wird.
Die erforderliche Zeit schwankt von 4 Stunden für eine Dicke
von 2 mm bis zu 20 Stunden für eine Dicke von 3 mm.
Das Konditionieren in kochendem Wasser ist ein gutes Verfahren
zur Feuchtigkeitsregelung von Teilen, die in Wasser
oder in wässrigen Lösungen eingesetzt werden sollen. Das
Teil wird bewässert, bis die Sättigung im wesentlichen abgeschlossen
ist, wie durch die Sättigungslinie in Abbildung 11.06
dargestellt. Bei dickwandigen Profilen (3 mm oder darüber)
ist es praktischer, den Feuchtigkeitsgehalt des Teils nur teilweise
zu regeln, da die Absorption über 4 oder 5% hinaus
sehr langsam wird.
Thickness, Wanddicke, mm
12
10
8
6
4
2
0
0,1
1
10 100 1000
Time, Zeit, h
bis 3% Feuchtigkeit
bis zur Sättigung
Abb. 11.06 Feuchtigkeitsregelung von ZYTEL ® 101
(Eintauchzeit in kochendes Wasser)

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