直齿圆柱齿轮注射模具设计【一模两腔】【说明书+CAD】
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河南机电高等专科学校学生毕业设计中期检查表学生姓名学 号指导教师选题情况课题名称直齿圆柱齿轮塑料注射模难易程度偏难适中偏易工作量较大合理较小符合规范化的要求任务书有无开题报告有无外文翻译质量优良中差学习态度、出勤情况好一般差工作进度快按计划进行慢中期工作汇报及解答问题情况优良中差中期成绩评定:所在专业意见: 负责人: 2009 年 4 月 10 日河南机电高等专科学校毕业设计说明书1 绪 论 中国塑料模工业从起步到现在,历经了半个多世纪,有了很大发展,模具水平有了较大提高。在大型模具方面已能生产48(约122CM)大屏幕彩电塑壳注射模具,6.5KG大容量洗衣机全套塑料模具以及汽车保险杠和整体仪表板等塑料模具,精密塑料模方面,以能生产照相机塑料件模具,多形腔小模数齿轮模具及塑封模具。经过多年的努力,在模具CAD/CAE/CAM技术,模具的电加工和数控加工技术,快速成型与快速制模技术,新型模具材料等方面取得了显著进步;在提高模具质量和缩短模具设计制造周期等方面作出了贡献。1.1国内模具的现状和发展趋势自20世纪80年代以来,我国的经济逐渐起飞,也为模具产业的发展提供了巨大的动力。20世纪90年代以后,大陆的工业发展十分迅速,模具工业的总产值在1990年仅60亿元人民币,1994年增长到130亿元人民币,1999年已达到245亿元人民币,2000年增至260270亿元人民币。今后预计每年仍会以1015的速度快速增长。1.1.1国内模具的现状目前,我国17000多个模具生产厂点,从业人数五十多万。除了国有的专业模具厂外,其他所有制形式的模具厂家,包括集体企业,合资企业,独资企业和私营企业等,都得到了快速发展。其中,集体和私营的模具企业在广东和浙江等省发展得最为迅速。例如,浙江宁波和黄岩地区,从事模具制造的集体企业和私营企业多达数千家,成为我国国内知名的“模具之乡”和最具发展活力的地区之一。在广东,一些大集团公司和迅速崛起的乡镇企业,为了提高其产品的市场竞争能力,纷纷加入了对模具制造的投入。例如,科龙,美的,康佳和威力等知名集团都建立了自己的模具制造中心。中外合资和外商独资的模具企业则多集中于沿海工业发达地区,现已有几千家。1.1.2国内模具的发展趋势尽管我国模具工业有了长足的进步,部分模具已达到国际先进水平,但无论是数量还是质量仍满足不了国内市场的需要,每年仍需进口10多亿美元的各类大型,精密,复杂模具。与发达国家的模具工业相比,在模具技术上仍有不小的差距。今后,我国模具行业应在以下几方面进行不断的技术创新,以缩小与国际先进水平的距离。(1)注重开发大型,精密,复杂模具;随着我国轿车,家电等工业的快速发展,成型零件的大型化和精密化要求越来越高,模具也将日趋大型化和精密化。(2)加强模具标准件的应用;使用模具标准件不但能缩短模具制造周期,降低模具制造成本而且能提高模具的制造质量。因此,模具标准件的应用必将日渐广泛。(3)推广CAD/CAM/CAE技术;模具CAD/CAM/CAE技术是模具技术发展的一个重要里程碑。实践证明,模具CAD/CAM/CAE技术是模具设计制造的发展方向,可显著地提高模具设计制造水平。(4)重视快速模具制造技术,缩短模具制造周期;随着先进制造技术的不断出现,模具的制造水平也在不断地提高,基于快速成形的快速制模技术,高速铣削加工技术,以及自动研磨抛光技术将在模具制造中获得更为广泛的应用。1.2国外模具的现状和发展趋势日本在很长的时期内都是仅次于美国的世界第2大塑料生产国。1999年和2000年日本塑料产量分别回升到1432万吨和1445万吨,但仍远未恢复到1997年的水平。2001年和2002年日本塑料产量再度下降至1400万吨以下的1364万吨和1361万吨。2002年日本塑料(原料)产量减为1361万吨。而中国则增为1366万吨,日本又退居第4位。韩国塑料产量增长十分迅速,1986年超过200万吨,1990年增达300万吨,1992年突破500万吨,1994年、1996年和1997年分别上升到600多万吨、700多万吨和800多万吨,1998年产量增至850万吨,1999年突破900万吨,2001年达1200万吨,跻身于世界5大塑料生产国之列。韩国国内塑料消费量2001年420万吨,只相当于产量的1/3略高。人均塑料消费量2001年为106公斤,韩国塑料制品加工业的职工总数2001年为3.1万人,出货金额为85亿美元,人均276美元。 塑料产量位居世界前10名的国家和地区还有法国660万吨、比利时600万吨、中国台湾598万吨、加拿大432万吨和意大利385万吨(均为2001年产量)。1.3注射模具设计与制造方面1.3.1 注射模具设计的设计思路注射模是塑料成型工艺方法之一,它是利用在注射压力机作用下,将松散的粒状或粉状成型物料从料斗送入高温的机筒内加热、熔融、塑化使之成为粘流熔体,然后在柱塞或螺杆的高压推动下,以很大的流速通过机筒的喷嘴注射进入温度较低的闭合模具中,一段保压冷却定型时间后,即可保持模具型腔所赋予的形状和尺寸。第一步:塑件浇口设计第二步:塑件分型面设计;第三步:在塑件基础上加减型腔、型芯设计;第四步:型腔、型芯基础上加减其它部件设计;第五步:整体修改模具装配图,定稿后确定各个零部件。1.3.2注射侧抽模具设计的进度1.了解目前国内外塑料模具的发展现状,所用时间20天;2.确定加工方案,所用时间5天;3.模具的设计,所用时间30天;4模具的调试所用时间5天2 直齿圆柱齿轮塑件工艺的分析2.1圆柱齿轮原材料分析 原始资料:如图所示 材 料:POM(聚甲醛)厚 度: 3mm精 度: MT4级密 度: 1.43kg/m3生产类型: 大批量聚甲醛学名聚氧化聚甲醛(简称POM) 又称赛钢、特灵。它是以甲醛等为原料聚合所得。POM-H(聚甲醛均聚物),POM-K(聚甲醛共聚物)是高密度、高结晶度的热塑性工程塑料。具有良好的物理、机械和化学性能,尤其是有优异的耐摩擦性能。 聚甲醛是一种没有没有侧链,高密度,高结晶性的线性聚合物,具有优异的综合性能。 聚甲醛是一种表面光滑,有光泽的硬而致密的材料,淡黄或白色,可在-40- 100C温度范围内长期使用。它的耐磨性和自润滑性也比绝大多数工程塑料优越,又有良好的耐油,耐过氧化物性能。很不耐酸,不耐强碱和不耐月光紫外线的辐射。聚甲醛的拉伸强度达70MPa,吸水性小,尺寸稳定,有光泽,这些性能都比尼龙好,聚甲醛为高度结晶的树脂,在热塑性树脂中是最坚韧的。具抗热强度,弯曲强度,耐疲劳性强度均高,耐磨性和电性能优良。聚甲醛的性能:性 能 数 值 比重 1.43 熔点 175C 伸强度(屈服) 70MPa 伸长率(屈服) 15% (断裂) 15% 冲击强度(无缺口) 108KJ/m22.2塑件的结构和尺寸精度及表面质量分析2.2.1塑件结构分析 图2 塑件结构改善对比图图A零件整体厚度较均匀了,可这样齿轮强度降低,制造模具型芯也造成困难。图B 零件壁厚虽然不是很均匀,但对于最厚6mm最薄2.5mm的塑件还是可以成型的,齿轮强度也大了。所以我们还是不修改齿轮结构,仍用原方案B2.2.2侧孔与侧凹该零件为圆柱形组合,两边有侧孔需要侧抽机构。2.2.3脱模斜度由于塑件高度较低、紧15mm,结合材料特点粘结性强度,脱模力大小考虑,我们不采用脱模斜度。2.2.4塑件壁厚塑料制品应该有一定的厚度,这不仅是为了塑料制品本身在使用中有足够的强度和刚度,而且也是为了塑料在成型时有良好的流动状态。塑件壁厚受使用要求、塑料材料性能、塑件几何尺寸以及成型工艺等众多因素的制约。根据成型工艺的要求,应尽量使制件各部分壁厚均匀,避免有的部位太厚或者太薄,否则成型后会因收缩不均匀而使制品变形或产生缩孔,凹陷烧伤或者填充不足等缺陷。热塑性塑料的壁厚应该控制在1mm4mm之间。太厚,会产生气泡和缺陷,同时也不易冷却。由产品图可知:其形状较为规则,结构不太复杂:从产品的壁厚上来看壁厚较均匀,有利于零件的成型。2.2.5圆角塑件的边缘和边角带有圆角,可以增强塑件某部位或者整个塑件的机械强度从而改善成型时塑料在模腔内流动条件,也有利于塑件的顶出和脱模。因此塑件除了使用上的要求采用尖角或者不能出现圆角外,应该尽量采用圆角特征。塑件上采用还可以使模具成型零部件加强,排除成型零部件热处理或使用时可能产生的应力集中问题。由塑件的产品图可知:产品所有边缘均带有圆角特征,最大圆角特征R=1.5H=3.75mm,最小圆角特征r=0.5H=1.25mm。考虑尺寸大小,我们取最大圆角R=2.5mm,最小圆角特征r=1.25mm2.2.6塑件尺寸精度的分析该零件的重要尺寸,如,20mm、7mm、15mm、15mm、9mm等尺寸精度为4级,其它尺寸均用4级精度。由以上的分析可见,该零件的尺寸精度属中等偏上,对应模具相关零件尺寸的加工可保证。2.2.7表面质量分析该零件的表面要求无凹坑等缺陷外,表面无其它特别的要求,故比较容易实现。2.2.8塑件的体积重量计算塑件的重量是为了选用注射机及确定模具型腔数。计算单个塑件的体积:V(14263.526)(1027.52)9322.52mm32366.775mm3计算塑件的质量:公式为WV根据设计手册查得POM(聚甲醛)的密度为1.43g/1103mm3,故塑件的重量为:WV2366.7751.4310-3 3.38g故两个塑件重量6.76g根据注射所需的压力和塑件的重量以及其它情况,可初步选用的注射机为:SZ60/40型注塑成型机,该注塑机的各参数如下表所示:表2-1 SZ60/40型注塑成型机参数理论注射量/cm360移模行程/mm180螺杆直径/mm30最大模具厚度/mm280注射压力/Mpa150最小模具厚度/mm160锁模力/KN400喷嘴球半径/mm15拉杆内间距/mm295185喷嘴口孔径/mm3.52.2.9塑件的注射工艺参数的确定根据情况,聚甲基丙烯酸甲酯的成型工艺参数可作如下选择,在试模时可根据实际情况作适当的调整。干燥处理:如果材料储存在干燥环境中,通常不需要干燥处理。 熔化温度:均聚物材料为190230;共聚物材料为190210。 模具温度:80105。为了减小成型后收缩率可选用高一些的模具温度。 注射压力:7001200bar 注射速度:中等或偏高的注射速度。注射温度:包括料筒温度和喷嘴温度。料筒温度:后段温度t1选用180中段温度t2选用200前段温度t3选用220喷嘴温度:选用220注射压力:选用100MP注射时间:选用20s保压时间:选用2s保压: 80MP冷却时间:选用28s总周期: 50s3. 模具结构设计3.1 总体方案拟订对任何塑料件的模具设计都有一定的程序,首先要确定该塑件使用哪一种浇口形式,因为目前浇口的形式很多,并且用不同的浇口形式可以得到不同的塑件效果,得到的塑件表面质量也不同等,因此确定浇口形式也是至关重要的。再就是要确定在塑件的什么地方进浇,对于这个问题我们都没有定论,只有借助PTC公司的PRO/E内的MOLD ADVISOR模块来进行分析后再确定浇口位。接着要确定一模几腔,只有把这些前期工作都做好之后 才能够顺利的进行模具设计。3.1.1型腔数目的确定根据注射量:n=(0.8G-m2)/m1式中G-注射机的最大注射量(g)m1-单个塑件的重量(g)m2-浇注系统的重量(g) 考虑塑件需要侧抽机构而且是两边抽,不能安排多个型腔。那样的话,型腔板长度就较长了。模具就安装不上注射压力机上了。综合考虑,该塑件采用一模两腔。3.1.2 型腔的排列根据需要和后续加工的要求我们确定为平行于塑件的最大尺寸方向,型腔数量为2个。图3型腔的排列3.1.3 分型面的设计图4分型面的选择分型面的设计在注射模的设计中占有相当重要的位置,分型面的设计可以对塑件的质量、模具的整体结构、工艺操作的难易程度及模具的制造等都有很大的影响。图1:型腔与型芯不在同一侧,型腔与型芯拼合处较多。型腔与型芯不能很好的对中与结合。好处就是单独内圆柱齿轮容易加工。图2:型腔与型芯加工在同一侧,可提高径向跳动、端面摆动精度。分型面不会留下很大痕迹。这样保证加工需要与质量,型腔与型芯组合而成,更换、热处理方便。综上所分析:我们选用图2分型法。3.2脱模机构的设计与计算对于端面平直的无孔塑件,或仅带有小孔的塑件,未保证塑件在模具打开时能留到动模一侧,一般都把型腔安排在动模一侧,如果塑件表明不希望留下推杆痕迹,必须采用推块机构推塑料,如下图(A)、(B)。对于齿轮类或一些带有凸缘的制品,如果采用推杆推出容易变形或者是采用推板推出容易使制品粘附模具时,也需采用推块作为推出零件。推动推块的推杆用螺纹连接在推块上,采用弹簧复位,既灵敏又迅速。(A) (B)图5推块机构的设计图(A)与图(B)相比较,优点如下:(1)型芯与推块滑动配合部分减短了,磨损量减小,并且容易保证推块内表面粗糙度。(2)图(B)推块壁厚只有2mm,而采用图(A)的结构,推块壁厚可达到3.5mm,可提高推块的刚度。缺点如下:图(A)型芯定位没图(B)好定位,并且垫块上还需精定位。整体考虑:我们选用图(A)的结构。3.3 成型零件的设计及计算3.3.1标准模架的选取 由产品图可知产品的最大高度尺寸为15mm,为适应模具加工,便于推件板设置安全起见,我们取25mm,查阅注射机的模具安装尺寸,考虑到模具的总高度,由于塑件较小,故而我们尽量选择小型模架。但是此模具尺寸较小,故好多地方需要个别独个加工如(型腔固定板、垫块),当然像标准件我们要直接就用。3.3.2成型零部件尺寸分析成型零部件的设计计算主要指成型部分,与塑件接触部分的尺寸计算。而对于塑件尺寸精度的影响因素主要有以下方面:1)成型零部件的磨损 其主要是塑料熔体在在成型行腔中的流动以及脱模时塑件与型腔或型心的摩擦,而一后者为主。为简化设计计算,一般只考虑与塑件脱模方向平行的磨损量,对于垂直方向的不于考虑,而忽略不计。中小形塑件我们取c=1/6。2)成型零部件的制造误差 成型零部件的制造包括成型零部件的加工误差和安装,配合误差两个方面,设计时一般将成型零部件的制造误差控制在塑件相应公差的1/3左右 ,z=1/3 ,通常取IT6IT9级精度。3)塑件的收缩率 收缩率不仅是塑件的固有特性,而且与制品的结构,工艺条件等方面的因素有关。生产中由于设计选取的计算收缩率与实际收缩率的差异,以及塑件成型工艺条件的波动,材料批号的变化而造成塑件收缩率的波动,由此导致塑件尺寸的变化值为: s=(Smax-Smin)*Ls3.3.3成型零部件设计计算1)型腔采用整体嵌入式,这样有利于节省贵重金属材料并且有助于热处理。型芯也为整体式,对于头部长度只有6mm高的小型芯,由于长度较小,不好加工。我们采用整体式型芯。型芯采用紧固螺钉固定的方法,型芯与垫块配合部分采用(H7/f6)的配合关系,足以定位。下图尺寸(、9)是成型齿轮内腔要达到的尺寸,我们考虑塑料收缩率与制造公差等因素,必须对其尺寸进行收缩率的计算。从而得到制造型芯零件图的尺寸。 是齿轮侧孔最终尺寸,那么,侧孔所需要的型芯直径最终尺寸(考虑塑料收缩率、磨损量因素)为dm=(ds+ds.Scp%+1/2+1/2z)0-z=而尺寸9、是最后检验而得尺寸(封闭环尺寸),我们需要先计算组成尺寸链的尺寸A、B的尺寸。(注意:计算出来的尺寸是没考虑材料收缩率的,所以还需计算收缩率后,达到型芯零件图最终尺寸。过程如下:表2-2型芯主要尺寸计算一览表POM的平均收缩率为Scp=0.2%,模具制造公差取 所有尺寸均取MT4级精度类别塑件尺寸计算公式模具尺寸型芯部分尺寸计算型芯外形尺寸dm=(ds+ds.Scp%+1/2+1/2z)0-z型芯高度尺寸9hm=(h+h.Scp%) Z9.020.0344.01hm=(hs+hs.Scp%+1/2+1/2z)0-z图6型芯的一个定形、定位尺寸链的计算经过仔细计算:将15.49分解成15.49得出B=6.47 将15.49分解成15.49得出A=11.48根据以上的计算数据,我们画出型芯的最终零件图:图7型芯的尺寸最终零件图 图8考虑溢料间隙计算尺寸链的型腔图2)成型尺寸型腔计算(初图见上图8)POM的收缩率大,但尺寸稳定性好表2-3型腔主要尺寸一览表POM的平均收缩率为Scp=0.2%,模具制造公差取 所有尺寸均取MT4级精度类别塑件尺寸计算公式模具尺寸型腔计算型腔内型尺寸Dm=(Ds+Ds.Scp%1/21/2z)0+zHm=(Hs+Ls.Scp%1/21/2z)0+z图8中尺寸A考虑还需考虑到溢料间隙的计算,POM的溢料间隙为0.03mm,所以此孔尺寸为图8中尺寸B考虑还需考虑到尺寸链的计算,我们在计算型芯时已计算完毕,直接得到尺寸为图8中尺寸C也直接借用型芯时的尺寸为那么我们可得到型腔的最终零件图图9型腔最终零件图3.3.4成型腔壁厚的计算 根据圆形镶拼式型腔的侧壁厚度计算公式:h=7.6mm10mmP:型腔内熔体的平均压力 (40Mpa)h:型腔深度 ( 34mm )l:型腔长度 ( 28mm )E: 模具钢弹性模量 (2.1105MPa)H:初定 ( 20 )e许:模具钢 ( 0.035mm )3.3.5型腔的底壁厚度的计算型腔底壁厚度th经验数据0.13bTh0.17b其中b为型腔最大宽度b=40,那么th=6.8mm7mm3.4浇注系统设计浇注系统的设计包括主流道、浇口和分流道的设计3.4.1主流道的设计主流道通常位于模具中心塑料熔体入口处,它将注射机喷嘴注出的塑料熔体导入分流道或型腔。由于主流道要与高温塑料熔体及注射要机喷嘴反复接触,所以在注射模中主流道部分常设计成可拆卸更换的主流道衬套。根据注射机喷嘴的尺寸,选择浇口套如下图:为了使塑料熔体按顺序的向前流动,开模时塑料凝料能从主流道中顺利的拔出,需将主流道设计成圆锥形,具有26的锥角,内壁有Ra0.8m以下的表面粗糙度,抛光时应沿轴向进行。若沿圆周进行抛光,产生侧相凹凸面,使主流道凝料难以拔出。本套模具主流道设计要点是:为便于凝料从主流道中拉出,主流道设计成圆锥形,其锥角=3 ,内壁粗糙度为Ra=0.63um,整个主流道都在衬套中,并未采取分段组合形式。主流道大端处呈圆角,其半径R=1mm,以减小料流在转向时过渡的阻力。为使熔融塑料从喷嘴完全进入主流道而不溢出,应使主流道和注射机的喷嘴紧密接触,主流道对接处设计成半球形凹坑,其半径R2 = R1 +( 12 )mm,取主流道球面半径R2 =13mm。其小端直径d1 =d2 +( 0.51 ) mm,取d1=5mm。凹坑深取h=3 mm。3.4.2浇口的设计根据塑件质量与精度要求等因素,我们选用点浇口。点浇口需在定模部分增加一个分型面,用于取出浇注系统的凝料,使模具结构复杂。点浇口前后两端存在较大的压力差,可较大程度地增大塑料熔体的剪切速率并产生较大的剪切热,从而导致熔体的表观粘度下降,流动性增加,有利于型腔的充填。点浇口的直径也可以用下面的经验公式计算:d=(0.140.2)=0.2=2.8mmd点浇口直径,mmb塑件在浇口处的壁厚,mmA型腔表面积,mm2查表得浇口长度L取1mm、直径取2.8mm。3.4.3分流道的设计分流道开设在动、定模分型面的两侧或任意一侧,其截面有以下几种其中: 圆形截面分流道的比表面积(流道表壁面积与容积的比值)最小,塑料熔体的热量不易散发,所受流动阻力也小,但需要开设在分型面两侧,而且上、下两部分必须相互吻合,加工难度较大; 梯形截面分流道容易加工,且熔体的热量散发和流动阻力都不大,因此最为常用; U形截面分流道的优缺点和梯形的基本相同,常用于小型制品; 半圆形截面和矩形截面分流道因为比表面积较大,一般不常用;综上所述:选用梯形截面较为合理科学。该塑件的体积较小,形状简单壁厚均匀,且塑件表面质量要求不高,查表选取梯形截面的的尺寸得 a1=4mm,h=3mm。流道长度需结合其它模板和型腔的位置来确定,经我们计算分析:分流道长度为l=28.5mm。图10梯形流道图3.5冷却、排气系统的设计与计算3.5.1 冷却系统的设计与计算本塑件在注射成型时不要求有太高的模温,因而在模具上可不设加热系统。是否需要冷却系统可作如下设计计算。由于制品为空心,按平板类计算其冷却时间冷却所需的时间st塑件厚度mmTm塑料熔体注塑温度 查表取170-180Tw模具温度查表取50-80Ts塑料热变形温度查表取83-103塑料的热扩散率mm2/s9.610-4m2/h 0.267mm2/s 冷却介质体积流量计算qv冷却介质的体积流量m3/hG单位时间内注入模具的塑料质量kg/hQi塑料成型凝固时释放的热量J/kg 40104J/kgCp冷却介质的比热容J/kg介质的密度kg/m3t1冷却介质的出口温度 30t2冷却介质的进口温度 20设定模具平均工作温度为40C,用常温20C的水作为模具冷却介质,其出口温度为30C,产量为(初算0.5套/min)0.657kg/h.塑件在硬化时每小时释放的热量Q3,查表3-24得ABS的单位热流量为33x104J/kg,即Q3 = WQ2 = 0.657x33x104=21.68X104(J/kg)冷却水的体积流量V由式(3-65)得V = nmh/60cp(t1-t2)=WQ1/PC1(T1-T2)=0.86x10-4(m3/min)由上述计算可知,因为模具每分钟所需的冷却水体积流量较小,故可不设冷却系统,依靠空冷的方式冷却模具即可。3.5.2 排气系统的设计与计算该塑件结构简单,表面质量要求不高,尺寸不大。故可靠分型面和推管与型芯与型腔间隙独自排气。3.6抽芯机构的设计与计算3.6.1抽拔力的计算此模具采用推块脱模,因该制件的,属薄壁制品,薄壁制品脱模力受到材料向壁薄中性层冷却收缩的影响,可用弹性力学的有关薄壁圆筒的理论进行分析计算,公式如下:F=Ap(Cos-Sin)= 612.3310(0.2Cos0 -Sin0) =1224.66 N塑件对刚的摩擦系数, 0.10.3 p塑件对型芯单位面积上的抱紧力;一般情况下,模外冷却的塑件,P取2.41073.9107Pa;模内冷却的塑件P取0.81071.2107Pa; 模内冷却 1107Pa(10MPa) A制品包紧在型芯上的有效面积(mm2) 约612.33 mm2A=159+7662+62.52=612.33mm2将以上各数据代入公式得: Qc= 1224.32 N3.6.2抽芯距的计算抽芯距是将侧型芯或侧哈夫块从成型位置抽到不妨碍塑件顶出时侧型芯或哈夫块所移动的距离。S=sc+(23)mm式中 s设计抽芯距Sc临界抽芯距S=sc+(23)mm=2.5+3=5.5mm(图11)抽芯距图3.6.3斜导柱直径的计算斜导柱驱动滑块抽芯时,滑块作用在斜导柱上的法向压力Fp,是一个会使斜导柱产生弯曲的载荷。按照斜导柱受到的最大弯曲应力小于或等于其许应弯曲应力的条件,即:d(10kfFQSCOS)/(弯sin)1/3d101.08871224.325.5cos0(242sin17)1/3 9.6mmKf随数值变化查表而得 1.0087FQ 抽拔阻力 1224.32NS抽芯距 5.5mm滑块滑移方向与水平面夹角 00斜导柱轴线与垂直轴线夹角 170我们取d为10mm3.6.4斜导柱有效长度计算斜导柱有效长度即为斜导柱的工作段,即在抽芯时起作用的长度,又称有效长度,常用le表示。Le=s/sin=5.5/sin17=18.8119mm3.6.5完成抽芯所需开模行程H=scot=5.5cot17=17.98mm 这个数值也表明滑块所在的那块板的高度至少也需18mm3.6.6斜导柱总长度计算图12斜导柱长度L=L1+L2+L3+L4+L5+L6 =D/2tan+h/cos+d/2tan+H/COS+S/sin+4=15/2tan17+20/cos17+10/2tan17+10/COS17+5.5/sin17+4=2.29+20.91+1.53+10.45+18.81+4=57.99mm58mm3.6.7顶杆直径的计算顶杆推顶推管时应有足够的稳定性,其受力状态可简化为一端固定、一端铰支的压杆稳定性模型,根据压杆稳定公式推导顶杆直径计算式为: d=K(l2Qe/nE)1/4 顶杆直径确定后,还应用下式进行强度校核: c=4Qe/nd2s式中:d推杆直径(mm)K安全系数,通常取K=1.52 2l推杆的长度(mm) 56Qe脱模力(N) 1224.32E顶杆材料的弹性模量(MPa) 2.1105n推杆根数 2c推杆所受的压应力(MPa)s推杆材料的屈服点(MPa) 360将以上各数据代入式得: D= 3.4mm 圆整取 5 mm将以上各数据代入式进行校核: c=4Qe/nd2=31.19 MPas=360 MPa所以此顶杆符合要求。图13顶杆直径4. 成型设备选择4.1工艺参数的校核4.1.1注射量的校核(按体积)Vmax=V 式中:Vmax模具型腔流道的最大容积(cm3)V指定型号与规格注射机的注射量容积(cm3)塑料的固态密度(g/cm3)注射系数取0.750.85,无定形料可取0.85,结晶形可取0.75。将以上各数代入式得:Vmax=V 0.856051cm3倘若实际注射量过小,注射机的塑化能力得不到发挥,塑料在料筒中停留的时间会过长。所以最小注射量容积Vmin0.25V。Vmin0.25V=0.2560=15cm3实际注射量V= (14263.526)(1027.52)9322.52mm32366.775mm32.366 cm3即Vmin VVmax所以符合要求。4.1.2锁模力的校核公式:FKAPm式中F注射机的额定锁模力(kN) 400A制品和流道在分型面上的投影面积和(mm2)Pm型腔的平均计算压力(MPa) 由表9.9-4取30K安全系数,通常取K1.11.21.2则:KAPm1.22(28/2)2(7/2)2+28.5630 =53.854kN400kN=F所以符合要求。4.1.3最大注射压力和的校核PmaxKP0式中:Pmax注射机的额定注射压力(MPa)150 P0成型时所需的注射压力(MPa)100 K 安全系数,常取K=1.251.4 取1.3则KP0=1.3100=130 MPaPmax150 MPa所以符合要求。4.2安装参数的校核模具各模板的厚度分别为:H1定模座 20mm H2中间板 10mmH3动模板 34mm H4支撑板 7mm H5垫块 44mmH6动模座 57mm模具的闭合高度H=H1+H2+H3+H4+H5+H6 =172mmSZ60/40型注塑成型参数:所允许的最小模具厚度Hmin=160mm所允许的最大模具厚度Hmax=280mm即模具能满足Hmin172mmHmax的安装条件那么经查资料,得出经查资料SZ-60/40型注射机的最大开模行程S=180mm。我们设计的模具所需开模行程为S=H3+H1+45=30+20+5=55那么此注射模满足所需要求。最大模具高度H/mm 280最小模具高度H/mm 160喷嘴圆弧半径R/mm 14喷嘴孔径d/mm 4最大理论注射量/cm2 200, 400注射压力/Ncm-2 10100所模力/kN 400最大注射面积/cm2 645最大开模行程S 180mm此型号注射机能满足使用要求,故可采用。5. 结束语首先感谢指导老师杜伟耐心的指导,其次感谢我身边的朋友们有力的帮助,在这我感谢你们。经过数十天的辛苦的劳做,一份我较满意的毕业设计终于能呈现在各位老师面前接受评审。我很有信心!几天的劳做让我深深的感到所学的知识是浅薄的,真真的运用起来还是有坎坷的。(特别是标注尺寸你需要考虑加工与设计等方面)当你每做一件事总是有收获的,自己的知识是不断的成长、变厉害的。此次设计每个尺寸你不能瞎填,该查的就翻书查阅资料(如导套、导柱、模板、推杆等标准件的尺寸必须老实的查资料)。做事从认真开始,培养成功的习惯。当然我也得改正,因为以前我有这样的坏习性。此次设计是考验人的能力和耐力的,能做完做好你就是棒的有自豪感、成就感!我不夸奖自己,我做到我所能做到了,我自豪!时间就像海绵挤水,再忙你也会抽出时间学习和设计的。在做设计之前,我曾想要不拿别人的交了算了,可我扪心自问,不行,对不起父母吗?我老老实实自己做吧,只有自己可靠。本次毕业设计,自己有学会的也有囫囵吞枣的,自己还需努力加劲学,为自己、为父母!26河南机电高等专科学校毕业设计(论文)评语学生姓名: 班级: 学号: 题 目: 直齿圆柱齿轮塑料注射模 综合成绩: 指导者评语:王会杰同学在毕业设计过程中工作态度较认真,能够按计划完成毕业设计内容,能够查阅国内有关塑料模具设计与制造方面的技术资料,制订出了较合理的塑料成型工艺及模具结构;工作量适当,设计说明书内容基本完整,计算基本正确,格式较规范;该同学装配图、零件图设计较合理,但零件图中存在一定的视图错误;建议该同学成绩评定:良好可以提交答辩 指导者(签字): 年 月 日评阅者评语:王会杰同学能完成毕业设计任务;工作量适当,能够查阅国内有关塑料模具设计与制造方面资料,制订出了较合理的塑料成型工艺及模具结构,设计说明书内容基本完整,计算基本正确,格式较规范;但零件图中存在一定的错误;建议该同学成绩评定:良好可以提交答辩。 评阅者(签字): 年 月 日答辩委员会(小组)评语:【填写说明】:1本栏目由答辩委员会(小组)根据学生答辩时回答问题的情况(知识面掌握、逻辑思维能力、口头表达能力、回答问题的正确性等)以及各成员投票的综合结果填写,并给出成绩(可手写,也可打印,但必须与“评阅者评语”打印在同一张纸上)。2禁止打印在其它纸上后剪贴在此处。 答辩委员会(小组)负责人(签字): 年 月 日注塑成型中颗粒填充物聚丙烯的冷却情况 摘要:聚丙烯复合材料的冷却情况被用于在同一注塑成型过程中,对影响散热性能的各种填料(磁铁矿,重晶石,铜,滑石,玻璃纤维和锶铁氧体)于不同比例下的调查。注塑成型期间,分别对室温和高温时热电偶在型腔模具表面的测量记录和对斜坡冷却曲线的热扩散分析中发现:该注射成型的工艺和该模具的填充材料使冷却曲线显示出不同的合并路段。所以说热扩散系数是个暂时性的系数。热扩散表明,最高值为30的滑石粉填充聚丙烯,在最短的冷却时间可以发现35铜填充聚丙烯。系统性变化的具有热传递性能的复合材料,在不同的填充材料和填充比例中使注塑过程优化,并以此来定制热流性能。此外,滑石粉填充聚丙烯使设计的复合材料与预定的最高热流相附,是热传递的首选方向。 关键词:聚丙烯 ;热性能;注塑成型;微粒填料1 .导言 常用的塑料,如聚丙烯和聚酰胺都有一个低导热系数。不过在汽车行业,如传感器或执行器,需要新的材料或具有高导热性。通过增加合适的填料,比如塑料,其热行为聚合物是可以改变的。系统的热扩散大于1.2/秒,从0.2/秒多为补聚丙烯。这种填充聚合物具有较高的热导率,由于广泛的应用在电子封装上而成为一个越来越重要的研究领域。较高的热导率可以通过使用一个合适的填料达到,如铝,碳纤维和石墨,铝氮化物或磁铁矿颗粒。此外,在注塑机上模具的冷却反应,是受聚合物填料的热性能影响。然而,填充材料比较能体现出热导率的价值观。大幅比较不同的材料,是很困难的,甚至可以说是不可能的。 因此,聚丙烯样品不同的填充剂(四氧化三铁,硫酸钡,铜,玻璃纤维, 滑石粉)的挤出和注射成型用各种体积分数( 0-50 )来表示 。磁铁矿重晶石一般是用来增加重量的聚丙烯,如:为一瓶措施,锶铁氧体是用聚合物粘结磁铁,玻璃纤维是用于加固新材料,滑石粉是一种反阻断剂。然而, 铜被选为额外灌装机,因为它具有高度的热导率相对于其他材料。 热性能,这些注射成型样品和注塑成型行为人调查和相关的金额和种填充材料。 2 .理论思考傅立叶法的热量传递,在一维给出 与温度T ,时间t ,位置x和热扩散在一个均质体,热扩散率A和热导率L是相互关联的,由具体密度r 和具体的热容量Cp根据 假设一名注射成型工艺与恒温灌浆期为聚合物的温度TP和相对恒定的温度Tm及作为温度独立的热扩散,解析解决式( 1 )结果 在式( 3 ) ,S是指壁厚注射模压部分和T的温度zai 时间t后注射。忽略高阶计算,式( 3 ) 可以减少为 式( 4 )给出的关系冷却速度和热扩散率,在注射成型过程中,凡高热扩散导致更高的冷却速度和短周期的过程。 3 .实验3.1 材料试验材料供应合作编写RTP的有限公司(法国)几种聚丙烯( PP )化合物与各种填料(四氧化三铁,硫酸钡,铜,玻璃纤维,滑石粉)在挤出过程中讲到的类似在式 2 。填充物材料是常用材料在工业产品。填料粒子不具备表面涂层可以影响热性能。一些选定的性能灌装材料列在表1 图1.模具注塑成型实验。图 2 .模具与腔准备测试样本,在一个注塑机。立场与热电偶温度测量标志是一个箭头。3.2 热扩散率测量热扩散的高分子材料,是衡量一个瞬态法,与雷射闪光实验有密切的关系。温度信号由热电偶转移到上侧的抽样检验和注册,被转让温度信号启动一个热平衡过程该标本,记录由热电偶作为区别样品的背面和恒定温度,用来为评价的热扩散率。最小二乘算法是用来确定热扩散率,而变系统地热扩散值在一个特别设计差分计划。精确的测量多于总量的3 。 为热扩散率测量,小缸10毫米直径5-6毫米的身高,剪下的注射成型棒(参见图1 ) 。 3.3 注塑成型与注塑机标准样品测量拉伸性能连同一棒热测量10毫米直径和130毫米的长度分别准备在一模(参见图1 ) 。在腔的拉伸试验棒铬( K型)热电偶中的应用。 在注塑成型实验温度记录每0.5秒一个数字万用表和储存在一台个人电脑。热电偶s大约0.2毫米成空腔。因此,一个良好的热之间的接触聚合物和热电偶,甚至后缩的成型,是为了保证录得更好的温度时间。用过的注射液成型参数列于表2 。由此时代特征的注塑成型周期提交见表3 。4 结果与讨论图 3 比较冷却曲线填补聚丙烯与聚丙烯复合材料的各种填料组分的四氧化三铁。在图 3 中,聚丙烯的冷却过程在一个时间在温度测量所热电偶达到最高值约。 随着越来越多的时间观测到温度下降。 经过在模具打开,冷却行为记录与热电偶变化,因为它是无较长的接触与注射成型的材料。由于以大直径的棒,这个时间() ,直到模具是打开及注射成型零件跳伞选择相对较高,以确保该部分肯定凝固。 可以看出,在图 3斜率曲线变化显着后,这对应于时间那里后,压力是拆除。此外,图。三指出这种复合材料在腔降温快随着越来越多的磁铁矿分。要达到的温度条-温度远远低于凝固的采样聚丙烯需求,在描述实验的时候,而冷却时间聚丙烯的Fe3O4减至(参看表四) 。减少冷却时间,是在好的协议所增加的热扩散的磁铁矿填充复合材料由于高的热扩散粒子(参见附表一) ,其中的线索,就式( 4 ) ,以一个增加冷却速度。温度时间依赖性图。 3条不遵循一个简单的线性行为预期温度-时间曲线由式( 4 )在对数计。 只为填补聚丙烯实测值可安装一个单一的直线之间大约15 和第54秒的这条路线通往一个扩散(参见式( 4 ) ) 。其他测量冷却曲线的聚丙烯复合材料的磁铁矿装有在每个个案,两直线,为高温第和低温的地区。热扩散估计从斜坡上的回归直线计算热扩散系数的的温度较高部分的冷却曲线有一点点低于扩散系数测量暂态技术,而计算热扩散酶的温度越低,部分地区的冷却曲线满足实测值扩散图 3 比较冷却曲线填补聚丙烯与聚丙烯复合材料的各种填料组分的四氧化三铁。该符号字里行间都回归直线(参见文) 。图 4显示测得的热扩散率数据的调查样本中可以看出, 该热扩散的磁铁矿-聚丙烯复合材料是由为填补聚丙烯截至 增加磁铁矿负荷。因此,冷却时间变短为高磁铁矿填料馏分(图三) 。 原因之一,为改变在边坡的冷却曲线显示图3是改变热扩散率随温度的,其中就表现在是图 5 磁铁矿和重晶石聚丙烯复合材料随着温度的升高热扩散率降低。因此,价值观来自模实验应小于测值的复合材料在室温。 热扩散的PP基体中,主要是所造成的声子,是关系到等于无害速度v和平均自由程长度L声据上述凝固温度的影响PP基体(约条,测量的DSC ) ,热扩散的基质减少,以致降低了体积弹性模量k ,因而减少了声子速度 ,并降低平均自由程的长短 。此外,上述凝固温度日Ts无晶在聚丙烯矩阵是在低于Ts结晶下在聚丙烯基体中出现的。存在或缺乏微晶影响体积弹性模量K和声子自由的道路。其原因是不同实验都是非等压条件在注塑成型过程和非等温条件样品的厚度的冷静过程,磁铁矿,重晶石,玻璃纤维, 滑石,永磁铁氧体和铜填料比较空聚丙烯图 6 冷却的过程与铜填充聚丙烯存在差异。图 4 在室温下热扩散价值观注射成型聚丙烯样品中不同填料和各种填料的比重来衡量暂态技术(参见文)图 5 温度依赖性的热扩散的磁铁矿和重晶石填充聚丙烯的填料含量图 6聚丙烯复合材料的填料在30vol%后铜填充复合降温速度远远超过其他调查材料。该温度的影响剩余聚丙烯是,在整个注射液成型工艺高于气温其他调查材料。冷静的过程与其他复合材料没有显示有较大的差别。该气温的磁铁矿装聚丙烯是一种比温度低一点的重晶石填充聚丙烯。气温的锶铁氧体聚丙烯复合材料,再次是低于那些该磁铁矿填充聚合物。 而测得的热扩散率的滑石粉填充聚丙烯是远高于热扩散其他调查材料,甚至远高于这对铜填充聚丙烯,冷却行为滑石粉是较小较其他调查材料。魏登费勒等人研究出该滑石粉沿着自己的方向填充复合一个对齐的滑石粉。测量的热扩散率是平行于这个主轴的最高热导率,而温度测量在注塑成型过程中揭示扩散垂直流方向发展。这意味着,该滑石粉填充聚丙烯样品中有强烈各向异性最高并在流动方向低垂直于水流。尽管出现了高导热的铜(参看表1 )相对于其他用于填充材料, 冷静是相对的测气温的。结果表明:这是一个相对的措施,一个最理想的互联网络的高导电粒子在聚丙烯基体,低于1 和极差相比,互联磁铁矿55 或互联的重晶石46 。 作者还讨论了影响颗粒大小和形状的聚丙烯矩阵 2,3 。图 7 各种聚丙烯复合材料的冷却时间(从200下降到60度)冷却时间是线性依赖于填料量分数在聚丙烯基体中,数据计算回归系列于表6 。它可以清楚看出,铜填充聚丙烯降温下降速度,远远超过其他调查材料。冷却的情况,聚丙烯重晶石, 锶氧体和磁铁矿是相似的,而磁铁矿降温一点点速度比所有其他材料。 5 结论冷静的过程中聚丙烯在注塑成型工艺可以减少所使用的磁铁矿重晶石,锶铁氧体,玻璃纤维,滑石粉和铜填料。 冷却过程中,由于的依赖了传热和潜热凝固温度,所以不能完全解释由简单指数律来自傅立叶的法热传导。此外,在注射成型周期,的注射液成型周期和热扩散的聚丙烯矩阵周期,冷却曲线显示不同的合并路段。 此外,各向异性的热传导性,例如: 为滑石粉填充物,或低互联的粒子影响冷却行为,如铜。 为使用的材料和在调查范围填料冷却时间冷却下来注射成型复合材料,从温度200 降至60是线性依赖于填料。铜在聚丙烯基体中的冷却时间可缩短从50.5 至20,9秒。在这个过程循环中,具有较高热传递性能的一些复合材料,可以用来优化模具进程提高冷却速度。文献:1 Back E. Magnetite gives new recyclable dense polymers for the automotive industry Plastics Reborn in 21st Century Vehicles, Conference Proceedings. Rapra Technical Ltd; May 1999.2 Weidenfeller B, Hofer M, Schilling F. Thermal and electrical properties of magnetite filled polymers. Composites: Part A 2002;33:104153.3 Weidenfeller B, Hofer M, Schilling F. Thermal conductivity, thermal diffusivity, and specific heat capacity of particle filled polypropylene. Composites: Part A 2004;35:4239.4 Wong CP, Bollampally RS. Thermally conductivity, elastic modulus, and coefficient of thermal expansion of polymer composites filled with ceramic particles for electronic packaging. J Appl Polym Sci 1999;74:3396403.5 Lu X, Xu GJ. Thermally conductive polymer composites for electronic packaging. J Appl Polym Sci 1997;65:27338.6 Xu Y, Chung DDL, Mroz C. Thermally conducting aluminium nitride polymer-matrix composites. Composites: Part A 2001;32:174957.7 King JA, Tucker KW, Vogt BD, Weber EH, Quan C. Electrically and thermally conductive nylon 6.6. Polym Compos 1999;20(5):64354.8 Yu S, Hing P, Hu X. Thermal conductivity of polystyrene-aluminum nitride composite. Composites: Part A 2002;33:28992.9 Carslaw HS, Jaeger JC. Conduction of heat in solids. Oxford: Oxford University Press; 1986.10 Duifhuis P, Weidenfeller B, Ziegmann G. Funct Compd, Plast Eur 2001;11:424.11 Parker WJ, Jenkins RJ, Butler CP, Abbott GL. Flash method of determining thermal diffusivity, heat capacity, and thermal conductivity. J Appl Phys 1961;32:167983.12 Schilling FR. A transient technique to measure thermal diffusivity at elevated temperatures. Eur J Miner 1999;11:111524.13 Clauser C, Huenges E. Thermal conductivity of rocks and minerals. In: Ahrens TJ, editor. Rock physics and phase relations, a handbook of physical constants. American Geophysical Union Reference; 1995.14 Landolt-Bornstein. In: Madelung O, White GK, editors. Numerical data and functional relationships in science and technology, new series, group III: crystal and solid state physics, vol. 15. Metals: electronic transport phenomena, subvolume c: thermal conductivity of pure metals and alloys. Berlin: Springer; 1991.15 Gardon R. Thermal conductivity at low and moderated temperatures. In: Blazek A, editor. Review of thermal conductivity data in glass. International Commission on Glass; 1983.16 Weidenfeller B, Riehemann W, Lei Q. Mechanical spectroscopy of polymer-magnetite composites. Mater Sci Eng A 2004;370: Cooling behaviour of particle filled polypropylene during injection moulding processAbstractThe effects of thermal properties of various fillers (magnetite, barite, copper, talc, glass fibres and strontium ferrite) in various proportions on the cooling behaviour of polypropylene matrix composites are investigated in an injection moulding process. A thermocouple in the cavity of the mould records the temperatures at the surface of the composite during injection moulding. From the slope of the cooling curves the thermal diffusivities of the composites are estimated and compared with thermal diffusivities at room temperature and elevated temperatures measured with a transient technique. The cooling curves show different merging sections affected by the after pressure, the diffusivity of the composite and the diffusivity of polypropylene matrix. The cooling behaviour depends on the anisotropic thermal diffusivity of the used composite, which is caused by the alignment of filler material due to the injection moulding process and the interconnectivity of the filler particles. The thermal diffusivity shows the highest value for 30 vol% talc filled polypropylene, whereas the shortest cooling time was found for 35 vol% copper filled polypropylene. The knowledge of the systematic variation of thermal transport properties of composites due to different filler material andfiller proportionsallows to optimizethe mould process and tocustomize the heat flow properties. Furthermore,the strongly anisotropic thermal transport properties of talc filled polypropylene allow the design of composites with a predefined maximum heat flow capability to transport heat in a preferred direction.Keywords: A. Polymermatrix composites (PMCs); B. Thermal properties; E. Injection moulding; Particulate filler1. IntroductionCommonly used plastics, such as polypropylene and polyamide, have a low thermal conductivity. However, new applications, mainly in automotive industries, e.g. for sensors or actuators, require new materials with an enhanced or high thermal conductivity 1. By the addition of suitable fillers to plastics, the thermal behaviour of polymers can be changed systematically up to significant higher thermal diffusivity of O1.2 mm2/s from 0.2 mm2/s for unfilled polypropylene 2,3. Such filled polymers with higher thermal conductivities than unfilled ones become more and more an important area of study because of the wide range of applications, e.g. in electronic packaging 46. The higher thermal conductivity can be achieved by the use of a suitable filler such as aluminium 1, carbon fibres and graphite 7, aluminium nitrides 6,8 or magnetite particles 2. Also, the cooling behaviour in the mould of the injection moulding machine is influenced by the thermal properties of the polymer-filler composite. However, published values of thermal conductivities of the same filler materials in different polymer matrices vary drastically and a comparison of different materials is difficult or at least impossible 2. Therefore, polypropylene samples with different com- mercially available fillers (Fe3O4, BaSO4, Cu, glass fibres, talcandSrFe12O19)werepreparedbyextrusionandinjection moulding using various volume fractions (050%). Magne- tite and barite are generally used to increase the weight ofpolypropylene, e.g. for bottle closures (cosmetics industry,cf. Ref. 10), strontium ferrite is used in polymer bonded magnets, glass fibres are used for the reinforcement of materials, and talc is an anti-blocking agent. However,copper was chosen as additional filler because of its high thermal conductivity compared to the other materials.The thermal properties of these injection mouldedsamples and the injection moulding behaviour were investigated and correlated to the amount and the kind of filler material.2. Theoretical considerationsThe Fourier law of heat transport in one dimension is given by withtemperatureT,timet,positionxandthermaldiffusivitya.In an homogeneous body, thermal diffusivity a and thermal conductivity l are interrelated by specific density r and specific heat capacity cpaccording toAssuming an injection moulding process with an isothermal filling stage for a polymer with a temperature TPand a constant temperature of the mould TMas well as a temperature independent thermal diffusivity a, an analytical solution of Eq. (1) results in 9In Eq. (3), s denotes the wall thickness of the injection moulded part and T the temperature of the moulding after time t after injection. Neglecting higher order terms, Eq. (3) can be reduced for the position xZs/2 toEq. (4) gives a relation between cooling rate and thermal diffusivity in an injection moulding process, where high thermal diffusivities result in a higher cooling rate and shorter process cycles.3. Experimental3.1. MaterialsTest materials were supplied by Minelco B.V. (The Netherlands). Minelco B.V. prepared in cooperation with RTP s.a.r.l (France) several polypropylene (PP) compounds with various fillers (Fe3O4, BaSO4, Cu, glass fibres, talc and SrFe12O19) in an extrusion process similar to that described in Ref. 2. The filler materials are commonly used materials in industrial products. The filler particles do not have a surface coating which can affect thermal properties. Some selected properties of the filler materials are listed in Table 1.Fig. 1. Photograph of the used mould for the injection moulding experiments. The mould consists of a standard tensile test sample and a test bar for the measurement of thermal diffusivity.Fig. 2. Mold with cavity for preparing test samples in an injection moulding machine. The position of the thermocouple for temperature measurements is marked by an arrow.3.2. Thermal diffusivity measurementsThe thermal diffusivity of the polymers is measured by a transient method 12, closely related to laser-flash experi-ments 11. The used transient technique is especially optimized for measurements of polyphase aggregates. A temperature signal is transferred to the upper side of thesample and registered by a thermocouple. The transferred temperature signal starts a thermal equilibration process in the specimen, which is recorded by a thermocouple as the difference between samples rear surface and a constant temperature in a furnace and which is used for the evaluation of thermal diffusivity. A least squares algorithm is used to determine the thermal diffusivity, while varying systematically the thermal diffusivity value in an especially designed finite-difference scheme. A detailed description of the apparatus is given by Schilling 12. The accuracy of the measurements of the polyphase aggregates is 3%. For thermal diffusivity measurements, small cylinders of 10 mm diameter and 56 mm height were cut out of the injection-moulded rods (cf. Fig. 1).3.3. Injection mouldingWith an injection moulding machine (Allrounder 320C 600-250, Arburg, Germany) standard samples for measuring tensile properties together with a rod for thermal measure-ments of 10 mm diameter and 130 mm length were prepared in one mould (cf. Fig. 1). Inthe cavity of the tensile test bar a chromel alumel (Type K) thermocouple was applied.During injection moulding experiments the temperature was recorded every 0.5 s by a digital multimeter and stored in a personal computer. The position of the thermocouple at the sample surface and its position in the cavity of the ejector are shown in Figs. 1 and 2, respectively. The thermocouple submerges approximately 0.2 mm intothe cavity. Therefore, a good thermal contact between polymer and thermocouple even after shrinkage 10 of the moulding is ensured. For a better comparison of the recorded temperaturetime curves the same injection moulding parameters for all composite materials were chosen. The used injection moulding parameters are listed in Table 2. The resultantcharacteristic times of the injection moulding cycle are tabled in Table 3.4. Results and discussionIn Fig. 3, the cooling behaviour of polypropylene without and with various fractions of magnetite filler are presented.Fig. 3. Comparisonof coolingcurves ofunfilledpolypropylene with polypropylene compositeswith variousfillerfractionsof Fe3O4. The symbolsare measured values; the lines are regression lines (cf. text).At a time the temperature measured by the thermocouple reaches a maximum value around .With increasing time the observed temperature decreases.After the mould opens and the cooling behaviour recorded with the thermocouple changes because it is no longer in contact with the injection moulded material. Due to the large diameter of the rod, the time (54 s) until the mould is opened and the injection moulded parts are ejected is chosen relatively high to ensure that the parts are surely solidified.It can be seen in Fig. 3 that the slope of the curve changes significantly after , which corresponds to the time where the after pressure is removed. Additionally, Fig. 3 points out that the composite in the cavity cools down faster withincreasingmagnetitefraction.Toreachatemperatureof a temperature far below the solidification of the samplethe polypropylene needs in the described exper-iment a time of , whereas cooling time of polypropylene with Fe3O4is reduced to (cf. Table 4). The reduced cooling time is in good agreement with the increased thermal diffusivity of magnetite filled composites due to the high thermal diffusivity oftheparticles(cf.Table1)whichleads,regardingEq.(4),toan increased cooling rate. The temperature time dependence in Fig. 3 doesnotfollow asimplelinear behaviour expected for temperaturetime curves by Eq. (4) in a logarithmic plot. Only for the unfilled polypropylene the measured values can befittedwithasinglestraightlinebetweenapproximately15 and 54 s. The slope of this line leads to a diffusivity of (cf. Eq. (4). The other measured cooling curves of the polypropylene-magnetite composites are fitted in each case with two straight lines, for the high temperature and low temperature () region. The thermal diffusiv-ities estimated from the slopes of the regression lines areIt is remarkable that the calculated thermal diffusivities of the higher temperature parts of the cooling curves are a little bit lower than the diffusivities measured with the transient technique, while the calculated thermal diffusivities of the lower temperature parts of the cooling curves meet the measured diffusivity valuesThe temperature values in parenthesis give the temperature region of the regression lines and the ambient temperature during the measurement with the transient technique.of unfilled polypropylene quite well (cf. Table 5 and Fig. 4).Fig. 4 shows the measured thermal diffusivity data of the investigated samples at ambient conditions. It can be seen that the thermal diffusivity of the magnetite-polypropylene composite is increased from for unfilled poly-propylene up towith increasing magnetite loading. Therefore, the cooling time becomes shorter for higher magnetite filler fractions(Fig. 3).One reason for the change in the slope of the cooling curves shown in Fig. 3 is a change of the thermal diffusivity with temperature which is shown in Fig. 5 for magnetite and barite polypropylene composites with filler fraction. With increasing temperature thermal diffusivity decreases. Therefore, the values derived from mould experiments should be smaller than the measured values of the composites at room tempera-tures. Thermal diffusivity of the PP matrix is mainly caused by phonons and is related to the mean sound velocity v and mean free path length l of phonons according toFig. 4. Thermal diffusivity values of injection moulded polypropylene samples with different fillers and various filler proportions measured by a transient technique at room temperature (cf. text). Solid lines are plotted to guide eyes. Above the solidification temperature of the PP matrix (around,DSC measurements)the thermal diffusivity of the matrix is reduced due to the lowered bulk modulus K which results in a reduced phonon velocity and reduced mean free path length of phonons in a liquid (Einstein approximation). Furthermore, above solidification temperature TSno crystallites in the poly-propylene matrix are present, but below TSa crystallization in the polypropylene matrix appears, and the degree of crystallization as well as the bulk modulus of the composite is dependent on the amount of filler 16. The presence or absence of crystallites affects the bulk modulus K and the phonon free path. Other reasons for the discrepancy between diffusivity values of the different experiments are the non-isobaric conditions in the injection moulding process and the non-isothermal conditions along the samples thickness.The cooling behaviour of magnetite, barite, glass fibre,talc, hard ferrite and copper fillers in comparison with the unfilled polypropylene are plotted in Fig. 6. Only the cooling behaviour of the unfilled and the copper filled polypropylene show significant differences
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