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Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Optimieren der Qualität einer Schmelze, wobei die Schmelze in einer Plastifiziereinheit einer Spritzgiessmaschine erzeugt wird, wobei beim Plastifizieren Schmelze in den Schneckenvorraum gefördert wird, wobei der sich dort ergebende Druck die Schnecke mit einer Geschwindigkeit zurückbewegt.
Die Strömungsverhältnisse im Schmelzebereich der Plastifiziereinheit einer Spritzgiessmaschine entscheiden über die Qualität der Schmelze. Die Forderung nach einer möglichst homogenen Schmelze kann durch die gezielte Beeinflussung der Strömungsverhältnisse in der Plastifiziereinheit erreicht werden. Eine über der Kanalhöhe konstante Schubspannungsverteilung bewirkt eine gleichmässige Beanspruchung der Schmelzepartikel und ist daher für eine gute Homogenität erforderlich.
Während des Plastifizierens wird Schmelze nach vorne in den Schneckenvorraum gefördert. Der sich dort ergebende Druck, der sog. Staudruck, drückt die Schnecke nach hinten. Üblicherweise werden beim Dosieren die Schneckendrehzahl und der Staudruck geregelt. Dadurch stellt sich aber ein Strömungsprofil über der Kanalhöhe ein, das keine konstante Schubspannungsverteilung bewirkt.
Aufgabe der Erfindung ist es, ein Verfahren anzubieten, mit dem es ermöglicht wird, dass sich über der Kanalhöhe eine konstante Schubspannungsverteilung einstellt.
Die Lösung der Aufgabe ist in Verbindung mit dem Oberbegriff des Anspruches 1 dadurch gekennzeichnet, dass die Geschwindigkeit, mit der die Schnecke zurückbewegt wird, geregelt wird.
Es wird hierbei vorgeschlagen, ein mathematisches Modell zur Regelung der Geschwindigkeit heranzuziehen,
wobei der Volumendurchsatz der Schmelze durch die Schnecke bestimmt wird.
Der Volumendurchsatz der Schmelze durch eine Schnecke kann durch folgende Formel beschrieben werden:
Für eine reine Schleppströmung ist der Druckgradient Null, so dass sich Formel 1 zu v=b-h-v b,z
(2) vereinfacht.
Der Volumendurchsatz ergibt sich aber andererseits auch aus der Schneckenrückzugsgeschwindigkeit Vrack'-
[tau] V> = -<D2 ' [pi] V>m* n (3)
Mit der Forderung, dass die Dosierphase nicht zykluszeitbestimmend sein soll, muss das Dosieren vor dem Ende der Kühlzeit abgeschlossen sein. An der Maschinensteuerung wird daher die gewünschte Dosierzeit entweder in Sekunden oder als Prozentwert der Dosierzeit eingegeben.
Daraus wird der notwendige Volumenstrom berechnet.
Die resultierende Geschwindigkeit des Zylinders lässt sich entweder als Summe von Umfangsgeschwindigkeit Vb.[upsilon]mfng und der Rückzugsgeschwindigkeit V[pi]* darstellen oder aus der Summe der Geschwindigkeitskomponente in Kanalrichtung v*,zund der Geschwindigkeitskomponente quer zum Schneckenkanal Vb,x.
Die Geschwindigkeit des Zylinders v* errechnet sich somit zu
v, =^ sin[alpha] = cos J[[phi]<>-a >) (4)
Durch Einsetzen von v,zaus Gleichung 2 und v^ck aus Gleichung 3 erhält man die Bestimmungsgleichung für den Winkel a
4 V , v 2-V .
," cos[[phi]-a) = sin (5)<r>'
D<2>[pi]<r>' b-h
cos{[phi]-a) _ D<2>-[pi] " sin 2-b-h
Daraus kann der Winkel berechnet werden.
2 b h cos[phi] tan[alpha] = - *- (7)
D<2>[pi]-2 b hsin[phi]<K J>
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Die Schneckenrückzugsgeschwindigkeit ergibt sich damit als Funktion der Schneckendrehzahl zu
(8)
Wird nun die Dosierzeit als Prozentwert der Kühlzeit,
(9)
vorgegeben, wobei ctden Zeitfaktor darstellt, so kann daraus die erforderliche Schneckendrehzahl berechnet werden
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(10) wobei SDOS der gewünschte Dosierweg ist.
Die Regelung der Schneckenrückzugsgeschwindigkeit anstelle der Regelung des Staudrucks bietet auch noch in anderer Hinsicht einen Vorteil. Es lässt sich beim Dosieren nicht vermeiden, dass Granulatkörner zwischen einem Schneckensteg und der Zylinderkante abgeschert werden.
Die dabei auftretenden Scherkräfte werden zu der an der Schneckenspitze wirkenden Kraft hinzuaddiert, und daraus ergibt sich dann der meist über das Hydrauliksystem der Maschine gereelte Staudruck.
(11)
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Vor allem bei Schnecken mit kleinem Schneckendurchmesser kommt es dadurch zu unregelmässiger Schneckenrückzugsbewegung und zu nicht mehr vollständig ausregelbaren Druckspitzen.
Bei einem Granulatkomdurchmesser von 4 mm und einer Schubfestigkeit des Granulatkoms von 20 N/mm<2>ergibt sich bei Schneckendurchmesser 14 mm eine zusätzliche Staudruckkomponente von rund 16 bar, was ca. ein Fünftel eines üblichen Staudruckwertes darstellt.
In den Zeichnungen sind zur Unterstützung der benutzten Formeln schematisch verschiedene Kurvenverläufe sowie Schneckengeometrien wiedergegeben.
Fig. 1 zeigt die geometrischen Verhältnisse im Schneckenkanal,
Fig. 2 zeigt diverse Geschwindigkeitsprofile,
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Fig. 3 zeigt den Geschwindigkeitsverlauf im Schneckenkanal,
Fig. 4 zeigt Kraftverhältnisse bei Abscherung des Granulatkoms zwischen Schneckensteg und Zylinderkante, und
Fig.
5 einen spezifischen Staudruck und eine Schneckenrückzugsgeschwindigkeit.
Figur 1 gibt die geometrischen Verhältnisse im Schneckenkanal wieder, wobei b die Kanalbreite und h die Kanalhöhe darstellt, welche in den oben genannten Formeln benötigt werden.
Die Figur 3 zeigt ein Geschwindigkeitsprofil über der Kanalhöhe. Die Kurve 2 gibt das Profil beim Überfahren der Metering-Zone, Kurve 3 das Profil beim Druckaufbau in der Metering-Zone und der Graphen 4 das Profil bei reiner Schleppströmung in der Metering-Zone wieder. Es ist deutlich zu erkennen, dass bei reiner Schleppströmung kein Druckgradient vorliegt, was die Berechnungsformel vereinfacht.
Anhand der Darstellung gemäss Figur 3 können die Geschwindigkeiten im Schneckenkanal in ihren Komponenten ermittelt werden.
Es ist die resultierende Geschwindigkeit des Zylinders dargestellt, die sich entweder als Summe von Umfangsgeschwindigkeit b.umfang und der Rückzugsgeschwindigkeit Vrack darstellen lässt, oder aus der Summe der Geschwindigkeitskomponente in Kanalrichtung v*,zund der Geschwindigkeitskomponente quer zum Schneckenkanal Vb,x. Anhand der Aufteilung lässt sich der Winkel [alpha] berechnen und somit die Schneckenrückzugsgeschwindigkeit als Funktion der Schneckendrehzahl aufzeigen.
Figur 4 verdeutlicht die Kräfteverhältnisse bei der Abscherung eines Granulatkoms 5 zwischen Schneckensteg 9 und Zylinderkante 10. An der Schnecke 1 liegt der hydraulische Staudruck 7 und der Staudruck aus dem Schneckenvorraum 8 an.
Im Einzugsbereich 11 wird das Granulatkorn 5 an der Zylinderkante 10 abgeschert, dort herrscht der Staudruck am Granulat 6 vor.
In Figur 3 ist die resultierende Geschwindigkeit des Zylinders dargestellt, die sich entweder als Summe von Umfangsgeschwindigkeit b.[upsilon]mfan und der Rückzugsgeschwindigkeit Vrack darstellen lässt, oder aus der Summe der Geschwindigkeitskomponente in Kanalrichtung v^ und der Geschwindigkeitskomponente quer zum Schneckenkanal v*,*.
Beispielhaft ist in Figur 5 für eine Schnecke mit Durchmesser 14 mm der spezifische Staudruck 12 und Schneckenrückzugsgeschwindigkeit 13 beim Aufdosieren dargestellt.
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The invention relates to a method for optimizing the quality of a melt, wherein the melt is produced in a plasticizing unit of an injection molding machine, wherein during plasticizing melt is conveyed into the screw antechamber, wherein the pressure resulting therefrom moves the screw back with a speed.
The flow conditions in the melt area of the plasticizing unit of an injection molding machine determine the quality of the melt. The requirement for a homogeneous melt as possible can be achieved by the targeted influencing of the flow conditions in the plasticizing. A constant shear stress distribution over the channel height causes a uniform load of the melt particles and is therefore required for a good homogeneity.
During plasticizing, melt is conveyed forward into the screw antechamber. The resulting pressure, the so-called dynamic pressure, pushes the screw backwards. Usually, the screw speed and the back pressure are regulated during dosing. However, this creates an airfoil above the channel height, which does not cause a constant shear stress distribution.
The object of the invention is to provide a method with which it is possible that adjusts a constant shear stress distribution over the channel height.
The solution of the problem is in connection with the preamble of claim 1, characterized in that the speed at which the screw is moved back, is regulated.
It is proposed here to use a mathematical model for controlling the speed,
wherein the volume flow rate of the melt is determined by the screw.
The volume flow rate of the melt through a screw can be described by the following formula:
For a pure drag flow, the pressure gradient is zero, so that formula 1 to v = b-h-v b, z
(2) simplified.
On the other hand, the volume throughput also results from the screw retraction speed Vrack'-
[tau] V> = - <D2 '[pi] V> m * n (3)
With the requirement that the metering phase should not determine the cycle time, the metering must be completed before the end of the cooling time. The desired dosing time is entered on the machine control either in seconds or as a percentage of the dosing time.
From this, the necessary volume flow is calculated.
The resulting velocity of the cylinder can be represented either as the sum of peripheral velocity Vb. [Pull-in] mfng and the retraction velocity V [pi] * or from the sum of the velocity component in channel direction v *, z and the velocity component across the screw channel Vb, x.
The velocity of the cylinder v * is thus calculated too
v, = ^ sin [alpha] = cos J [[phi] <> - a>) (4)
By substituting v, equations 2 and v ^ ck from equation 3, one obtains the equation of determination for the angle a
4V, v 2V.
, "cos [[phi] -a) = sin (5) <r> '
D <2> [pi] <r> 'bh
cos {[phi] -a) _ D <2> - [pi] "sin 2-b-h
From this, the angle can be calculated.
2 b h cos [phi] tan [alpha] = - * - (7)
D <2> [pi] -2 b hsin [phi] <K J>
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The screw retraction speed thus results as a function of the screw speed
(8th)
If now the dosing time as a percentage of the cooling time,
(9)
given, where ct represents the time factor, it can be calculated from the required screw speed
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(10) where SDOS is the desired metering path.
The control of the screw retraction speed instead of the control of the back pressure also offers an advantage in other respects. It can not be avoided when dosing that granules are sheared off between a screw flight and the cylinder edge.
The resulting shear forces are added to the force acting on the screw tip, and this then results in the most over the hydraulic system of the engine raced back pressure.
(11)
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Especially with screws with a small screw diameter, this results in irregular screw retraction movement and no longer completely adjustable pressure peaks.
With a granule diameter of 4 mm and a shear strength of the granulate of 20 N / mm <2> results in screw diameter 14 mm an additional dynamic pressure component of about 16 bar, which represents about one fifth of a conventional dynamic pressure value.
In the drawings, various curves and screw geometries are shown schematically to support the formulas used.
1 shows the geometric relationships in the screw channel,
2 shows various velocity profiles,
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3 shows the velocity profile in the screw channel,
Fig. 4 shows force relationships with shearing of the granulate between the screw flight and cylinder edge, and
FIG.
5 a specific back pressure and a screw retraction speed.
FIG. 1 shows the geometric relationships in the screw channel, b representing the channel width and h the channel height required in the above-mentioned formulas.
FIG. 3 shows a velocity profile over the channel height. Curve 2 shows the profile when driving over the metering zone, curve 3 shows the profile during pressure build-up in the metering zone and graph 4 shows the profile with pure trailing flow in the metering zone. It can be clearly seen that with pure drag flow there is no pressure gradient, which simplifies the calculation formula.
Based on the illustration according to FIG. 3, the speeds in the screw channel can be determined in their components.
The resulting speed of the cylinder is shown, which can be represented either as the sum of the peripheral speed b.umfang and the return speed Vrack, or from the sum of the speed component in the channel direction v *, z and the speed component across the screw channel Vb, x. On the basis of the division, the angle [alpha] can be calculated and thus show the screw retraction speed as a function of the screw speed.
Figure 4 illustrates the balance of power in the shearing of a Granulatkoms 5 between screw land 9 and cylinder edge 10. On the screw 1 is the hydraulic back pressure 7 and the back pressure from the screw antechamber 8 at.
In the intake area 11, the granular grain 5 is sheared off at the cylinder edge 10, where the dynamic pressure prevails on the granules 6.
FIG. 3 shows the resulting velocity of the cylinder, which can be represented either as the sum of peripheral speed b. [Upsilon] mfan and the retraction speed Vrack, or from the sum of the velocity component in channel direction v ^ and the velocity component transverse to the worm channel v *. *.
By way of example, in FIG. 5, for a screw with a diameter of 14 mm, the specific dynamic pressure 12 and screw retraction speed 13 during the dosing are shown.