Abschlussbericht - hahn-schickard.de · 3.1.4.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäuseböden und...

Abschlussbericht

zum BMBF-Verbundvorhaben

"Integrationsfähiges Mikroventilsystem für die Industrie-

pneumatik"

Förderkennzeichen: 16SV1109/3

Projektlaufzeit: 1.11.1999 - 31.12.2003

Festo AG & Co. KG Ruiter Str. 82 73734 Esslingen HSG-IMAT Breitscheidstr. 2b 70174 Stuttgart Oechsler AG Matthias-Oechsler-Strasse 9 91522 Ansbach

Integrationsfähiges Mikroventilsystem für die Industriepneumatik

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Inhaltsverzeichnis

1 Einleitung und Problemstellung des Verbundes .........................................................................3

2 Aufteilung der Projektarbeiten im Verbund ..................................................................................4

3 Ergebnisse des Verbundprojektes ................................................................................................5 3.1 Piezoelektrisches 3/2 NC-Mikroventil mit integrierter MID-Elektronik .......................................5

3.1.1 Aufbau des Mikroventils ..................................................................................................5 3.1.2 Gehäusedeckel mit integrierter MID-Elektronik...............................................................6

3.1.2.1 Elektronik für Mikroventil....................................................................................6 3.1.2.2 Elektronikmodul als Heißpräge-MID mit Mikropiezoaktor..................................7 3.1.2.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäusedeckel und Spritzgießen ................................9 3.1.2.4 Heißprägen des MID........................................................................................10 3.1.2.5 Bestücken und Löten des Heißpräge-MID.......................................................18 3.1.2.6 Durchkontaktierung Heißpräge-MID - Mikropiezoaktor ...................................19 3.1.2.7 Verguss der MID-Elektronik .............................................................................21 3.1.2.8 Funktionstest....................................................................................................21

3.1.3 Mikropiezoaktor .............................................................................................................22 3.1.3.1 Multilayer-Biegewandler als Mikroaktor ...........................................................22 3.1.3.2 Integration des Mikroaktors im Ventilgehäuse.................................................23 3.1.3.3 Bestimmung der Auslenkung des Mikroaktors ................................................25

3.1.3.3.1 Konstruktion Messaufbau und Ausleseschaltung ...............................25 3.1.3.3.2 Auslenkung unter Temperaturwechselbelastung ................................28

3.1.4 Gehäuseboden mit Ventilsitzen und Piezolagerung......................................................30 3.1.4.1 Auslegung und strukturmechanische Simulation des Gehäusebodens...........31 3.1.4.2 Spritzgießsimulation des Gehäusebodens ......................................................31 3.1.4.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäuseböden und Spritzgießen...............................33 3.1.4.4 Untersuchungen zum Dichtverhalten der Düsen im Gehäuseboden...............35

3.1.5 Aufbau Ventilmuster ......................................................................................................38 3.1.5.1 Aufbaukonzept für Ventilmuster.......................................................................38 3.1.5.2 Laserdurchstrahlschweissen als Verbindungstechnik für Gehäusedeckel und -

boden ...............................................................................................................39 3.1.6 Funktionsprüfung Ventilmuster......................................................................................41 3.1.7 Weitere Optionen für das Mikroventil ............................................................................43

3.1.7.1 Druckmessung in der Ventilkavität...................................................................43 3.1.7.1.1 Druckmessung mit integriertem MID-Drucksensor .............................43 3.1.7.1.2 Druckmessung mit integriertem Drucksensor-Nacktchip....................46

3.1.7.2 Stellungsanzeige für das Mikroventilsystem ....................................................50 3.1.7.3 Konzept für Ölresistenz des Mikroventils und Strömungsberechnungen ........52

3.1.8 Konzept zur automatisierten Fertigung..........................................................................54 3.2 Potential der 2K-MID-Technologie für Anwendungen in der Industriepneumatik am Beispiel

eines Test-MID ........................................................................................................................55 3.2.1 Konstruktion Test-MID...................................................................................................55 3.2.2 Spritzgießwerkzeug .......................................................................................................56

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3.2.3 Spritzgießen.................................................................................................................. 56 3.2.4 Metallisierung................................................................................................................ 59

3.3 Ventil mit elektrostatischem Antrieb in MID-Technik .............................................................. 61 3.3.1 Analytische und FEM-Betrachtungen eines MID-Ventils mit elektrostatischem Antrieb61 3.3.2 Metalldemonstrator eines elektrostatischen Ventils ..................................................... 68

3.3.2.1 Konstruktion .................................................................................................... 68 3.3.2.2 Fertigung ......................................................................................................... 69 3.3.2.3 Montage .......................................................................................................... 71 3.3.2.4 Funktionstest ................................................................................................... 71

3.3.3 MID-Demonstrator-Ventil mit elektrostatischem Antrieb .............................................. 72 3.3.3.1 Konstruktion .................................................................................................... 72 3.3.3.2 Auslegung und Fertigung des Spritzgießwerkzeugs ....................................... 76 3.3.3.3 Spritzgießen .................................................................................................... 77 3.3.3.4 Metallisierung und Strukturierung.................................................................... 79 3.3.3.5 Montage .......................................................................................................... 80 3.3.3.6 Funktionstest ................................................................................................... 82

3.4 Pneumatische Verstärker zum Aufbau modularer Mikroventilsysteme mit hohem Durchfluss84 3.4.1 Membranbooster .......................................................................................................... 85

3.4.1.1 Aufbau und Funktionsweise des Membranboosters ....................................... 85 3.4.1.2 Kräftebilanzen ................................................................................................. 86 3.4.1.3 Einpressen der Hülse ...................................................................................... 87 3.4.1.4 Schweißverbindung zwischen Handhilfsbetätigung und Grundkörper ............ 89 3.4.1.5 Membransitz.................................................................................................... 90 3.4.1.6 Schweißverbindung des Abschlussdeckels .................................................... 91 3.4.1.7 Anforderungen an das Spritzgusswerkzeug.................................................... 92 3.4.1.8 Funktionsprüfung des Membranboosters ....................................................... 93

3.4.2 Wippenbooster ............................................................................................................. 95 3.4.2.1 Aufbau und Funktionsweise ............................................................................ 95 3.4.2.2 Simulationsrechnungen................................................................................... 96 3.4.2.3 Funktionsprüfung der Wippenbooster........................................................... 101

3.4.3 Systemaufbau Booster - Mikroventilsystem ............................................................... 102

4 Zusammenfassung..................................................................................................................... 103

5 Verwertung der Ergebnisse....................................................................................................... 104

6 Veröffentlichungen/Patentanmeldungen ................................................................................. 105

7 Literaturverzeichnis ................................................................................................................... 106

8 Abbildungsverzeichnis .............................................................................................................. 108

9 Tabellenverzeichnis ................................................................................................................... 114


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1 Einleitung und Problemstellung des Verbundes

Künftige pneumatische Antriebssysteme müssen sich insbesondere durch eine miniaturisierte Bauform zur Verbesserung der Leistungsdichte, durch die Eignung für neue High-Tech-Einsatzgebiete bei-spielsweise der Reinraumtechnik, und durch Systemfähigkeit, d. h. durch die Integration von Elektro-nik- und Steuerungskomponenten sowie durch die Einbindung in Feldbussysteme auszeichnen. Die Verfügbarkeit von Pneumatikventilen, die diesen Anforderungen von morgen gerecht werden, ist eine unabdingbare Voraussetzung für den Erhalt des weltweiten Technologievorsprungs der deutschen Hersteller im Bereich der Industriepneumatik. Die gegenwärtig in hohen Stückzahlen gefertigten Pneumatikventile für industrielle Anwendungen können diese Anforderungen von morgen nicht erfül-len.

Um daher die künftigen Anforderungen nach Miniaturisierung und Integrationsdichte erfüllen zu kön-nen, ist insbesondere die Entwicklung und Erprobung neuartiger Gehäusungen mit integrierten Ver-drahtungsträgern aus dem Technologievorrat der Mikrosystemtechnik erforderlich. Die notwendige Miniaturisierung, d.h. die hohe geforderte Funktions- und Leistungsdichte kann nur mit neuartigen Mik-roventilsystemen erfüllt werden, die bei einem Optimum an Bauvolumen zusätzliche elektronische Funktionalität, u. a. integrierte Ansteuerung, Diagnosefähigkeit und Vernetzung im Ventilgehäuse auf-weisen. Hierzu ist insbesondere die Entwicklung und Erprobung neuartiger Gehäusetechnik erforder-lich. Insbesondere bietet der Einsatz von thermoplastischen Kunststoffen bei der Herstellung von Mik-roventilgehäusen mit integrierten Düsen völlig neue Möglichkeiten. Molded Interconnect Devices (MID), die in der Industriepneumatik bisher noch nicht eingesetzt werden, sind durch die Integrations-möglichkeit elektrischer, mechanischer und pneumatischer Funktionen hervorragend geeignet, minia-turisierte Gehäuse für künftige Mikroventilsysteme zu realisieren.

Im Rahmen des Vorhabens sollte ein fertigungstaugliches Mikroventilsystem zum Einsatz in der In-dustriepneumatik entwickelt werden. Der Bauraum sollte dabei das Volumen von einem Kubikzentime-ter nicht überschreiten. Die eingesetzten Aufbau- und Verbindungstechniken müssen mit der rauen Anwendungsumgebung des Ventilsystems wie beispielsweise Schock, Vibrationen und Temperatur verträglich sein. Sämtliche zuverlässigkeitsrelevanten Parameter des Systems, insbesondere die Dichtheit, die Festigkeit aller Verbindungen sowie die elektrischen Parameter müssen berücksichtigt werden. Die Verbindung der Module untereinander sowie eine Abkapselung gegenüber der Umwelt mittels des Gehäusemoduls muss durch eine zuverlässige Fügetechnik gewährleistet sein.

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2 Aufteilung der Projektarbeiten im Verbund

Festo AG & Co. KG, Esslingen, hat als industrieller Anwender schwerpunktmäßig neben Fragen der Aufbau-, Verbindungs- und Gehäusetechnik, der MID-Technik, insbesondere Aufgaben aus den Ge-bieten der Erstellung eines miniaturisierten Ventilsystems für Anwendungen in der Industriepneumatik bearbeitet. Festo hat federführend Fragestellungen bearbeitet, die sich aus der Anwendung ergeben:

• Systemkonzeption

• System- und Baugruppendesign

• System- und Baugruppensimulation

• Elektronikentwurf und Simulation

• Funktionsmustererstellung

• Funktionsprüfung und Lebensdauertests

• Konzeption, Auslegung und Aufbau eines Wippen- und Membranboosters

HSG-IMAT, Stuttgart, hat als Forschungsinstitut schwerpunktmäßig die Fragen der Aufbau-, Verbin-dungs- und Gehäusetechnik, insbesondere der MID-Technik, der Werkstoff- und Bauteilcharakterisie-rung und der Simulationen bearbeitet:

• Metallisierung, Heißprägen und Komplettierung der MID-Gehäuse

• Kontaktierungs-, Füge- und Montagetechnologie der Baugruppen

• Messtechnische Charakterisierung der Gehäusewerkstoffe

• Messtechnische Charakterisierung der Bauteile

• Untersuchungen zur integrierten Druckmessung

• Konzeption, Auslegung und Aufbau eines Demonstrators für ein neuartiges elektrostatisches Ventil in MID-Technik

Oechsler AG, Ansbach, hat als Werkzeugbauer und Spritzgießer schwerpunktmäßig die Bearbeitung der Werkzeugentwicklung und die Herstellung der Spritzlinge übernommen. Im einzelnen hat Oechsler die folgenden Schwerpunkte bearbeitet:

• Werkzeugentwicklung und Werkzeugtechnologie

• Werkzeugbau und Formeinsätze

• Optimierung der Herstellungstechnologie für eine kostengünstige Serienfertigung

• Herstellung der Spritzlinge mit Mikrospritzguss

Der Projektpartner Oechsler hat weiterhin bei allen Fragen der Werkstoffauswahl, der Bauteilekonstrukti-on und der Fertigungsabläufe mitgewirkt.


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3 Ergebnisse des Verbundprojektes

3.1 Piezoelektrisches 3/2 NC-Mikroventil mit integrierter MID-Elektronik

3.1.1 Aufbau des Mikroventils

Das Mikropiezoventil besteht aus einem Gehäuseboden, der in Kunststoff-Mikrospritzgusstechnik her-gestellt wird. Der Gehäuseboden vereinigt eine Vielzahl von Funktionen und bildet auf der Unterseite die pneumatisch-mechanische Schnittstelle. Auf der Innenseite befinden sich die Piezobiegewandler-lagerung sowie die beiden pneumatischen Ventildüsen. Die Ventildüsen werden wechselweise durch den Piezobiegewandler und eine Ventilmechanik geöffnet und geschlossen. Diese Düsen stellen den Druckanschluss und den Entlüftungsanschluss dar, der Arbeitsanschluss ist als einfache Bohrung im Gehäuseboden ausgeführt.

So entsteht ein pneumatisches Mikroventil mit 3/2 Funktionalität, d.h. es besitzt 3 pneumatische An-schlüsse und kann 2 Schaltstellungen einnehmen. Damit kann schon ein einfachwirkender Mikrozylin-der angesteuert werden. Da das Ventil symmetrisch ausgelegt ist, kann es sowohl normal geschlossen (NC) als auch normal offen (NO) betrieben werden. Dadurch stehen bereits zwei Ventilmodule zur Verfügung, die durch pneumatische Verschaltung z. B. ein 5/3 Mikroventil ergeben, dieses kann dann einen doppeltwirkenden Mikrozylinder ansteuern.

Im Druckraum des Gehäuses befindet sich der unter Kap. 3.1.3 beschriebene Piezobiegewandler.

Der Gehäusedeckel stellt zusammen mit dem Gehäuseboden die druckdichte Ventilkavität dar. Dieser Gehäusedeckel ist Träger der MID-Elektronikschaltung und bildet die elektronische Schnittstelle nach oben. Die elektrische Durchkontaktierung zum Piezobiegewandler im Fluidraum erfolgt durch Leitsili-konbumps (Kap. 3.1.2.6). Eine besondere Herausforderung ist die Verbindungstechnik Gehäusebo-den-Gehäusedeckel, die Lösung dazu wird ausführlich unter Kap. 3.1.5.2 beschrieben.

Abbildung 1: Aufbau des Mikropiezoventils

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3.1.2 Gehäusedeckel mit integrierter MID-Elektronik

3.1.2.1 Elektronik für Mikroventil

Ziel der Entwicklung der elektronischen Schaltung ist die Steuerung der Auslenkung des Biegewand-lers, ferner soll die Verlustleistung in der Schaltung minimiert werden, um die Temperaturerhöhung ∆T im Biegewandlersystem zu minimieren. Die Entwicklung wurde durch geeignete Hilfsmittel der rech-nergestützten Simulation (z.B. PSPICE) beschleunigt.

Wesentlich war es hierbei, ausschließlich Schaltungskonzepte umzusetzen, die eine spätere Realisie-rung als anwendungsspezifischer Schaltkreis (ASIC) ermöglichen. Im Rahmen des Vorhabens wurde die ASIC-Entwicklung selbst nicht durchgeführt, da hier lediglich Konzepte und Verfahren entwickelt werden sollen, jedoch keine Produktentwicklung betrieben werden kann. Demzufolge wurde im Rah-men der Arbeiten des Verbundprojektes mit Laboraufbauten der Funktionsnachweis des Schaltungs-konzeptes durchgeführt .

Die Ansteuerelektronik für das Mikropiezoventil wurde entworfen und in Hardware realisiert. Sie erfüllt folgende Anforderungen:

• Ladeschaltung mit Stromregelung

• Entladeschaltung

• Versorgungsspannungserkennung

• Automatische Entladung bei Spannungsausfall

• Eingangsschutzbeschaltung

Da der Piezobiegewandler elektrisch eine Kapazität darstellt, muss er definiert über eine Stromrege-lung geladen werden. Dadurch verkürzt sich die Schaltzeit gegenüber einer Ladung über einen Vorwi-derstand und der sich daraus ergebenden e-Funktion nochmals wesentlich.

Eine definierte Entladung ist ebenfalls notwendig, da der Piezobiegewandler leistungslos seine Schalt-stellung hält und sich nur über kleinste Leckströme selbst entlädt.

Diese Eigenschaft macht eine Schaltung zur Eingangsspannungserkennung und bei Ausfall der Ver-sorgungsspannung eine automatisierte Entladung notwendig, d.h. das Ventil muss nach Spannungs-ausfall automatisch die Grundstellung einnehmen.

Um die Elektronik industrietauglich auszuführen, ist zusätzlich noch eine Eingangsschutzbeschaltung zur Sicherheit gegen Verpolung und Überspannung notwendig.

Die oben abgebildete Prinzipschaltung wurde zunächst als Laborschaltung aufgebaut und getestet. Danach erfolgte ein Aufbau in Leiterplattentechnik, hier wurden durch ein einseitiges Layout schon die Belange der späteren MID-Elektronik in Heißprägetechnik berücksichtigt.


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Abbildung 2: Leiterplattenlayout Elektronik

Dieses Layout diente als Grundlage zum Entwurf des heißprägefähigen MID-Layouts. Insgesamt wur-den zwei Durchläufe dieses Verfahrens durchgeführt, da die Elektronikschaltung im zweiten Durch-gang nochmals optimiert wurde.

Abbildung 3: MID-Elektronik bestückt, Gehäusedeckel

3.1.2.2 Elektronikmodul als Heißpräge-MID mit Mikropiezoaktor

Das Heißprägen ist ein schneller und wirtschaftlicher Fertigungsprozess zur Herstellung von MIDs. Über ein beheiztes Prägewerkzeug, auf dem sich das Schaltungslayout befindet, wird eine geeignete Metallfolie unter Druck und Wärme auf den Thermoplast gepresst. Die Folie wird beim Prägeprozess ausgestanzt und mit dem Kunststoff verschmolzen. Somit wird das Leiterbahnlayout direkt vom Präge-stempel auf einen thermoplastischen Schaltungsträger übertragen. Das Verfahren zeichnet sich insbe-sondere durch wenige Arbeitsschritte und vergleichsweise geringe Investitionskosten aus, weiterhin sind Layoutänderungen schnell und preiswert möglich. In Abbildung 4 ist der Heißprägeprozess sche-matisch dargestellt.

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Abbildung 4: Schematische Darstellung des Heißprägeprozesses

In Bezug auf die dreidimensionale Gestaltungsfreiheit von MIDs ist das Heißprägeverfahren jedoch eingeschränkt. Es eignet sich aber sehr gut für Bauteile, bei denen sich die Leiterbahnen auf einer Ebene befinden, wobei auch 2½ dimensionale Geometrien möglich sind. Weiterhin ist auch beidseiti-ges Heißprägen auf einem Bauteil möglich. Hierzu wird das Bauteil nach der ersten Prägung für den zweiten Prägevorgang gedreht. Durchkontaktierungen sind beim Heißprägen möglich, indem man die Folie in vorgeformte Bohrungen im Substrat einprägt. Die Bohrungen können entweder mit Leitpaste oder mit Hilfe eingepresster Pins gefüllt werden. Heißprägen ist ein sehr schnelles, sauberes und kos-tengünstiges Verfahren zum strukturierten Metallisieren von Thermoplasten.

Entsprechend dem Schaltplan des MID-Elektronikmoduls wurde das Heißprägelayout entworfen. Hier-für wurde das Schaltungslayout überarbeitet und für den Heißprägeprozess optimiert. In Abbildung 5 ist der komplette Ablauf zum Aufbau der Heißpräge-MID-Baugruppe dargestellt.

Abbildung 5: Vom Schaltungslayout zum Heißpräge-MID

Prägestempel

Spritzgußteil

Aufnahme

Prägefolie Heißgeprägte MID-Baugruppe

Restfolienentfernung

Schaltungslayout

Heißpräge-MID Bestückte heißgeprägte MID-Baugruppe

Ausschnitt des Prägestempels Heißprägelayout


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Bei der Gestaltung des Heißpräge-MID müssen folgende Anforderungen berücksichtigt werden:

! Radienübergänge bei Geometrieänderungen

! keine Einfallstellen oder Keilfehler

! kein Verzug

! Toleranzen im Prägebereich 10 - 20 µm

! geringste Leiterbahnbreite 150 µm, geringste Leiterbahnabstände 250 µm

! Abstände zu Kanten 500 µm

! keine Leiterbahnen auf Auswerferstellen

! Radien bei allen Bauteilpads und Leiterbahnen

3.1.2.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäusedeckel und Spritzgießen

Bei der Oechsler AG wurde ein kombiniertes Spritzgießwerkzeug erstellt, das je eine Kavität für den Gehäusedeckel und eine Kavität für den Gehäuseboden aufweist. Die Auslegung des Werkzeuges ermöglicht das Verarbeiten der unterschiedlichen Werkstoffe, die im Verlauf des Projektes untersucht werden sollten. Darüber hinaus ist das Werkzeug so ausgelegt, dass die Formnester einzeln ausge-wechselt und somit einfach durch überarbeitete ersetzt werden können. Das Werkzeug ist als Zwei-plattenwerkzeug aufgebaut. Durch eine Drehbuchse kann der Anguss so eingestellt werden, dass der plastifizierte Kunststoff wahlweise jeweils nur in eine Kavität strömt.

Die Kavität für den Deckel verwendet einen sogenannten Tunnelanguss, der bei einfachem Werk-zeugaufbau dennoch eine automatische Trennung von Teil und Angussrest ermöglicht. Nachteile die-ser Angussart, etwa ein relativ hoher Druckverlust beim Einspritzvorgang, wurden bewusst in Kauf genommen.

Das ursprüngliche Konzept für die Laserschweißverbindung des Ventilgehäuses sah einen Deckel mit umlaufendem, verdicktem Rand vor. Um eine saubere Entformung sicherzustellen, bedingte dies die vollständige Anordnung aller Geometrien des Spritzgussteils auf der auswerferseitigen Formhälfte des Spritzgießwerkzeugs. Die Düsenseite ist völlig glatt gestaltet.

Abbildung 6: Veränderung der Lage des Deckels im Werkzeug

ursprünglich geändert

DS

AS

DS

AS

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Es zeigte sich, dass die beim Laserschweißen erzielten Ergebnisse bei der gewählten Geometrie den Anforderungen an die Verbindung nicht gerecht wurden. Daher wurde das Werkzeug geändert, um mit einer veränderten Schweißnahtgeometrie bessere Ergebnisse zu erzielen. Die neue Kavität weist auch Geometrieelemente auf der Düsenseite auf. Dies bedingte das vollständige Auswechseln der Form-einsätze, was durch den gewählten modularen Aufbau des Werkzeugs aber problemlos möglich war.

Der Spritzgießvorgang selbst für den Deckel war problemlos. Alle gewählten Materialien konnten ohne Schwierigkeiten bei gutem Einhalten der vorgegebenen, sehr engen Toleranzen verarbeitet werden. Dies gilt insbesondere für die Ebenheit der Deckeloberseite, die ja Substratfläche für das Heißprägen wurde. Trotz der dünnen Wandstärke gelang es, den Deckel verzugsarm und ohne Einfallstellen auf der Oberseite herzustellen.

3.1.2.4 Heißprägen des MID

Erste Versuche zur Auswahl eines geeigneten Thermoplasten für die Heißpräge-MID-Baugruppe wur-den mit einfachen spritzgegossenen Musterplatinen durchgeführt, deren Abmessungen dem später eingesetzten Gehäusedeckel entsprechen. Hierfür wurde ein Einsatz für ein Spritzgusswerkzeug her-gestellt. Anguss und Auswerferstellen liegen hierbei außerhalb des zu prägenden Bereiches (Abbildung 7). Für die Heißprägeversuche auf den Musterplatinen wurde eine Werkzeugaufnahme sowie ein Prägestempel entsprechend dem Heißprägelayout hergestellt.

Abbildung 7: Musterplatine aus PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 natur

Für die Heißprägeversuche wurden verschiedene Thermoplaste ausgewählt und nach folgenden Krite-rien beurteilt:

! Optimale Heißprägeparameter bezüglich Folienhaftung bei geringer Prägewulsthöhe

! Haftfestigkeit der Leiterbahn > 1N/mm

! Prägewulsthöhe < 100µm

! Vollständige Restfolienentfernung sowie keine Restfolienhaftung am Thermoplast

Bereich mit Anguss und Auswerfer

Layoutfläche


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In Tabelle 1 sind die untersuchten Thermoplaste und die eingestellten Prägeparameter zusammenge-fasst:

Thermoplast Schmelz-

temperatur Farbe Füllgrad Prägeparameter

Pa 6/6 T Ultramid TKR 4355 G5 295°C natur 25 % GF F = 4000 N / t = 1,0 s

T = 245°C

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 295°C natur 35% GF F = 3000 N / t = 1,0 s

T = 231°C

PA 6T/6I Grivory HTV-5H1 325°C natur 50% GF F = 3000 N / t = 1,0 s

T = 273°C

PA 6 MXD 6 Ixef 1022 231°C schwarz 50% GF F = 6000 N / t = 0,3 s

T = 186°C

PPS Fortron 1131 L4 280°C schwarz 30% GF F = 4000 N / t = 1,0 s

T = 281°C

PPS Fortron 1140 L4 280°C natur 40% GF F = 4000 N / t = 1,0 s

T = 275°C

PPS Fortron 1140 L6 280°C natur 40% GF F = 3000 N / t = 1,0 s

T = 266°C

PPS Ryton R4 278°C natur 40% GF F = 5000 N / t = 1,0 s

T = 250°C

PPS/PA Xtel 2240 243°C natur 40% GF F = 3000 N / t = 0,3 s

T = 251°C

sPS Edgetek QT-30 GF/ 000 270°C schwarz 30% GF F = 3500 N / t = 1,0 s

T = 226°C

sPS Edgetek QT-30 GF/ 000 270°C natur 30% GF F = 3500 N / t = 1,0 s

T = 258°C

Tabelle 1: Übersicht der untersuchten Thermoplaste

Alle Thermoplaste wurden vor dem Heißprägeprozess für 2 h bei 120°C getrocknet und getempert. Die Haftfestigkeit der Leiterbahnstruktur wurde qualitativ bestimmt. Die Bestimmung der Prägewulsthöhen wurde mit einem mechanischen Profilometer (Tastschnittverfahren) durchgeführt. Weiterhin wurden die Prägeergebnisse im REM beurteilt.

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Abbildung 8: Schematische Darstellung einer Prägewulst

Um die Prägewulsthöhen der heißgeprägten MID-Baugruppe ermitteln zu können, wurden mehrere Tastschnittmessungen durchgeführt. In Abbildung 9 sind deren Positionen sowie die Messrichtung dargestellt.

Abbildung 9: Schnittverläufe zur Bestimmung der Prägewulsthöhen

AB

C

A: Prägewulsthöhe B: Höhe verdrängter Thermoplast C: Eindringtiefe in den Thermoplast

Leiterbahn Thermoplast

1. Schnitt

2. Schnitt

3. Schnitt

Meßrichtung


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In Abbildung 10 ist exemplarisch das Ergebnis einer Prägewulstmessung dargestellt, in der die Leiter-bahnen sowie der Prägewulst durch verdrängten Thermoplast zu erkennen ist.

Abbildung 10: Prägewulstmessung (Schnitt 3) auf PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5

Abbildung 11: PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 (geringer Prägewulst bei guter Haftung)

Abbildung 12: sPS Edgetek QT-30 GF/000 natur (hohe Prägewülste bei schlechter Haftung)

Leiterbahnen Leiterbahnen

500 µm

50 µm

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Abbildung 13: PPS Fortron 1131 L4 (hohe Prägewülste und teilweise Ablösung der Leiterbahn auf-grund zu geringer Haftung der Folie)

Die Ausbildung der Prägewülste ist stark von den Werkstoffeigenschaften des Thermoplasten abhän-gig. Dabei ist insbesondere der Füllstoffgehalt von entscheidender Bedeutung. Im Bereich eng anei-nanderliegender Leiterbahnen überlagern sich die Prägewülste und fallen somit höher aus. Abbildung 11 bis Abbildung 13 zeigen REM-Aufnahmen heißgeprägter MID-Baugruppen aus unterschiedlichen Thermoplasten. Die Thermoplaste PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5, PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 und PA 6T/6I Grivory HTVF 5H1 weisen ein sehr gutes Prägeverhalten auf. Somit wurden weiterge-hende Untersuchungen zum Verzug nur mit Musterplatinen aus diesen Werkstoffen durchgeführt. Der Verzug wurde nach jedem Fertigungsschritt auf der ungeprägten Seite mit einem Tastschnittgerät in zwei diagonal sich kreuzenden Schnitten vermessen.

Abbildung 14: DSC-Analyse von PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7

50 100 150 200 250 300Temperatur /°C

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

DSC /(mW/mg)↓ Exo

Getemperte Musterplatine

Ungetemperte Musterplatine


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Als Ursache für den Verzug durch den Heißprägeprozess ist die einseitige Erwärmung der Bauteile anzusehen, was bei teilkristallinen Thermoplasten eine Nachkristallisation zur Folge haben kann. Durch den anschließenden Lötprozess konnte keine weitere Vergrößerung des Verzugs festgestellt werden. Mittels einer DSC-Analyse kann bei ungetemperten Musterplatinen eine Nachkristallisation nachgewiesen werden (Abbildung 14), wenn beim Spritzgießen die Werkzeugtemperatur geringer als die Glasübergangstemperatur (TG) des Thermoplasten ist.

Mit folgenden Thermoplasten wurde eine quantitative Haftfestigkeitsbestimmung durchgeführt:

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 natur

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 schwarz

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 natur

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 schwarz

Hierfür wurden Platten der Größe 37x37x1,3 mm³ spritzgegossen. In die Platten wurden geeignete Bohrungen eingebracht (Abbildung 15). Im Anschluss wurde darauf eine Teststruktur für die Haftfes-tigkeitsuntersuchung heißgeprägt (Abbildung 16).

Abbildung 15: Platte für quantitative Haftfestigkeitsbestimmung

Abbildung 16: Teststruktur zur Haftfestigkeitsbestimmung

LeiterbahnHaltepad

Handlingbereich

0,5

mm

Überprägte Bohrung Zentrierloch Befestigungsloch

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Das Haltepad dient zur Aufnahme im Zugwerkzeug. Beim Prägen auf die Platten wird eine Bohrung überprägt, das Haltepad kann so von der Rückseite einfach abgelöst werden. Der Handlingbereich wird manuell abgelöst und dient zur einfacheren Handhabung beim Einhängen des Haltepads in das Zugwerkzeug. Die Leiterbahn hat eine min. Abzugslänge von 15 mm. Abbildung 17 zeigt eine mit der Teststruktur heißgeprägte Platte.

Abbildung 17: Platte mit heißgeprägter Teststruktur

Im Anschluss an die Heißprägeversuche wurden die Prägewulsthöhen gemessen. Es zeigte sich, dass sich die Prägewulsthöhen aufgrund der unterschiedlichen Glasfasergehalte unterscheiden (Tabelle 2). PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 weist aufgrund des höheren Glasfasergehaltes geringere Prägewulst-höhen auf als PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5.

Querschliffe am Beispiel von PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 natur zeigen, dass ab einer Leiterbahn-breite von 0,7 mm die Leiterbahn eine konvexe Wölbung aufweist (Abbildung 18). Der Thermoplast unter der Leiterbahn wird vollständig aufgeschmolzen und verbindet sich mit der Braunoxidschicht der Prägefolie. Aufgrund der längeren Fließwege bei breiteren Leiterbahnen kann jedoch der Thermoplast während des Prägeprozesses nicht vollständig nach außen verdrängt werden und verbleibt unter der Leiterbahn.

Abbildung 18: Querschliffe am Beispiel von PA6/6T Ultramid TKR 4355 G5 natur

Die Haftfestigkeit der Leiterbahnen wurde im Schältest ermittelt. Abbildung 19 zeigt die schematische Darstellung des Schältests sowie den Messaufbau im HSG-IMAT. Der Schältest wurde in Anlehnung an DIN 53494 und DIN EN 60249-2-4 durchgeführt.

Schnittverlauf für Schliffbild Schnittverlauf für Prägewulsthöhenmessung

0,2 mm 0,5 mm 0,7 mm 1,0 mm


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Abbildung 19: Schematische Darstellung des Schältests und Aufbau am HSG-IMAT

Die Untersuchung der Haftfestigkeit ergab, dass durch die Leiterbahnbreite die Haftung nicht beein-flusst wird (Abbildung 20). Es zeigte sich, dass die erreichten Haftfestigkeiten der untersuchten Ther-moplaste vergleichbar sind. Die Färbung der Thermoplaste hatte bei diesen Werkstoffen keinen Ein-fluss auf die Ergebnisse (Tabelle 2).

Abbildung 20: Haftfestigkeiten verschiedener Leiterbahnbreiten am Beispiel von PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 (schwarz)

Leiterbahn

Abzugskraft

Zugwerkzeug

Abzugsgeschwindigkeit

Thermoplast

Leiterbahn

Abzugshaken

Befestigung am Messtisch

Thermoplast

0

1

2

3

4

5

6

7

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3Haftung in N/mm

rela

tive

Häu

figke

it

1,0 mm0,7 mm0,5 mm0,2 mm

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In Tabelle 2 sind die quantitativen Ergebnisse der Prägewulst- und Haftfestigkeitsmessungen ab-schließend zusammengefasst.

PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 Thermoplast

Natur Schwarz Natur Schwarz Haftfestigkeit 1,35 N/mm 1,4 N/mm 1,25 N/mm 1,25 N/mm Prägewulsthöhe 60-80 µm 50-70 µm 30-40 µm 30-40 µm

Tabelle 2: Zusammenfassung der Heißprägeergebnisse

Die im Mikroventilsystem eingesetzten Gehäusedeckel wurden mit folgenden Prägeparametern (Heiß-prägepresse ServoPress 420 der Fa. Schmidt Feintechnik) heißgeprägt:

Prägetemperatur: 231 °C / Haltezeit: 0,8 s / Prägekraft: 2500 N

Hierbei zeigte sich aber nach den ersten Tests, dass ein auf der Unterseite des Deckels befindliches Muster von Entlüftungskanälen in den entsprechenden Bereichen eine Verringerung des Prägedrucks und damit eine drastische Verschlechterung der Prägeergebnisse bewirkte. Um dieses Problem zu beheben, erstellte die Oechsler AG eine Werkstückaufnahme, deren Kontur exakt der Unterseite des Deckels angepasst ist. Auch die Werkstückkante wird darin gehalten. Um das Teil nach dem Prägen problemlos entnehmen zu können, wurde eine Auswerfermimik in die Aufnahme integriert. Abbildung 21 zeigt einen heiß geprägten Gehäusedeckel.

Abbildung 21: Gehäusedeckel als Heißgepräge-MID

3.1.2.5 Bestücken und Löten des Heißpräge-MID

Die Bestückung des Heißpräge-MID erfolgte auf einem automatischen Bestücker (placeAll PA 908.580) der Fa. Fritsch. Die Dosierung der Lotpaste erfolgte mit einem Dosiersystem (Clever dis-pens 04) der Fa. Martin (Dosierzeit: 60 s / Bestückungsdauer: 50s). Als Lot wurde ein Sn62Pb32Ag2-Lot (Korngröße 25-45 µm) eingesetzt.


19

Anschließend erfolgte der Dampfphasenlötprozess in einer SLC 500-Anlage der Fa. IBL. Die max. Löttemperatur betrug 210°C (Lötdauer von 40 s). In Abbildung 22 ist die gelötete Baugruppe darge-stellt.

Abbildung 22: Heißpräge-MID nach Dampfphasenlöten

3.1.2.6 Durchkontaktierung Heißpräge-MID - Mikropiezoaktor

Verschiedene Möglichkeiten zur elektrischen Durchkontaktierung von Heißpräge-MID zu Mikropiezo-aktor wurden untersucht

Die Durchkontaktierung musste folgende Anforderungen erfüllen:

! elektrische Leitfähigkeit bei einer Stromstärke von 200 mA

! niederohmiges Widerstandsverhalten

! Temperaturbeständigkeit von 5 bis +60°C unter Last

! Toleranzausgleich von 0,5 mm

! elastische Eigenschaften

Eine Möglichkeit zur Durchkontaktierung stellen Leitsilikone dar. Tabelle 3 zeigt eine Übersicht der untersuchten Produkte:

Hersteller Produkt Füllstoff

Neuhaus NEUSIL K 682 NEUSIL K 782 versilberte Kupferpartikel

Polytec NUSIL R 2637 Platinpartikel Bavaria BE 10 RTV/SPA versilberte Aluminiumpartikel Loctite Loctite 5421 Nicht bekannt

Epoxonic Epoxonic 164 Silberpartikel

Tabelle 3: Untersuchte Leitsilikone

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20

Weiterhin wurde die Leckage für Druckluft an Durchkontaktierungen mit verschiedenen Proben ermit-telt. Dieser Versuch wurde mit FR4- Leiterplatten mit einer Dicke von 1,5 mm und einem Bohrungs-durchmesser von 1,2 mm durchgeführt. Aus vier Messungen wurde eine mittlere Leckage ermittelt. Die Druckbelastung wurde auf 16 bar und eine Haltezeit von 5 Minuten eingestellt.

3h bei Raumtemperatur ausgehärtet: 1289 ml/h

1h bei 120°C ausgehärtet: 48 ml/h

Mit zunehmender Belastungszeit nahm die Leckage mehr oder weniger zu. Die Härte des Werkstoffs und die Verteilung der Hohlräume ist für die Leckage ausschlaggebend.

Abbildung 23: REM-Aufnahme der Hohlräume einer bei RT ausgehärteten Durchkontaktierung

Um den Einfluss der Vergussmasse auf die elektrischen Eigenschaften der Durchkontaktierung zu untersuchen, wurden Durchkontaktierungen mit Vergussmasse abgedeckt und das Widerstandsver-halten über der Temperatur aufgezeichnet und mit dem Widerstandsverhalten von Durchkontaktierun-gen ohne Glob-Top-Masse verglichen. An Glob-Top abgedeckten Durchkontaktierungen wurde eben-falls die Leckage untersucht. In keinem Fall war eine Leckage nachweisbar.

60 Durchkontaktierungen wurden unter Temperaturwechsellast über 20 Temperaturzyklen von 5 bis +60°C geprüft. Alle Durchkontaktierungen zeigten hierbei auch bei erhöhten Temperaturen noch aus-reichenden Stromfluss (Abbildung 24).


21

Abbildung 24: Widerstandsverhalten der Durchkontaktierungen unter Temperaturwechsellast

3.1.2.7 Verguss der MID-Elektronik

Der Verguss der MID-Elektronik erfolgte mit der Vergussmasse Delo 4670 der Fa. Delo mit einem Zeit-Druck gesteuertem Dosiergerät DSP 501A. Zum Vergießen wurde das Heißpräge-MID in einem Kunststoffrahmen gehalten, der nach der Aushärtung von 60 s unter einer UV-Lichtquelle (UV-A 100 mW/cm²) rückstandsfrei entfernt wurde.

Abbildung 25: Vergossenes Heißpräge-MID

3.1.2.8 Funktionstest

Der Funktionstest der MID-Elektronik erfolgte im Gesamtventil, da hier auch die Durchkontaktierung zum Piezobiegewandler in den Fluidraum ein wesentlicher Bestandteil des Tests ist. Die Elektronik erfüllte in diesem Test alle Anforderungen.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

Zyklenanzahl

Wid

erst

and

in O

hm

1. Zyklus

2. Z yklus

4. Z yklus

3. Zyklus

7. Z yklus

8. Zyklus

6. Z yklus

10. Zyklus

9. Z yklus

5. Zyklus

20. Zyklus

19. Z yklus

18. Z yklus

17. Zyklus

16. Zyklus

15. Zyklus

14. Z yklus

13. Zyklus

12. Zyklus

11. Z yklus

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22

3.1.3 Mikropiezoaktor

Zu Beginn der Untersuchungen zu einem modularen Mikroventilsystem wurden grundsätzlich die in Frage kommenden Aktorprinzipien untersucht. Alle diese Prinzipien wurden schon bei Mikroventilen diverser Forschungsinstitute und Firmen umgesetzt. Aber diese Ansätze führten zu keinen industrie-tauglichen Pneumatiklösungen.

Hauptschwierigkeiten sind die hohe Leistungsaufnahme, langsame Schaltzeiten und im Ventil ein zu geringer Druckbereich oder ein zu geringer Durchfluss.

Nach Abwägung der Vor- und Nachteile (Tabelle 4) wurde für Mikroventile der Piezoaktor in Form ei-nes Piezobiegewandlers als geeigneter Aktor ausgewählt. Hier wird noch an der Absenkung der An-steuerspannung sowie an einem kostengünstigen Herstellprozess gearbeitet.

Aktor-Prinzip Vorteile Nachteile

Elektrostatisch

Geringe Leistungsaufnahme Einfacher Aktor Schnelle Schaltzeit

Sehr hohe FertigungsgenauigkeitKleine Kräfte / kleine Hübe Verschmutzungsempfindlich Hohe Ansteuerspannung

Thermisch

Einfacher Aktor Hohe Kräfte Niedrige Ansteuerspannung

Hohe Leistungsaufnahme Langsame Schaltzeit

Piezoelektrisch Hohe Kräfte Sehr schnelle Schaltzeit Geringe Leistungsaufnahme Mittlere Ansteuerspannungen

Schwieriger Herstellprozess Kosten

Elektromagnetisch

Hohe Kräfte Schnelle Schaltzeit Niedrige Ansteuerspannung

Hohe Leistungsaufnahme Eigenerwärmung Bauvolumen

Formgedächtnis-Legierungen (SMA)

Hohe Kräfte Hohe Leistungsaufnahme Langsame Schaltzeit

Tabelle 4: Vergleich der möglichen Aktorprinzipien

3.1.3.1 Multilayer-Biegewandler als Mikroaktor

Als Piezokeramik-Basismaterial dient ein Blei-Titanat-Zirkonat, diese Piezokeramiken zählen zu den hocheffektiven Materialien, d.h. die Piezokonstante -d31 liegt bei größer 300 pm/V. Für die Ansteuerung sind Feldstärken von 2 kV/mm notwendig, dies bedeutet, dass auch bei kleinen Aktorabmessungen große elektrische Spannungen zur Ansteuerung notwendig sind.

Eine Lösung ist hier der Aufbau der Piezokeramik als Multilayerkeramik. Sehr dünne Keramikschichten werden mit dem aus der Keramikkondensatorfertigung bekannten Folienziehverfahren hergestellt. Diese Folien werden mit Siebdruckelektroden aus Silber-Palladium versehen, danach bis zur ge-wünschten Dicke aufeinander gestapelt und anschließend gesintert. Durch die dünnen Piezokeramik-schichten sind schon mit Ansteuerspannungen von 24 V die geforderten Feldstärken erreichbar. Da die Fertigungstechnologie aus der Großserienfertigung von Keramikkondensatoren stammt, können die Herstellkosten entsprechend gering gehalten werden.


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Wird nun an die Multilayerkeramik eine elektrische Spannung angelegt, entsteht eine positive Längen-änderung in Richtung des elektrischen Feldes und eine Verkürzung quer dazu. Bei den hier eingesetz-ten Piezobiegewandlern wird die Querkontraktion ausgenutzt, indem man die Multilayerkeramik auf ein Trägermaterial, die so genannte Mittellage aufklebt. Diese kann z. B. ein Stahlblech sein, in unserem Fall ist es ein unidirektionales Glasfasermaterial mit Epoxidmatrix. Durch den Verbund Piezokera-mik/Trägermaterial entsteht bei Querkontraktion der Keramik eine Biegung in Richtung der Keramik-seite.

Die Aktorcharakterisierung erfolgt über die Leerlaufauslenkung am Biegerende und die Blockierkraft, gemessen bei Auslenkung null. Die Verbindungslinie dieser beiden Punkte ist die Arbeitsgerade, auf dieser liegt der Arbeitspunkt in der Ventilanwendung .

3.1.3.2 Integration des Mikroaktors im Ventilgehäuse

Die Integration des Piezobiegewandlers im Ventilgehäuse erfolgt durch Kleben mit einem Epoxidkle-ber, dieser wird in eine im Mikrospritzgussteil des Gehäusebodens eingeformte Tasche dosiert.

Die elektrische Kontaktierung des Piezobiegewandlers aus dem Fluidraum zur MID-Elektronik auf dem Gehäusedeckel stellte eine besondere Herausforderung dar. Eine Lösung wurde hier gefunden, indem ein elektrisch leitfähiges Silikon verwendet wurde. Dieses wird nach dem Bestücken und Löten des MID-Gehäusedeckels in die Bohrungen dosiert und danach in einem Temperaturprozess ausgehärtet. Das Leitsilikon drückt durch seine elastomeren Eigenschaften im Ventilgehäuse von oben auf die Ein-spannstelle des Biegewandlers und kontaktiert die Pads elektrisch.

Abbildung 26: FEM-Simulation Silikondurchkontaktierung Version 1 und 2

Zur Auslegung dieser Verbindung wurde eine nichtlineare FEM-Simulation mit hyperelastischen Gum-mielementen durchgeführt.

Es wurden zwei unterschiedliche Versionen gerechnet, die sich hauptsächlich durch die Steifigkeit bzw. den Anpressdruck auf dem Piezobiegewandler bei gleicher Verformung unterscheiden.

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Abbildung 27: FEM-Simulation Variante 1 bei ∆y= 0.2 mm und ∆y= 0.4 mm

Abbildung 28: FEM-Simulation Variante 2 bei ∆y= 0.2 mm und ∆y= 0.4 mm

Anschließend wurde ein FEM-Gesamtmodell des Mikroventils erstellt und die unterschiedlichen Last-fälle berechnet:

• Verformungen unter Innendruck 10 bar • Spannungen unter Innendruck 10 bar • Verformungen unter Temperatur 10°C bis +60°C • Spannungen unter Temperatur 10°C bis +60°C • Einspannkräfte • O-Ringkräfte • Überlagerung aller Lastfälle


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Abbildung 29: FEM-Simulation Gesamtsystem Piezobiegewandler Verschiebung

Von besonderem Interesse ist hierbei die maximale Gehäuseverformung an wichtigen Funktionsmaßen sowie die Verschiebung des Piezobiegewandlers im Gehäuse. Die Biegewandler-verschiebung kann zu Verlusten beim Hub oder zur Leckage am Ventilsitz führen.

Die sehr aufwändigen FEM-Simulationen führten schon vor der Herstellung des Versuchswerkzeugs für die Mikrogehäuseteile zu einigen Designänderungen. Mit der Funktion der aufgebauten Ventile konnte die Berechnung bestätigt werden.

3.1.3.3 Bestimmung der Auslenkung des Mikroaktors

3.1.3.3.1 Konstruktion Messaufbau und Ausleseschaltung

Es wurde ein Messaufbau konstruiert, der sowohl der Einbaulage des Mikroaktors im Ventil entspricht als auch eine Auslenkungsbestimmung mit einem Lasertriangulator unter Temperaturwechselbelas-tung ermöglicht (Abbildung 30). In Abbildung 31 ist die zur Ansteuerung des Mikroaktors eingesetzte Schaltung dargestellt. Der Mikroaktor wurde mit einer Spannung von 30 V (Strombegrenzung 10 mA) über einen Vorwiderstand von 3 kOhm geschaltet (Ein- und Ausschaltdauer: 2 Sekunden, Messwerter-fassung alle 0,5 Sekunden).Temperatur und Spannung des Lasertriangulators sowie Spannung und Stromstärke des angesteuerten Mikroaktors wurden kontinuierlich aufgezeichnet.

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Abbildung 30: Schematischer Aufbau des Messstandes

Abbildung 31: Schaltbild Mikroaktoransteuerung

Weiterhin wurde die Aktorbewegung nahe der Einspannstelle bei Raumtemperatur gemessen. Die angelegte Spannung betrug für alle folgenden Messungen 30 V (Vorwiderstand 3 kOhm). Der Mikroak-tor wurde ca. 70-mal geschaltet und der Hub zwischen Ein- und Ausschaltzustand ermittelt. Wie in Abbildung 32 erkenntlich wird, ist die Bewegung des Mikroaktors nahe der Einspannstelle gering.

Relaisansteuerung

12V / 0,25 Hz

30 V =

K 1

3 kΩ

Multilayer- Biegewandler

Stromshunt 1 Ω

900 kΩ

100 kΩAD- Karte

AD- Karte

K 1

Spannbacke für Elektronikmodul Spannbacke für Biegewandler Aufnahmeplatte Triangulationslaser

Elektronikmodul und Mikroaktor

Auflage für Elektronikmodul

Aufnahme für Triangulationslaser


27

Abbildung 32: Häufigkeitsverteilung der Mikroaktorbewegung nahe der Einspannstelle

Der Mikroaktor wurde im Anschluss auf einer 3D-Koordinaten-Messmaschine mit einem integrierten Videomesssystem (Antastunsicherheit: 2,5 µm) vermessen. Hiermit sind Aussagen über die ursprüng-liche Geometrie und die Änderungen der Geometrie beim Schalten möglich. Abbildung 33 und Abbildung 34 zeigen, dass der Mikroaktor bereits im nicht angesteuerten Zustand eine Grundverfor-mung aufweist. Diese kann auf eine Orientierung innerhalb der Multilayerschichten durch vorherge-hende Schaltzyklen zurückzuführen sein. Im angesteuertem Zustand resultiert ein Hub bis zu 35 µm, wobei der Einspannbereich und die Grundverformung unverändert bleiben.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

-3 -2 -1 0 1 2 3 4Ausschlag des Multilayer-Biegewandlers in µm

rela

tive

Häu

figke

it

Ausschlag in µm nahe der Einspannstelle

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Abbildung 33: Mikroaktor im eingespannten, nicht geschalteten Zustand

Abbildung 34: Mikroaktor im eingespannten, geschalteten Zustand

3.1.3.3.2 Auslenkung unter Temperaturwechselbelastung

Zu Beginn der Messung unter Temperaturwechselbelastung wurde das Lade- und Entladeverhalten aufgezeichnet (Abbildung 35 und Abbildung 36). Der Mikroaktor wurde mit einer Spannung von 23 V über einen Vorwiderstand von 3 kOhm geschaltet.

0,01,0

2,03,0

4,05,0

6,07,0

-0,015

-0,010

-0,005

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0,035

0,040

0,045

0,050

0,055

0,060

0,065

0,070

Bie

gew

andl

erfo

rm in

mm

Breite in mm

0,03-0,0350,025-0,030,02-0,0250,015-0,020,01-0,0150,005-0,010-0,005-0,005-0-0,01--0,005-0,015--0,01

Einspannung

0,01,0

2,03,0

4,05,0

6,07,0

-0,015

-0,010

-0,005

0,000

0,005

0,010

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0,040

0,045

0,050

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0,060

0,065

0,070B

iege

wan

dler

form

in m

m

Breite in mm

0,000-0,005-0,005-0,000-0,010--0,005-0,015--0,010

Einspannung


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Abbildung 35: Ladekurve

Abbildung 36: Entladekurve

Vor jedem Zyklentest unter Temperaturwechselbelastung (0-50°C) wurde der zu charakterisierende Piezomikroaktor auf einer 3D-Koordinatenmessmaschine im entladenen und geladenen Zustand mit einem integriertem Videomesssystem (Antastunsicherheit 2,5 µm) vermessen und die Fläche grafisch ausgewertet (vgl. Abbildung 33 und Abbildung 34). Im Anschluss wurde der Hub des Mikroaktors wäh-rend 3 Temperaturzyklen gemessen (Starttemperatur: 20 °C, Temperaturerhöhung 10 K in 2 Minuten, Haltezeit 4 Minuten). Hierbei wurde der Mikroaktor während der Temperaturzyklen für den Zeitraum von jeweils 2 Sekunden ein- und ausgeschaltet. Die Messwertaufnahme erfolgte alle 0,5 Sekunden. Für jeden Schaltzyklus wurde ein Mittelwert über die Temperatur sowie ein Mittelwert für den Aus- und Einschaltzustand des Mikroaktors gebildet. Der Hub des Mikroaktors konnte somit unabhängig von der Temperaturausdehnung der Messvorrichtung errechnet werden. In Abbildung 37 ist der Temperatur-

0

5

10

15

20

25

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0Zeit in ms

Span

nung

in V

0,000

0,001

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

0,007

0,008

0,009

0,010

Stro

mst

ärke

in A

SpannungStrom

0

5

10

15

20

25

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0Zeit in ms

Span

nung

in V

-0,008

-0,007

-0,006

-0,005

-0,004

-0,003

-0,002

-0,001

0,000

0,001

Stro

mst

ärke

inA

SpannungStrom

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verlauf eines Mikroaktors während drei Temperaturzyklen dargestellt. Insgesamt wurden 12 Mikroakto-ren untersucht.

Abbildung 37: Hub des Mikroaktors und Temperaturverlauf während 3 Zyklen

Abschließend hat sich gezeigt, dass die Ergebnisse der 3D-Koordinatenmessung (Videomesssystem) mit den Ergebnissen der Piezoauslenkung unter Temperaturwechselbelastung (Lasertriangulator) sehr gut übereinstimmen.

3.1.4 Gehäuseboden mit Ventilsitzen und Piezolagerung

Die Auslegung des Gehäusebodens umfasst die sehr genaue Piezobiegewandlerlagerung, die Positio-nierung und Abdichtung der pneumatischen Anschlüsse, die Düsengeometrie sowie die mechanische Einspannung des Mikroventils.

Durch die Wahl des gängigen Rastermaßes 10 mm ist gewährleistet, dass das Mikroventil modular an andere Komponenten wie die unter Kap. 3.4 beschriebenen pneumatischen Verstärker angedockt werden kann.

0

10

20

30

40

50

0 60 120 180Versuchsdauer in Minuten

Aus

schl

ag in

µm

0

10

20

30

40

50

Tem

pera

tur i

n °C

Hub des MikroaktorsIST-Temperatur


31

3.1.4.1 Auslegung und strukturmechanische Simulation des Gehäusebodens

Das Mikroventilgehäuse in Kunststoffspritzgusstechnik hat bedingt durch die Geometrie des Piezobie-gewandlers eine flache Geometrie. Da das Gehäuse einem Innendruck von 10 bar standhalten muss, ist diese Belastung als kritisch anzusehen.

Deshalb wurden umfangreiche FEM-Simulationen durchgeführt. Ausgangssituation war das unver-stärkte Kunststoffgehäuse. Hier zeigte sich eine zu starke Verschiebung im Düsenbereich (>30 µm) die Ventilfunktion wäre damit nicht mehr gewährleistet.

Eine Lösung wurde hier durch eine belastungsgerechte konstruktive Ausführung gefunden, die Ver-schiebung im Düsenbereich konnte auf unkritische 2 µm begrenzt werden.

Abbildung 38: Verformung Gehäuseboden unter Innendruck 10 bar

Die Spannungen im Mikroventilgehäuse sind trotz der geringen Wandstärke von 0.5 mm deutlich unter den zulässigen Werten. Diese Optimierung am Gehäuseboden erfolgte noch in der Konstruktionspha-se, d.h. vor der Herstellung des Spritzgusswerkzeuges.

3.1.4.2 Spritzgießsimulation des Gehäusebodens

Unter Verwendung der 3D-CAD-Daten wurden Moldflow-Berechnungen durchgeführt. Begonnen wur-de mit einem Anspritzpunkt auf der Schmalseite des Gehäusebodens um das Teil linear zu füllen. Diese Auslegung war auch der Ausgangspunkt im Mikrospritzgusswerkzeug.

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Abbildung 39: Moldfow Gehäuseboden Füllzeit mit 1 Anspritzpunkt

Die Füllsimulation zeigt eine sauber lineare Füllung des Gehäusebodens, die Fließfront verläuft am Boden und den Seitenwänden auf gleicher Höhe. Leider zeigte die Füllwahrscheinlichkeit die Schwie-rigkeit, den Endbereich des Gehäuses zu füllen. Dies deckte sich mit den Erfahrungen beim Spritzgie-ßen des Teils.

Abbildung 40: Moldfow Füllwahrscheinlichkeit mit 1 Anspritzpunkt

Durch einen zweiten Anspritzpunkt an der gegenüberliegenden Schmalseite des Gehäusebodens konnte die Schwierigkeit behoben werden.


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Abbildung 41: Moldfow Füllzeit mit 2 Anspritzpunkten

Eine Untersuchung der möglichen Bindenähte ergab eine gute Übereinstimmung mit nicht optimal gespritzten Gehäuseböden.

Abbildung 42: Moldfow Bindenähte im Vergleich zu einem realen Teil

3.1.4.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäuseböden und Spritzgießen

Für den Spritzguss des Gehäusebodens dient das zweite Formnest des in Kap. 3.1.2.3 erwähnten Werkzeugs, in dem auch der Gehäusedeckel gefertigt wird. Auch die Bodenkavität weist einen Tunne-languss auf. Hier wurde das Umfeld des Formnests jedoch so gestaltet, dass durch ein Wechselstück die Anströmrichtung sowie die Anzahl der Anspritzpunkte variiert werden kann.

Kritisch für die Qualität des Gehäusebodens sind neben der Einhaltung enger Toleranzen vor allem die Exaktheit der Düsengeometrie und die Scharfkantigkeit der Dichtkante an den Ventilsitzen.

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Aus Entformungs-Geometriegründen musste die Innenkontur des wannenförmigen Gehäusebodens in die Auswerferseite eingearbeitet werden. Da praktisch alle waagerechten Innenflächen des Gehäuse-bodens als Funktionsflächen verwendet werden, waren die Möglichkeiten zum Anordnen der Auswer-fer sehr begrenzt. Ein innovatives Konzept mit extremen Auswerferpositionen versprach hier eine gute Lösung. Die maximale zulässige Verformung konnte aber erst nach nochmaliger Überarbeitung der Auswerfer unterschritten werden.

Abbildung 43: Rand einer Probedüse im Düsenplättchen

Nachdem in Vorversuchen an runden Düsenplättchen die Machbarkeit von kleinen Düsendurchmes-sern (Durchmesser 250 µm, 200 µm und 150 µm) untersucht worden war (Abbildung 43), wurden die als optimal bewerteten Werkzeug-Geometrieelemente analog am Werkzeugeinsatz für den Gehäuse-boden vorgesehen. Allerdings ließen sich die an den Düsenplättchen erzielten Ergebnisse nicht 1:1 auf das komplette Gehäuse mit zwei Düsen und weiteren Gestaltungsbereichen übertragen.Insbesondere bildete sich eine Fließnaht auf der angussabgewandten Seite einer der beiden Düsen. Dies führte zu einer Einfallstelle am Düsenrand und verschlechterte dadurch die Dichtwirkung erheblich. Auch die Oberfläche der Ventilsitze entsprach am Anfang nicht den Ergebnissen aus den Vorversuchen. Die Oechsler AG überarbeitete den Werkzeugeinsatz hinsichtlich der Düsenelemente, der Oberfläche, der Anspritzung und der Entlüftung mehrfach. In Kombination mit einer optimierten Prozessführung konnte dadurch schließlich eine optimale Düsenkontur erzielt werden (Abbildung 44).

Abbildung 44: Schlechte (links, mitte) und optimale (rechts) Düsenkontur


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Schwierigkeiten bei den Spritzgussversuchen bereitete die Tatsache, dass die Maschine aus verschie-denen Gründen nicht vollautomatisch betrieben wurde, sondern die Entnahme der Teile von Hand entnommen erfolgen musste. Hierdurch wurde das Erreichen konstanter Prozessbedingungen unmög-lich gemacht, so dass die Reproduzierbarkeit von Spritzparametern nur bedingt gegeben war.

3.1.4.4 Untersuchungen zum Dichtverhalten der Düsen im Gehäuseboden

Um die Kräfte zum Dichten eines Ventilsitzes zu erfassen, wurde zunächst eine theoretische Bewer-tung vorgenommen. Hierzu wurden die erforderlichen Mindestdichtkräfte für Düsennenndurchmesser von 0,1 bis 0,5 mm bestimmt.

Ausgehend von vorgegebener Düsengeometrie und Daten des Dichtungswerkstoffs wurden die erfor-derlichen Dichtkräfte mittels FEM berechnet. Dabei wurde angenommen, dass der Düsenrand parallel zur Dichtfläche liegt. Es wurde eine axialsymmetrische Berechnung durchgeführt. Die Berechnungen ergaben auffällig kleine Mindestkräfte, die überwiegend vom in der Düse anstehenden Luftdruck her-rührten.

Düsendurchmesser [mm] 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Mindestdichtkraft [N] 0,0174 0,0454 0,0854 0,138 0,203

Einsinktiefe [µm] 5,47 5,57 5,11 4,65 4,26

Verpressungskraft [N] 0,00505 0,00919 0,0126 0,0160 0,0188

Nenndurchfluss bei max. Öffnungshub

[l/min] 0,7741 3,09 6,85 11,8 17,2

Tabelle 5: Ergebnisse für die Düsendurchmesser 0,10,5 mm, Σ Rz = 5 µm, Druck 8 bar

Zu beachten ist, dass keinerlei Sicherheitsfaktoren berücksichtigt wurden. Daher sind diese Werte in Tabelle 5 die absoluten Mindestgrenzwerte. In Abbildung 45 ist der schematische Kraftanstieg beim Komprimieren der NBR-Dichtung, bzw. das Einsinken der Düse in das Dichtungspad dargestellt.

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Abbildung 45: Kraft-Weg-Kennlinie des Einsinkens des Düsenrands in den Dichtungswerkstoff

In Abbildung 46 ist der Spannungs- und Dehnungsaufbau im Gummipad dargestellt.

Abbildung 46: Spannungs- und Dehnungsaufbau im Dichtungspad

Wie zu erkennen ist, bilden sich keine kritischen Spannungen und Dehnungen.

Durch Messungen am Prüfstand konnten Dichtkräfte, Eindringtiefe, Öffnungsspalt und Luftdurchfluss gleichzeitig erfasst werden. Mit einem Linearversteller wird die Düse auf das Gummipad gefahren. Der Lasertriangulator misst permanent den Abstand zwischen Düse und Dichtsitz. Befindet sich ein Spalt zwischen Düse und Dichtsitz misst der Durchflusssensor den Durchfluss. Eine Kraftmessdose erfasst die Kräfte, die auf das Gummipad einwirken. Sobald der Durchfluss gegen null geht, erhält man die Dichtkraft für den Düsensitz. Durch den Lasertriangulator kann die Eindringtiefe ermittelt werden.


37

Abbildung 47: Prüfstand zur Messung von Dichtkräften und Eindringtiefe

Bei den Messungen standen zwei Düsendurchmesser zur Verfügung: 0,5 mm und 0,2 mm. Es wurde für die 0,5 mm Düse eine Schließkraft von 225 mN und eine Eindringtiefe von ca. 7 µm gemessen. Bei den 0,2 mm Düsen wurden Schließkräfte von 54 mN und Eindringtiefen von ca. 8 µm erfasst. Die Messergebnisse entsprechen annähernd den Rechenwerten.

Linearversteller Lasertriangulator Kraftmessdose Durchflusssensor

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3.1.5 Aufbau Ventilmuster

Die Ventilmuster wurden bei Festo im Mikrolabor mit einfachen Vorrichtungen unter dem Mikroskop aufgebaut. Diese Art des Aufbaus eignet sich natürlich nur für wenige Ventile. Für die Produktion von größeren Stückzahlen wird eine automatisierte Fertigung angestrebt, Konzepte dazu wurden im Pro-jekt untersucht.

Abbildung 48: Mikropiezoventil komplett aufgebaut

3.1.5.1 Aufbaukonzept für Ventilmuster

Für die Laborfertigung wurden Vorrichtungen konstruiert, die die Arbeit erleichtern oder erst möglich machen.

Zuerst wurden alle Teile im Ultraschallbad gereinigt. Die Düsen im Gehäuseboden wurden zu 100 % unter dem Mikroskop geprüft und schlechte Teile aussortiert. Die Gehäuse wurden mittels Laserbe-schriftung mit dem Firmenlogo und einer Seriennummer beschriftet. Für jedes Ventil wurde unter der Seriennummer jeder Aufbau und Prüfschritt dokumentiert. In einer Vorrichtung wurde die Ventilme-chanik montiert, danach in die Klebetasche der Epoxidkleber dosiert und der Piezobiegewandler ein-geklebt. Nach der Aushärtung folgt ein pneumatisch/elektrischer Prüfschritt. Der Gehäusedeckel wur-de bei den im Projekt aufgebauten Ventilen geklebt, die weiter unten beschriebene Laserschweißver-bindung wurde ohne Innenteile getestet.


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Abbildung 49: 5-fach Klebevorrichtung für das Mikropiezoventil

3.1.5.2 Laserdurchstrahlschweissen als Verbindungstechnik für Gehäusedeckel und -boden

Für die Gehäuseaufbautechnik muss der MID-Ventildeckel druckdicht mit dem Gehäuseboden ver-bunden werden. Untersucht wurde dafür eine Kunststofflaserschweißverbindung. Die Schwierigkeit dabei ist zum einen die geringe Wandstärke der Mikroventilgehäusung von 2 x 0.25 mm und zum an-deren die nicht vorhandene Schweißerfahrung bei Mikrokunststoffteilen.

Die Anforderungen an die Schweißverbindung sind Dichtheit, Berstdruck > 20 bar und besonders die Dauerfestigkeit unter schwellendem Innendruck von 10 bar bei mindestens 1 Million Lastwechsel.

Die Laserschweißversuche zeigten gute Ergebnisse bezüglich der Gehäusedichtheit, der Berstdruck lag bei bis zu 40 bar. Leider versagten alle Gehäuse in der Prüfung unter schwellendem Innendruck von 10 bar bei ca. 20.000 Lastwechseln. Die Untersuchung der Laserschweißnaht ergab Fehlstellen in Form von Lunkern und Glasfaseranhäufungen. Diese Fehler konnten auch durch mehrere Versuche mit unterschiedlichen Schweißparametern nicht behoben werden.

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Abbildung 50: Lunkerbildung in der Laserschweißnaht

Abbildung 51: Glasfaseranhäufung in der Laserschweißnaht

Aus diesen Versuchen resultierte eine komplette Änderung der Schweißnahtgeometrie, das Ventilver-suchswerkzeug wurde entsprechend geändert.


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Abbildung 52: Schliffbild Schweißverbindung

Mit den bei Festo geschweißten Gehäusen wurde eine Dauerlaufprüfung mit sehr guten Ergebnissen durchgeführt.

Parameter Gehäuse 1 Gehäuse 2 Gehäuse 390% 0,5s 8.751.200 8.751.200 2.469.52090% 0,3s 8.241.400 6.525.721 1.230.17070% 0,8s 10.159.000 10.159.000 7.488.980

Tabelle 6: Anzahl Lastspiele im Dauerlauf bei verschiedenen Schweißparametern

Die Schweißverbindung erfüllt alle o.g. Anforderungen. Die Dauerschwellfestigkeit wurde bis 10 Mio. Lastspiele getestet, danach wurde der Test abgebrochen.

3.1.6 Funktionsprüfung Ventilmuster

Alle Aufbauschritte des Mikropiezoventils wurden im Mikrolabor mit einer Messvorrichtung geprüft, auf der folgende Parameter erfasst wurden:

• die Dichtheit des P-Sitzes bei 10 bar Versorgungsdruck und der Durchfluss am R-Sitz

• die Dichtheit des R-Sitzes bei 2bar Versorgungsdruck und der Durchfluss am P-Sitz bei mecha-nisch und bei elektrisch betätigtem Mikroventil

• der Ventilhub

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Abbildung 53: Aufbau zur Messung des Ventilhubes

Mit Hilfe von 5-fach Dauerlaufvorrichtungen wurden z.B. die Laserschweißverbindungen getestet.

Abbildung 54: 5-fach Dauerlaufvorrichtung für das Mikropiezoventil

Mikroventil

Druckanschluss

Kraftmessdose


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3.1.7 Weitere Optionen für das Mikroventil

3.1.7.1 Druckmessung in der Ventilkavität

Innerhalb dieses Kapitels sollen zwei verschiedene Möglichkeiten aufgezeigt werden, den Druck in der Ventilkavität zu bestimmen.

3.1.7.1.1 Druckmessung mit integriertem MID-Drucksensor

Aufgrund der hohen Gestaltungsfreiheit der MID-Technologien ist es möglich, einen Drucksensor ba-sierend auf MID-Bauteilen aufzubauen. In Abbildung 55 ist schematisch ein möglicher Aufbau eines solchen MID-Drucksensors gezeigt. Der Sensor besteht aus einem MID-Bauteil, auf das vier Elektro-den aufgebracht sind. Die Elektroden bilden zusammen mit der Membran jeweils ein Referenzkapazi-tät und eine Messkapazität. Der Abstand von Membran und Elektroden und somit die Größe der Kapa-zitäten kann durch einen eingelegten bzw. angespritzten Distanzring erfolgen. Durch einen Deckel und zusätzliche Dichtungen kann die Membran fixiert und der Aufbau gekapselt werden. Bei Beaufschla-gung des Sensors mit Druck wölbt sich die Membran. Dadurch ändern sich die Kapazitäten. Diese Kapazitätsänderungen können über eine entsprechende Schaltung (Differential Kapazitäts zu Span-nungs Konverter z. B. in Form eines ASIC) gemessen und in ein äquivalentes Spannungssignal ge-wandelt werden.

Die Vorteile dieses Sensorkonzeptes liegen zum einen in der Möglichkeit den Sensor platzsparend mit in das Gehäuse des Ventils zu integrieren. Zum anderen kann das MID-Bauteil auch weitere Funktio-nen (z.B. tragen zusätzlicher Schaltungen) übernehmen.

Um die Funktionsweise eines solchen kapazitiven Drucksensors zu demonstrieren wurde ein De-monstrator-Sensor ausgelegt, konstruiert und aufgebaut. Der Aufbau ist schematisch in Abbildung 56 gezeigt.

Abbildung 55: Schema MID-Drucksensor Abbildung 56: Explosions-Zeichnung Demonstra-tor-Sensor

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Die Elektrodenstruktur des Demonstrator-Sensors wurde auf einer Leiterplatte realisiert. Die Druckbe-aufschlagung kann wahlweise durch ein zentrales Loch im Deckel oder Boden erfolgen. Der Dichtring zischen der Bodenplatte und der Leiterplatte verhindert eine ungewollte Leckage. Der Aufbau ist so konzipiert, dass verschiedene Distanzscheiben verschiedener Dicke (10-200 µm) verwendet werden können und so verschiedene Spaltabstände zwischen Elektroden und Membran realisiert werden kön-nen. Des Weiteren kann die Dicke der Membran (10-500 µm) variiert werden und so die Empfindlich-keit bzw. der Nennmessbereich des Sensors eingestellt werden. Durch Verwendung verschiedener Deckelplatten können unterschiedliche Membraneinspannungen realisiert werden. Abbildung 57 zeigt ein Foto des aufgebauten Demonstrator-Sensors. In Abbildung 58 ist gezeigt wie die Mess- und Refe-renzkapazität aus den vier Elektroden und der Membran gebildet wird.

Um die Durchbiegung der Membran elektronisch detektieren zu können, wurde eine Ausleseschaltung entwickelt und aufgebaut, die die Kapazitätsdifferenzen zwischen dem Mess- und Referenzkondensa-tor in ein elektrisches Spannungssignal wandelt. Abbildung 59 zeigt vereinfacht das Funktionsprinzip der Schaltung.

Abbildung 60 zeigt den schematischen Aufbau eines Druckmessplatzes zum Vermessen des Sensors. Über das 3/2 Wegeventil wird der Druckbehälter langsam über das Drosselventil gefüllt. Der am Drucksensor anliegende Druck kann durch den Referenzsensor bestimmt werden Als Referenzdruck-sensor wurde ein Druckaufnehmer der Firma WIKA Tronic Line (Transmitter 0..16 bar) verwendet. Über eine A/D-Wandlerkarte können die Ausgangsignale von Drucksensor und Referenzsensor am PC eingelesen und ausgewertet werden.

Abbildung 57: Foto des Demonstrator-Sensors Abbildung 58: Bildung der Mess- und Referenzkapazität


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Abbildung 59: Schematische Darstellung der Aus-werteelektronik

Abbildung 60: Schematische Darstellung des Ver-suchsstands

In Abbildung 61 ist der schematische Aufbau des Drucksensors der 1. Versuchsanordnung gezeigt. Bei dieser Anordnung wurde die Membran zwischen einem Dichtring und dem Distanzring einge-spannt. Abbildung 62 zeigt die Messergebnisse dieser Versuchsanordnung für eine 400 µm dicke Membran und einen Spaltabstand von 20 µm. Wie deutlich zu erkennen ist kommt es bei dieser Konfi-gurationen in einem Druckbereich bis 8 bar zu einer Hysterese von bis zu 35 mV (8,3%).

Abbildung 61: Schematischer Aufbau der 1. Versuchsanordnung

Abbildung 62: Messergebnisse der 1. Versuchsanordnung

In Abbildung 63 ist der schematische Aufbau des Drucksensors der 2. Versuchsanordnung gezeigt. Bei dieser Anordnung wurde die Membran zwischen der Deckelplatte und dem Distanzring einge-spannt. Abbildung 64 zeigt die Messergebnisse dieser Versuchsanordnung für eine 200 µm dicke Membran und einen Spaltabstand von 20µm. Wie deutlich zu erkennen ist kommt es bei dieser Konfi-gurationen in einem Druckbereich bis zu 2 bar zu keiner Hysterese, jedoch kann aufgrund fehlender Dichtelemente bei dieser Konfiguration eine Leckage im Drucksensor auftreten.

-0,45

-0,3

-0,15

0

0 2 4 6 8Druck [bar]

Aus

gang

ssig

nal [

V]

Druckanstieg

Druckabfall

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Abbildung 63: Schematischer Aufbau der 2. Versuchsanordnung

Abbildung 64: Messergebnisse der 2. Versuchsanordnung

Die Ergebnisse dieser beiden Untersuchungen zeigen, dass es möglich ist den Druck mit einem sol-chen kapazitiven Drucksensor basierend auf der MID-Technik zu bestimmen, insbesondere sofern lediglich zwischen zwei diskreten Druckniveaus unterschieden werden muss.

3.1.7.1.2 Druckmessung mit integriertem Drucksensor-Nacktchip

Zur Druckmessung in der Ventilkavität wurde ein Drucksensor-Nacktchip auf einem MID-Substrat als Demonstrator aufgebaut. Abbildung 65 zeigt die notwendigen Arbeitsschritte zur Herstellung und Veri-fikation eines Demonstrators. Als Substrate werden komplett außenstromlos metallisierte (Cu/NiP/Au) Plättchen aus LCP Vectra E820i Pd verwendet. Die Strukturierung erfolgte durch selektive Laserablati-on der kompletten Metallschicht mit einem UV-Laser (355 nm). Die Druckzuführung wurde durch eine anschließend eingebrachte Bohrung (Durchmesser 0,8mm) realisiert. Beim anschließenden Die-Bonden des Drucksensor-Nacktchips ist darauf zu achten, dass sowohl mechanische Spannungen durch eine Druckbeaufschlagung als auch thermische Spannungen durch unterschiedliche Ausdeh-nungskoeffizienten zwischen Substrat und Chip in den Chip eingebracht werden können. Bei den ver-wendeten piezoresistiven Drucksensorchips kann dies zu Verfälschungen der Messergebnisses füh-ren. Daher wurde zum Aufkleben der Chips ein Low Stress-Klebstoff (Semicosil 989 1/K der Firma Wacker; Klebstoffschichtdicke ca. 50 100 µm) eingesetzt. Durch die elastische Klebstoffschicht kön-nen entstehende mechanischen oder thermische Spannungen drastisch reduziert werden. Die Dis-pensstrategie zu Aufbringen des Klebstoffes auf das MID-Substrat wurde anhand von Testchips aus Messing optimiert (Abbildung 66). Nach dem Aushärten des Klebstoffs (6h bei 100°C) beträgt der Ab-stand Chip-Substrat etwa 80 µm. Die elektrische Kontaktierung des Chips wurde mittels Wedge-Wedge-US-Drahtbonden durchgeführt (AlSi1 Draht, Durchmesser von 33 µm). Die Zugkraft liegt bei 12,3 +/- 0,8 cN, Lift-offs wurden nicht beobachtet.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0 1 2 3Druck [bar]

Aus

gang

ssig

nal [

V]

DruckanstiegDruckabfall


47

Abbildung 65: Arbeitsschritte zur Herstellung des Demonstrators

Abbildung 66: Aufgeklebter Testchip aus Messing

Abbildung 67 veranschaulicht nochmals die einzelnen Stadien zur Herstellung des Demonstrators. Abbildung 68 zeigt ein Foto des aufgeklebten und drahtgebondeten Drucksensorchips auf dem MID-Substrat.

Abbildung 67: MID-Substrat in den verschiedenen Bearbeitungsphasen

Abbildung 68: Gebondeter Drucksensorchip auf MID-Substrat

Zur Druckmessung wurden die aufgebauten piezoresistiven Drucksensoren in eine geeignete Aufnah-me eingespannt (Abbildung 69) und über den in Abbildung 70 schematisch gezeigten Druckprüfstand langsam mit Druck beaufschlagt (5 bar/min). Als Referenzdrucksensor wurde ein Druckaufnehmer der Firma WIKA Tronic Line (Transmitter 0..16 bar) verwendet.

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Abbildung 69: Aufnahme für aufgebauten Drucksensor

Abbildung 70: Schema Druckprüfstand

Abbildung 71 und Abbildung 72 zeigt das Ausgangssignal zweier Sensoren auf MID-Substraten bei verschiedenen Drücken (0..5bar) und Temperaturen (-10..65°C). Deutlich erkennbar ist ein lineares Ausgangssignal in Abhängigkeit des Drucks. Bedingt durch die Temperaturänderung ändert sich so-wohl die Empfindlichkeit als auch der Offset der Sensoren. Diese Änderungen sind bedingt durch den temperaturabhängige Leitfähigkeit der piezoresistiven Widerstände und stimmen mit den Herstelleran-gaben überein. In Tabelle 7 sind die gemessen Werte den Herstellerangaben gegenübergestellt. Der-artige Änderungen können durch eine geeignete Temperaturkompensation korrigiert werden.

-0,02

-0,01

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0 2 4 6Druck [bar]

Sig

nal [

V]

-10.0°C4.7°C19.6°C35.8°C50.0°C64.7°C

-0,02

-0,01

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0 2 4 6Druck [bar]

Sig

anl [

V]

-9.0 °C0.2 °C9.8 °C23.1 °C30.0 °C44.1 °C49.0 °C59.4 °C

Abbildung 71: Druckkennline Sensor 1 auf MID-Substrat

Abbildung 72: Druckkennline Sensor 2 auf MID-Substrat


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Hersteller Gemessen

Empfindlichkeit bei Raumtemperatur 13 mV/V 15,6 ± 0,1 mV/V

Linearität <0.1% <0.02%

Hysterese <0.1% <0.1%

Offset +/- 6,5 mV/V +/- 2,5 ± 0,3 mV/V

Tabelle 7: Vergleich von Herstellerangaben und Messwerten

In weiteren Versuchen wurde der Drucksensorchip mit einem Glob-Top (Semicosil 989 1/K; E-Modul ca. 3 MPa ) versehen (Abbildung 73). Abbildung 74 zeigt das Ausgangssignal des Sensors vor und nach dem Aufbringen des Glob-Tops bei verschiedenen Temperaturen. Wie aus dem Diagramm zu erkennen ist, wird das Ausgangssignal des Sensors nur leicht durch den Einfluss des Glob-Tops ver-ändert.

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0 2 4 6Druck [bar]

Sig

nal [

V]

-9,8°C GT-8,5°C23,5°C GT23,7°C64,7 GT64,7°C

Abbildung 73: Aufgebauter Sensorchip mit Glob-Top

Abbildung 74: Druckkennline mit und ohne Glob-Top

Untersuchungen zum Berstdruck konnten aufgrund des Prüfaufbaus nur bis 25 bar durchgeführt wer-den. Bis zu diesem Druck konnte keine Beschädigung an den aufgebauten Sensoren festgestellt wer-den.

Die Untersuchungen zeigen, dass piezoresistive Drucksensornacktchips auf MID-Substraten aufge-baut werden können und dass sich derartig aufgebaute Sensoren zur Messung des Drucks in der Ven-tilkavität eigenen.

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3.1.7.2 Stellungsanzeige für das Mikroventilsystem

Um die Schaltstellung des Ventils zu bestimmen wurden zunächst mehre Konzepte basierend auf ver-schiedenen Messprinzipien entwickelt.

So kann die Schaltstellung des Piezobiegewandlers beispielsweise kapazitiv über den Abstand zweier Elektroden zueinander bestimmt werden, wobei eine Elektrode auf dem Gehäuse und die andere E-lektrode auf dem Piezobiegewandler aufgebracht ist.

Des Weiteren kann aber auch induktiv die Verkippung oder der Abstand zwischen zwei Flachspulen gemessen werden die in ähnlicher Weise aufgebracht sind, wie die Elektroden beim kapazitiven Messprinzip.

Optisch könnte eine Schaltstellung beispielsweise durch eine Lichtschranke detektiert werden, wobei der Lichtstrahl durch den Piezobiegewandler unterbrochen und freigegeben wird.

In einer Bewertung der Konzepte hinsichtlich der Realisierbarkeit wurde eine Impedanzmessung am Piezobiegewandler zur Ermittlung der Schaltstellung favorisiert.

Die Impedanzmessungen wurden mit dem Impedance / Gain-Phase-Analyzer HP 4194 A der Firma Hewlett-Packard durchgeführt. Dem Messprinzip liegt eine Vierleitermessung zugrunde. Bei der Mes-sung wird der Strom Imess eingeprägt wie in Abbildung 75 schematisch gezeigt. Die Impedanz ZPiezo wird gemessen und getrennt nach Betrag Z und Phase φ angezeigt. Wobei gilt:

ϕjPiezoPiezo eZ

IUZ ⋅==

Die Piezobiegewandler wurden mit und ohne einer überlagerten Gleichspannung U= = 30 V (BIAS) gemessen. Dies entspricht dem geschalteten bzw. nicht geschaltetem Zustand. Die Messergebnisse eines Sensors sind in Abbildung 76, Abbildung 77 und Tabelle 8 dargestellt.

ImessZPiezo

RK

RK

RK

RK

U

I

U=

Abbildung 75: Schematischer Schaltungsaufbau


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Abbildung 76: Biegewandler bei 0 Volt, f = 1,6-1,9 kHz

Abbildung 77: Biegewandler bei 30 Volt, f = 1,6-1,9 kHz

Überlagerte Gleichspannung 0 Volt 30 Volt

Resonanzfrequenz 1885,750 Hz 1885,000 Hz

Betrag Max. 2,66 kΩ 2,32 kΩ

Betrag Min. 2,43 kΩ 1,9 kΩ

Phase bei Resonanzfrequenz -20,5° -41,6°

Phasensprung

(Bandbreite)

-18°...-22,8°

(30 Hz)

-36°...--47°

(45 Hz)

Tabelle 8: Messergebnisse der Impedanzmessung

Wie in der Tabelle und den Abbildungen zu erkennen ist wurde bei 0 V Gleichspannung eine Reso-nanzfrequenz f = 1885,750 Hz gemessen bei einem maximalen Widerstand von 2,66 kΩ, bei 30 V ergab sich eine leichte Verschiebung auf f = 1885,000 Hz und 2,32 kΩ. Der Phasensprung beträgt bei 0 V 4,8°, die Phasensteilheit 0,16°/Hz und bei 30 V ergibt sich ein Phasensprung von 11° mit der Pha-sensteilheit 0,24°/Hz. Die Phase im Resonanzpunkt beträgt 20,5° für 0V und 41,6° für 30V. Die Güte kann im Fall 0 V mit Q = 63 und im Fall 30 V mit Q = 42 angegeben werden. Die Ergebnisse zeigen, dass ein deutlicher Unterschied zwischen dem geschalteten und nicht geschalteten Zustand z. B. an-hand des Phasensprunges zu erkennen ist.

Die Ergebnisse zeigen, dass die Schaltstellung des Piezobiegewandlers durch eine Impedanzmessung auf einfache Art bestimmt werden kann.

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3.1.7.3 Konzept für Ölresistenz des Mikroventils und Strömungsberechnungen

Mikroventilsysteme reagieren sehr empfindlich auf Öleintrag durch die pneumatische Versorgungslei-tung. Dieser Öleintrag kann nicht immer vermieden werden, da in vielen Betrieben mit geölter Druckluft gearbeitet wird. Selbst sogenannte ölfreie Kompressoren zur Drucklufterzeugung verwenden kleine Mengen Schmieröle, die sich dann in das Druckluftnetz verschleppen können.

Ziel dieses Arbeitspaketes war deshalb, ein Konzept zu finden, das es dem Mikroventil erlaubt, kleine Ölmengen in der Druckluft ohne Funktionsstörung zu verdauen.

Das Kriechverhalten von 5 in der Pneumatik häufig verwendeten Ölen wurde auf Oberflächen eines Probekörpers aus Kunststoff mit unterschiedlicher Rauheit untersucht. Die im Mikroventil eingesetzten Werkstoffe wurden getestet.

Folgende Erkenntnisse wurden gewonnen:

• Je rauer die Oberfläche ist, umso besser ist die Verteilung eines Öltropfens innerhalb von 18 Stunden.

• Die Verteilung des Öls auf der Fläche erfolgt in der Vorzugsrichtung der Struktur.

• Öl kriecht in Kanten und Ecken schneller, scharfe glatte Spitzen verhindern die Ausbreitung des Ölfilms.

• Tendenziell ergibt sich eine bessere Ausbreitung des Ölfilms bei Proben mit hohem Glasfa-seranteil.

• Nicht eingefärbte Proben zeigen eine bessere Verteilung des Ölfilms als schwarz eingefärbte Proben. Rußpartikel sowie Additive können hierfür verantwortlich sein.

Daraus wurde ein Konzept für das Mikroventil entwickelt, es basiert auf unterschiedlichen Oberflächen-rauheiten und Strukturen im Mikroventilgehäuse. Diese Strukturen sind so ausgelegt, dass Öl von ge-fährdeten Bereichen im Ventil ferngehalten wird. Gleichzeitig wird eine Struktur eingebracht, die das Öl durch das untersuchte Kriechverhalten im Ventil zum Entlüftungsanschluss transportiert. Das Öl wird dort beim Schalten durch die Strömung mitgerissen und somit aus dem Ventilgehäuse entfernt.

Abbildung 78: Oberflächenstruktur transportiert Öl vom Druck- zum Entlüftungsanschluss


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Um eine genauere Vorstellung der Strömungsverhältnisse im Mikroventil zu bekommen, wurden Strö-mungssimulationen mit dem CFD-Programm CFX-5 durchgeführt.

Abbildung 79: Simulierter Strömungsraum des Mikroventils.

Für eine Druckdifferenz von 6 bar zwischen den Arbeitsanschlüssen und dem R-Anschluss (Entlüf-tungsvorgang) wurde für Luft bei einer Temperatur von 293K ein Volumenstrom von 2 l/min berechnet. Dieses Ergebnis wurde unter Berücksichtigung von Turbulenz berechnet und entsprach den Erwartun-gen.

In Abbildung 80 sind an den Arbeitsanschlüssen beginnende Stromlinien, deren Farbe der Geschwin-digkeit der Strömung entspricht, dargestellt. Die Stromlinien zeigen den Weg, den ein an dieser Stelle eingebrachtes Teilchen aufgrund der Strömungsverhältnisse im Mikroventil nehmen würde. Das zuvor vorgestellte Konzept zur Entfernung von Öl, kann durch die Ergebnisse der Strömungsberechnung bestätigt werden.

Abbildung 80: Stromlinien im Mikroventil (Farbe entspricht der Strömungsgeschwindigkeit).

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3.1.8 Konzept zur automatisierten Fertigung

Bei einer Serienfertigung eines auf Grundlage der Forschungsergebnisse zu entwickelnden Produktes ist insbesondere die Handhabung der kleinen, relativ empfindlichen Teile zu betrachten. Wenn ein Einlegeteil verwendet werden muss, so muss dies nicht nur aus Kostengründen, sondern auch aus Gründen der Prozessführung unbedingt automatisch erfolgen. Hier bietet sich aufgrund der kompakten Abmessungen und des Prozessflusses in der Weiterbearbeitung an, metallische Einlegeteile am Band anzuliefern und erst beim Spritzvorgang freizustanzen. Möglicherweise ist es sogar noch sinnvoller das Stanzband der Einlegeteile an den Spritzguss-Gehäusen zu belassen, um die dort befindlichen Index-bohrungen und den Zusammenhang der Teile für weitere Prozessschritte zu nutzen (z.B. Reel-to-Reel-Verarbeitung, Vereinzeln der fertig montierten Ventile).

Dies vereinfacht wesentlich das Handling bei den weiterführenden Montageprozessen. Für die Weiter-verarbeitung / den Transport wurde ein Streifenhandling in Magazinen festgelegt. Die Modifikation des Versuchsspritzgusswerkzeugs für das Umspritzen am Stanzband wurde von der Fa. Oechsler unter-sucht. Die Modifikation ist möglich, wird aber im Rahmen des Forschungsprojektes aus Kostengrün-den nicht durchgeführt.

Die Kosten werden außer der eigentlichen Handling-Anlage im wesentlichen von der erforderlichen Modifikation der eingesetzten Spritzgussmaschine bestimmt. Über eine Erweiterung der Schutzvorrich-tung um den Werkzeugeinbauraum wegen der Aufnahme des Magazinhandlings wäre durch den zu-sätzlichen Platzbedarf eine Veränderung des Hallenlayouts erforderlich, was für die Forschungsphase aus Kostengründen verworfen wurde. Bei einer späteren Serienproduktion von aus dem Prototypen-ventil hervorgehenden Produkten ist dies jedoch problemlos möglich.


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3.2 Potential der 2K-MID-Technologie für Anwendungen in der Industrie-pneumatik am Beispiel eines Test-MID

3.2.1 Konstruktion Test-MID

Das Test-MID zeichnet sich durch mehrere Struktur- und Bestückungsebenen mit einer Wandstärke von 0,3 mm aus. Durch angespritzte Flachstecker und Pinkontakte sollte die elektrische Kontaktierung erfolgen. Auf dem Test-MID sind verschiedene Leiterbahnbreiten von 0,3 mm bis 0,8 mm mit Leiter-bahnabständen zwischen 0,3 mm und 0,8 mm bei einer maximalen Fließweglänge von 40 mm vorge-sehen. Weiterhin sind verschiedene elektrische Durchkontaktierungen vorgesehen. Abbildung 81 zeigt schematisch den Vor- und Fertigspritzling des Test-MID in 2K-MID-Technik.

Das 2K-MID mit Testschaltung war auf eine anschließende Bestückung mit SMD-Bauelementen und Nacktchips der Ober- und Unterseite ausgelegt. Folgende Bauteile wurden vorgesehen:

SMD-Bauelemente:

4 x SOT 23-5 UND-Gatter

4 x 0805 SMD-LED (rot)

4 x 1206 SMD Widerstand

3 x 0603 SMD Widerstand

7 x 0402 oder 0603 SMD Widerstand

Nacktchips:

2 x Flip Chip 9 x 3 mm² mit Pitch 1,27 mm (2 x 8 Bumps, 0 Ohmbrücke)

4 x Chip zum Drahtbonden 2 x 2 mm² (4 x 5 Bondpads)

Die Kontaktierung des Test-MIDs sollte über Steckerbuchsen und Crimp-Kontakte erfolgen.

2 x Flachstecker 2,8

1 x Miniaturstecker 2-polig M22

1 x Miniaturstecker 3-polig M30

Wie in den folgenden Kapiteln dargestellt, war das Test-MID nach dem Spritzgießen mit den für die AVT vorgesehenen Werkstoffen trotz umfangreicher Optimierungsversuche nicht komplett gefüllt, so dass auf dem Test-MID keine Bauteile aufgebaut werden konnten.

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Abbildung 81: Test-MID in 2K-MID-Technik

3.2.2 Spritzgießwerkzeug

Vorgabe für die Konstruktion des Zweikomponentenwerkzeugs war ein einfacher Aufbau und die Mög-lichkeit zu umfassender Parametervariation. Daher werden zwei Formeinsätze für Vor- und Umspritz-ling in den identischen Formaufbau eingesetzt. Das Werkzeug ist demzufolge für manuelles Umsetzen konzipiert. Aufgabe im Forschungsprojekt war nicht, ein automatisiertes Werkzeugkonzept zu erarbei-ten. In einem Formnest wird die benötigte Anzahl Spritzlinge des ersten Materials (Leiterbahnen und Kontakte mit Verbindungsgitter) gespritzt, anschließend wird das Werkzeug umgebaut, die Vorspritz-linge eingesetzt und mit dem zweiten vorgesehenen Material umspritzt.

Die Werkzeugkavitäten wurden mit konventionellen Verfahren (Draht- und Senkerosion ohne Mikroge-neratoren, Fräsen, Schleifen) hergestellt, um die Grenzen dieser Technologien zu erkunden. Auf LIGA- und ähnliche Technologien wurde in diesem Stadium bewusst verzichtet. Versuche, das Leiterbild über aus Gerber-Daten des Layouts einfach zu gewinnende Filme zu ätzen führten nicht zum gewünschten Erfolg, da die Kanten der Vertiefungen im Werkzeug nicht scharf genug ausgeprägt wurden. Dies hätte eine unpräzise Kontur der reliefartig vorstehenden Leiterbahnen auf dem Vorspritzling und damit eine hohe Wahrscheinlichkeit von Überspritzungen ergeben. Deswegen wurden die Leiterbahngeometrien mittels der aufwändigeren herkömmlichen Methoden ins Werkzeug eingebracht.

3.2.3 Spritzgießen

Beim Spritzgießen des 2-Komponenten-Probeteils mit der ersten Komponente (LCP Vectra E820iPd mit integrierter Palladiumdotierung) lag die besondere Herausforderung im zuverlässigen Füllen der angussfernen Bereiche. Hierzu war die volle Nutzung der Fließfähigkeit des Kunststoffmaterials erfor-derlich. Aus diesem Grund fiel die Entscheidung, mit extrem hohen Werkzeug- und Massetemperatu-ren zu arbeiten. Als Werkzeugtemperatur wurde 145°C gewählt, eine Temperatur, die gerade noch mit Wassertemperierung zu realisieren ist. Die Massetemperatur wurde insbesondere im düsennahen Bereich des Zylinders ebenfalls extrem hoch eingestellt. Im Verlauf der Versuche erwies sich, dass die


57

Masse trotz der hohen Temperatur am letzten Heizband in der Düse wieder um einiges abkühlte. Bei einer Einstellung, die am Düsenausgang eine ausreichend hohe Massetemperatur sicherstellte, traten aufgrund der dann erforderlichen Temperaturen am düsennahen Heizband bereits Zersetzungser-scheinungen des Kunststoffs auf, die in Form von bräunlichen Schlieren auf dem Spritzteil sichtbar wurden. Eine speziell überarbeitete Düse schaffte hier Abhilfe und stellte schädigungsfreies Spritzen sicher.

Abbildung 82: Temperaturprofil in Zylinder und Düse

Trotz des dadurch erreichten guten Einströmens in die Kavität bei niedriger Viskosität ohne Material-schädigung führte die dünne Wandstärke bei den vorgegebenen Werkzeugwandtemperaturen zu ei-nem Einfrieren und Verhungern des Materials vor vollständiger Füllung der Kavität. Es zeigte sich, dass eine maschinentechnische Grenze bestimmend ist: Die geringe Wandstärke und der bei LCP aufgrund der nötigen Scherung erforderliche kleine Angussquerschnitt führt zu einem spezifischen Einspritzdruck von bis zu 2600 bar. Die Zuhaltekraft lastet das Hydraulikaggregat üblicher Spritzguss-maschinen so aus, dass die mögliche Einspritzgeschwindigkeit stark absinkt. Während des zu lang-samen Einspritzvorgangs kühlt das Material bereits so stark an den Werkzeugwänden ab, dass es erstarrt, bevor die Kavität gefüllt ist. Abhilfe schaffte der Übergang zu einer Maschine mit hydrauli-schem Akkumulator, bei dem die Schließeinheit und die Einspritzeinheit von getrennten Druckspei-chern versorgt werden. Mit diesen Maschinen konnte der Vorspritzling zuverlässig gefüllt werden.

Eine weitere Schwierigkeit beim Spritzen des ersten Schusses war das Entformen der angeformten Steckerstifte. Aus Kontaktgründen mussten die runden und quadratischen Stifte (Durchmesser 0,57 mm bzw. Kantenlänge 0,64 mm) bei einer Länge von 5 mm ohne Entformungsschräge, abgese-hen von einer Einführfase, ausgebildet werden. Dies führte dazu, dass die Stifte bei den Spritzversu-chen häufig abrissen. Abhilfe könnte über das Anbringen von Auswerfern auf der Spitze der Stifte ge-schaffen werden. Diese Auswerfer müssten jedoch aufgrund der Fase sehr dünn sein (ca. 0,3 mm). Beim Versuchswerkzeug wurde auf die zusätzliche Auswerfermimik verzichtet, nachdem das zugrun-deliegende Problem erkannt war. Zudem kann nicht ausgeschlossen werden, dass die Stifte beim

020406080

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Auswerfen abknicken. Nachdem auch die Biegefestigkeit der Kunststoffstifte nicht den im Gebrauch auftretenden Belastungen entspricht, sollte von einem Einsatz solch dünner Kunststoff-Steckerstifte in einem Serienprodukt abgesehen werden.

Etwas anders gelagert waren die Schwierigkeiten beim Fertigen des Umspritzlings. Die auch hier auf-tretenden Grenzen der Fließfähigkeit konnten aufgrund der Erfahrungen aus der Herstellung des Vorspritzlings in relativ kurzer Zeit gemeistert werden. Allerdings führte das Umspritzen zu Beschädi-gungen des Vorspritzlings. Zum einen ist das Werkzeug für den zweiten Schuss aus Kostengründen als möglichst glatte Platte mit wenigen Konturen ausgebildet. Die Fixierung des Vorspritzlings während des Umspritzens erfolgt, abgesehen von den Stiften für die Durchkontaktierungen, ausschließlich über Reibschluss und die Zuhaltekraft des Werkzeugs. Eine formschlüssige Abstützung insbesondere der langen Leiterbahnbereiche ist nicht vorgesehen. Dies führte dazu, dass Teilbereiche des Vorspritzlings aufgrund der hohen Spritzdrücke beim Umspritzen verformt wurden, so dass die erstrebte Endgeomet-rie nicht erreicht werden konnte (Abbildung 83). Abhilfe könnte eine partielle Überhöhung der Leiter-bahnen auf der Teileoberfläche, mithin das Einbringen von Vertiefungen in die Werkzeugkavität sein, um die Leiterbahnen formschlüssig zu verankern.

Abbildung 83: 2K-Probeteil mit beschädigtem Vorspritzling (Leiterbahnen rechts unten)

Ein weiterer Sachverhalt, der die Beschädigung des Vorspritzlings beim Umspritzen begünstigte, war die Wahl von LCP Vectra E130i für den zweiten Schuss. Die extrem hohe Verarbeitungstemperatur zum Erzielen der gewünschten niedrigen Viskosität führt dazu, dass der Vorspritzling etwas erweicht und dadurch für Verformungen anfälliger wird. Auch Versuche mit speziell niederviskos modifizierten Flüssigkristallpolymeren führten nicht zum Erfolg.

Abhilfe schaffte der Einsatz von Polyolefinen für den Umspritzling. Diese Materialgruppe ist noch fließ-fähiger als LCP, weist aber eine wesentlich geringere Verarbeitungstemperatur auf. Dies hat einen mehrfachen Effekt: Der erforderliche Einspritzdruck und dadurch die Belastung auf den Vorspritzling wird deutlich geringer, während der Vorspritzling selbst aufgrund der niedrigeren Masse- und Werk-zeugtemperaturen deutlich stabiler bleibt. Mit der Kombination aus LCP für den metallisierbaren, ers-ten Schuss und einem Polyolefin für den zweiten Schuss wurden hervorragende Ergebnisse erzielt.


59

Der Nachteil von Polyolefinen für die MID-Technik, ihre fehlende Temperaturfestigkeit, kann durch Behandeln mit Beta- oder Gammastrahlen soweit ausgeglichen werden, so dass die Beständigkeit für einen gängigen Lötprozess ausreicht. Auch die Selektivität beim Metallisieren bleibt mit Polyolefinen ausreichend erhalten.

3.2.4 Metallisierung

Bei der 2K-MID-Technologie erfolgt die selektive außenstromlose Metallisierung nach einer geeigneten chemischen Vorbehandlung. Bei der Werkstoffkombination LCP Vectra E130i / LCP Vectra E820iPd erfolgt durch eine alkalische Vorbehandlung eine Aufrauung der metallisierbaren Komponente und weiterhin eine Freilegung des im Werkstoff in Spuren enthaltenen Katalysators. Die Aufrauung be-werkstelligt eine gute Haftfestigkeit der nachfolgend abgeschiedenen Metallschicht und durch die Frei-legung des Katalysators in einer Werkstoffkomponente wird das Anspringen der Startmetallisierung ermöglicht. Als Gesamtschichtsystem dient ein Schichtstapel aus chemisch Kupfer (ca. 5 µm), che-misch Nickel (ca. 5 µm) und Tauchgold (ca. 0,1 µm).

In Vorversuchen wurde untersucht, inwieweit eine sichere Metallabscheidung auf dem Vorspritzling aus LCP Vectra E820iPd gegeben ist. Dies war insbesondere notwendig da es nicht sichergestellt war, dass durch die zur vollständigen Füllung der sehr filigranen Strukturen recht drastischen notwendigen Spritzparameter zu einer zufriedenstellenden Metallisierung führen. Abbildung 84 zeigt den Vorspritz-ling nach chemisch Kupfer.

Abbildung 84: Vorspritzling aus LCP Vectra E820iPd nach chemisch Kupfer

Wie bereits erläutert, konnte kein vollständig gefülltes 2K-Test-MID erhalten werden. Einzelne Struk-turdetails sind jedoch sehr schön ausgebildet und selektiv metallisiert, wie man in Abbildung 85 und Abbildung 86 erkennen kann. Dargestellt ist das 2K-Test-MID nach chemisch Kupfer.

IMSIP

60

Abbildung 85: Selektiv metallisierte Pads zum Aufbau von Nacktchips

Abbildung 86: Selektiv metallisierte Durchkontaktierungen und Leiterbahnen

In Abbildung 87 ist ein Ausschnitt eines Test-MID aus der Werkstoffkombination LCP Vectra E820iPd/Polyolefin dargestellt. Die Selektivität der Metallisierung ist sehr gut.

Abbildung 87: Pads auf 2K-Test-MID (LCP Vectra E820iPd/Polyolefin) nach chemisch Kupfer, che-misch Nickel und Tauchgold


61

3.3 Ventil mit elektrostatischem Antrieb in MID-Technik

Das elektrostatisch betriebene Ventil besteht aus drei MID-Bauteilen, zwei Gehäuseteilen und einem Aktor, sowie einer Feder und zwei Dichtungen. Im Gehäusedeckel sind die pneumatischen Anschlüsse sowie die Lagerung des Aktors angeordnet. Im Grundzustand ist der Druckluftanschluss verschlossen und der Abluftanschluss geöffnet. Durch Anlegen einer elektrischen Spannung wird zwischen den kammförmigen Elektroden ein elektrisches Feld gebildet, dass eine anziehende Kraft erzeugt, welche den Aktor im Lager dreht, die Feder vorspannt und den Druckluftanschluss öffnet sowie den Abluftan-schluss verschließt (Abbildung 88). Durch Halten der Spannung bleibt der Aktor in seiner Lage. Beim Abschalten der elektrischen Spannung wird der Aktor durch die in der Feder gespeicherte Energie wieder in seine Ausgangslage zurückbewegt. Die Rückstellung des Aktor ist notwendig, da die elektro-statische Kraft nur anziehend ist.

Abbildung 88: Schema des elektrostatischen 3/2 Wege Ventils in MID-Technik

3.3.1 Analytische und FEM-Betrachtungen eines MID-Ventils mit elektrostatischem Antrieb

Zur elektrostatischen Krafterzeugung wird das sogenannte laterale Prinzip eingesetzt. Hier wird die seitwärts bzw. lateral gerichtete Kraft zweier parallel verschiebbarer Kondensatorplatten genutzt. Diese Kraft kann in erster Näherung als Gradient der gespeicherten Energie berechnet werden.

Elektroden

Abluft Druckluft ArbeitsluftSeitenansicht

VorderansichtDeckel

Boden

Aktor

Feder

+ +-

-

IMSIP

62

Fy

Ud

a

b

yxz

dy

Abbildung 89: Prinzip der lateralen elektrostatischen Krafterzeugung

Die gespeicherte elektrische Energie Wel ist:

²21²

21

0 aUdbCUWel ε== . (1)

Die Kraft Fy ergibt sich als partielle Ableitung der Energie nach y:

bd

UdydWF

dydW el

ymech 0²

21 ε=== . (2)

Wobei C die Kapazität, U die elektrische Spannung, ε0 die elektrische Feldkonstante, b die Länge der Elektroden, d der Spalt zwischen den Elektroden, a die Höhe der Elektroden, Wel die gespeicherte elektrische Energie und Fy die wirkende Kraft ist. In dem Modell für die Berechnung der Kräfte und Drehmomente sind die elektrischen Streufelder an den Rändern der Kondensatorplatten vernachläs-sigt. Wie man aus Gleichung 2 erkennt, wird durch Verkleinerung des Plattenabstandes d die entste-hende Kraft Fy vergrößert. Des Weiteren vergrößert sich die Kraft Fy quadratisch mit der elektrischen Spannung U. Dabei ist jedoch zu beachten, dass die elektrische Spannung U nur soweit gesteigert werden kann, bis es zum Durchbruch der Luftstrecke zwischen den Kondensatorplatten kommt. Diese Durchbruchspannung hängt von der Art des Füllmediums und dem anliegenden Druck ab. Diese Ge-setzmäßigkeit wird durch die Paschen-Kurve in Abbildung 90 beschrieben.


63

Abbildung 90: Paschen-Kurve von Luft

Bei einem Druck von 1 bar und einem Elektrodenabstand von 30 µm ergibt sich eine Durchbruchspan-nung von 500 V. Die Betriebsspannung sollte daher deutlich unter 300 V liegen.

Eine Verlängerung der Elektroden (b) führt zu einer Zunahme der Kraft Fy. Durch die Anordnung meh-rerer Elektroden zu einer Kammstruktur lässt sich die wirkende Kraft ebenfalls vergrößern (Abbildung 88 unten). Die bei dieser Parallelschaltung wirkende Kraft ist in Gleichung 3 dargestellt:

bnd

UFy 0²21 ε= . (3)

Wobei n die Anzahl der Einzelkondensatoren ist. Ein einzelner Kondensator wird gebildet aus zwei sich gegenüber liegenden Seitenflächen der Elektroden, dem Abstand d zwischen ihnen und dem Medium zwischen den Elektroden.

Das elektrostatische Drehmoment, das durch den Aktor wirkt und zum Schalten des Ventils benötigt wird, kann nach Gleichung 3 und unter Berücksichtigung des Hebelarms (L) von der Drehachse des Aktors zur Mitte der Kammstruktur (Abbildung 91) abgeschätzt werden.

Abbildung 91: Skizze Drehmomentberechnung

b

L

IMSIP

64

Dadurch ergibt sich für das Drehmoment:

20

21 bnLUd

Melε= . (4)

Aufbauend auf diesen analytischen Berechnungen wurde unter Beachtung der zur Verfügung stehen-den Fertigungsmöglichkeiten eine Optimierung des Antriebs durchgeführt. Die wichtigsten Größen sind in Tabelle 9 dargestellt.

Größe Formelzeichen Maß

Elektrodenlänge b 6 mm

Elektrodenhöhe h 800 µm

Hebelarm L 4,5 mm

Anzahl Einzelkondensatoren n 52

Metallschichtdicke - 10 µm

Luftspalt zwischen Elektroden d 30 µm

Tabelle 9: Wesentliche Konstruktionsdaten

Abbildung 92: Seitenansicht der Elektroden

Die Form der Elektroden ist in Abbildung 92 dargestellt. Diese Form hat zur Folge, dass im Grundzu-stand die Elektroden auf einer Länge von 4 mm ineinander eintauchen und erst beim Überstreichen des halben Drehwinkels auf der gesamten Länge von 6 mm überlappen.


65

Abbildung 93: Drehmoment als Funktion der Spannung bei verschiedenen Überlappungen

Dadurch ergibt sich nach Gleichung 4 ein Drehmoment in Abhängigkeit von der elektrischen Spannung U und dem Drehwinkel, das zwischen den beiden Grenzkurven Mel1 und Mel2 liegt (Abbildung 93). Die untere Grenzkurve beschreibt den Verlauf für das elektrostatische Drehmoment beim Überlappen der Elektroden auf einer Länge von 4 mm und die obere Grenzkurve beim Überlappen auf einer Länge von 6 mm.

Durch die zur Verfügung stehende Antriebskraft wird im Weiteren die Größe der Düsen, der Abstand derselben von der Drehachse des Aktors und die Federkraft bestimmt. Das Federelement muss im spannungslosen Zustand den Düsenanschluss der Versorgungsluft abdichten. Ideal ist eine nur mini-male Zunahme des Drehmoments beim Bewegungsvorgang des Aktors um die notwendige Kraft zum Schließen der P-Düse zur Verfügung zu haben. Dies kann durch eine schon vorhandene Vorspannung der Feder im Ruhezustand und einen geringen Hub bei geringer Federkonstante nahezu erreicht wer-den. In Abbildung 94 ist die Größe des Drehmoments der Rückstellfeder für eine 0,7 mm breite und 30 µm dicke Feder als Funktion der Federlänge dargestellt.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

30 50 70 90 110 130 150

U [V]

M [µ

Nm

]

Mel1

Mel2

Mel1

Mel2

IMSIP

66

Abbildung 94: Drehmomentbedarf der Rückstellfeder

Mf1 kennzeichnet das Drehmoment der Feder, das im Ruhezustand des Ventils auf den Aktor einwirkt, um den Druckluftanschluss abzudichten. Mf12 stellt das Rückstellmoment der Feder im betätigten Zu-stand des Aktors dar. Es zeigt sich, dass durch die Vergrößerung der Federlänge die Zunahme des Drehmoments beim Betätigen des Aktors reduziert werden kann. Die Variation der Federlänge L1 zwi-schen 6 mm und 9 mm entspricht den vorhandenen konstruktiven Möglichkeiten im Gehäuse. Die Federlänge L1 wurde zu 8,5 mm festgelegt. Direkt davon abhängig ist der Düsendurchmesser und der Abstand der Düsen zur Drehachse des Aktors. Der Durchmesser der Düse bestimmt die Zuhaltekraft, die der Aktor aufbringen muss. Ebenfalls muss der Hub des Aktors an der Düse auf deren Durchmes-ser angepasst sein, um nicht fluidisch als Begrenzung zu wirken. Mit größer werdendem Düsendurch-messer muss auch der Hub des Aktors zunehmen, also die Düse von der Drehachse des Aktors weg-rücken bei gleichem Drehwinkel des Aktors. Damit wirkt aber auch ein größeres Drehmoment auf den Aktor, das wiederum durch die Rückstellfeder kompensiert werden muss. Damit sind die Grenzen beschrieben innerhalb derer sich der Düsendurchmesser und der Druck an der Düse einerseits und das Federmoment und die elektrische Spannung andererseits bewegen dürfen. In Abbildung 95 sind die Drehmomente, die für das Abdichten bestimmend, sind als Funktion des Düsendurchmesser auf-getragen. Das Moment Md ergibt sich aus dem Druck von 2 bar sowie dem Düsendurchmesser und dem Hebelarm zur Drehachse. Ausgehend von dem Moment Md wird das Moment Mfd bestimmt. Darin ist der Drehmomentbedarf für die elastische Verformung des Dichtungsmaterials und für die Verfor-mung der Rückstellfeder beim Öffnen der P-Düse berücksichtigt. Das elektrostatische Moment Mel muss mindestens genau so groß wie das Moment Mfd sein um den Aktor sicher zu schalten. Diese Bedingung ist bei einem Düsendurchmesser von 140 µm erfüllt.

Momentenverlauf der Rückstellfeder über Federlänge

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0

Federlänge [mm]

M [µ

Nm

]

Mf12

Mf1Mf1

Mf12


Abbildung 95:

Die zu erwartdes Finite Ele

Abbildung 96:

0

1

2

3

4

5

6

7

60

M [µ

Nm

]
Drehmomente zu Abdichten als Funktion des DüsendurchmesserDrehmomente zum Abdichten als Funktion des Düsendurchmessers
67

Drehmomente als Funktion des Düsendurchmessers

enden Verformungen des Gehäuses aufgrund des Gehäuseinnendrucks wurden mittels mente Programms Ansys 5.1. simuliert. Die Ergebnisse sind in Abbildung 96 dargestellt.

Schnittbild durch das Gehäuse bei Druckbelastung

80 100 120 140 160 180 200 220

d [µm]

Md 2bar

Mfd 2bar

Mel

Md 2bar

Mfd 2bar

Mel

IMSIP

68

Die Ergebnisse zeigen eine maximale Verformung von 10 µm bei 2 bar im Bereich der Deckelmitte. Um den Einfluss der Verformung auf die mechanischen Eigenschaften gering zu halten, wurden die Spitzenlager des Aktors so angeordnet, dass es lediglich zu einer Parallelverschiebung aber zu keiner Verkippung bzw. Verdrehung des Aktors kommt. Die Stützfedern verhindern ihrerseits ein ungewolltes Verspannen der Lagerung.

3.3.2 Metalldemonstrator eines elektrostatischen Ventils

3.3.2.1 Konstruktion

Es wurde ein Metalldemonstrator im Maßstab 2:1 konzipiert (Abbildung 97) mit dem die Funktionalität und Machbarkeit eines elektrostatischen Ventils gezeigt wurde.

Der isolierende Teil wurde aus Plexiglas gefertigt, alle anderen Teile wurden aus metallischen Werk-stoffen (Messing bzw. nichtrostendem Stahl) gefertigt. Gegenelektrode, Aktor, Lager, Düse und Platten wurden auf einer Präzisions Fräsmaschine mit Hochfrequenz-Spindel mit max. 40.000 Umdrehun-gen/min hergestellt.

Abbildung 97: Skizze des elektrostatischen Miniaturventils

Optimiert wurden die Düse, die Lager, der Aktor und die Gegenelektrode, insbesondere der Düsen-durchmesser um die Abdichtkräfte zu reduzieren, sowie die Form und das Material der Abdichtungs-oberfläche um das Abdichten zu verbessern. Weiterhin wurde die Form der beiden Elektroden opti-

Untere Platte

Obere PlatteSäule

Rückstellgewicht

Düse Aktor Lager

Gegenelektrode


69

miert um einen Kurzschluss zu vermeiden, sowie die Steifigkeit der ganzen Einbaugruppe, um die geometrische Stabilität des Ventils bei Temperaturänderungen zu verbessern.

3.3.2.2 Fertigung

Die Parameter zum HSC-Fräsen der Ventilteile sind in Tabelle 10 dargestellt.

Aktor 3 0,4... 3 25... 38 320... 1000 0,02... 0,1 0,02... 0,2 16

Gegenelektrode 1 0,4... 5 320... 3500 0,02... 0,1 0,05 3

Lager 5 2... 3 32... 38 500... 1600 0,05... 0,1 0,1... 0,5 1,6

Düse 3 1... 5 20... 38 500... 2500 0,05... 0,4 0,1... 0,8 0,6

Obere Platte 1 1... 3 32... 40 500... 800 0,08... 0,1 0,2... 0,3 0,3

Untere Platte Plexi-glas

2 2... 3 40 2400 0,1... 0,2 0,3 0,2

Tabelle 10: Zusammenfassung der technologischen Parameter beim HSC-Fräsen

Eine Herausforderung an die Frästechnik war die Herstellung des Aktors und der Gegenelektrode be-dingt durch ihre engen und tiefen Kanäle, sowie die dünnen Elektroden (Abbildung 98 und Abbildung 99) und begrenzten Einspannungsmöglichkeiten. Ein Fräser von 0,4 mm Durchmesser und 2 mm Länge wurde mit folgenden Fräsparametern verwendet: Drehzahl 38.000 min-1, Vorschubgeschwindig-keit 320 mm/min, axiale Zustellung 0,05 mm, und radiale Zustellung 0,02 mm. Die Fräsdauer betrug insgesamt 19 Stunden.

Mat

eria

l

Ein

spa

nnun

gsa

nzah

l

Dur

chm

esse

r der

Frä

ser

[mm

]

Mes

sing

Teil

Dreh

zahl

[100

0/m

in]

Vors

chub

gesc

hwin

digk

eit

[mm

/min

]

Axi

ale

Zust

ellu

ng[m

m]

Rad

iale

Zus

tellu

ng[m

m]

Zers

panu

ngsd

auer

[h]

IMSIP

70

Abbildung 98: Abmessungen der Aktorelektroden

Abbildung 99: HSC-gefräste Gegenelektrode

Nach dem Fräsprozess wurden die Teile gereinigt und am REM untersucht (Abbildung 100).

12

0,2

0,4

Kanäle

Elektroden


71

Abbildung 100: REM-Aufnahmen der Elektrodenoberfläche

3.3.2.3 Montage

Zur Montage des Metalldemonstrators (Abbildung 101) werden zuerst Gegenelektrode, Lager und Säulen auf die untere Platte fixiert. Danach wurde die Welle in Bohrungen des Aktors gefügt. Der nächste Schritt war das Kleben der Dichtung auf die Welle und des Rückstellgewichts auf den Aktor. Danach erfolgte die Montage der Welle mit dem Aktor in die Lager sowie die Montage der oberen Plat-te auf das Lager und die Säulen.

Abbildung 101: Demonstrator des elektrostatischen Ventils (ohne Düse und Rückstellgewicht)


Bei der Prüfung des Metalldemonstrators mit einer Antriebsspannung von U=180 V wurde bei einem Dichtdruck von p=10 bar bei einem Düsendurchmesser von Ø=0,05 mm ein Durchfluss von Q=25 l/min gemessen. Bei abgeschalteter Spannung betrug der Durchfluss Q=0 l/min. Bei mechani-

IMSIP

72

schem Stoß und Temperaturänderungen ist eine gute geometrische und funktionelle Stabilität gege-ben.

Die Rückstellung des Aktors bei U=0 V mit einer Feder war aufgrund zu großer Reibung nicht möglich. Durch ein auf die Aktoroberfläche geklebtes Rückstellgewicht wurde eine optimale Funktion erreicht. Das Rückstellgewicht wurde der Lage des Ventils angepasst.

3.3.3 MID-Demonstrator-Ventil mit elektrostatischem Antrieb

3.3.3.1 Konstruktion

Ausgehend vom Metalldemonstrator im Maßstab 2:1 wurde die Konstruktion des elektrostatischen Ventils in MID Ausführung durchgeführt. Die Kunststoffteile sollen aus LCP als 1-K Bauteile gefertigt werden. Die Strukturierung der allseitig außenstromlosen Metallisierung erfolgt durch anschließende Laserablation.

Deckel- und Bodenteil bilden zusammen das Gehäuse (Abbildung 102). In dem Gehäuse befindet sich der Aktor. In diesem werden zwei Dichtungen befestigt, die abwechselnd je nach Schaltstellung die Düsen abdichten. Zusätzlich wird ein Federelement aus Federstahl benötigt, das die Positionierung des Aktors im Gehäuse sowie die elektrische Kontaktierung und die Rückstellung des Aktors im span-nungslosen Zustand gewährleistet.

Abbildung 102: Aufbau des MID Ventils

Im Gehäuseboden (Abbildung 103) sind die Gegenelektroden angeordnet. Ebenso ist eine umlaufende Nut in den Seitenwänden eingebracht, um die Lage des Bodens beim Fügen gegenüber den restlichen

Gehäusedeckel (MID)Abmessungen:19,2mm*14,7mm*4mm

Dichtungen(NBR)

Aktor (MID)Abmessungen:15,5mm*12,17mm*1,6mm

Federelement(Stahl Nr. 1.4301)

Gehäuseboden(MID)Abmessungen:19,2mm*14,7mm*2mm


73

Bauteilen beizubehalten und die Abdichtung im gefügten Zustand zu verbessern. Die Isolierung, die durch Laserbearbeitung in den metallisierten Boden eingebracht wird, dient zur Spannungsversorgung des Aktors über die Feder. Dabei ist vorgesehen, das allseitig metallisierte Gehäuse auf Erdpotential zu legen und den Aktor mit Spannung zu versorgen. Um den Aktor mit der Spannung zu versorgen wird auf der Außenseite des Bodens im Bereich der Spannungszuführung ebenfalls eine Fläche durch Laserbearbeitung isoliert. Das Federelement wird im Gehäuseboden eingeklebt und deckt dabei gleichzeitig die Durchkontaktierung ab.

Abbildung 103: Gehäuseboden

Der in Abbildung 104 dargestellte Aktor besteht aus 28 Elektroden, jeweils 14 Elektroden sind auf der Ober- und Unterseite angeordnet. Des Weiteren befinden sich auf der Oberseite des Aktors zwei Aus-sparungen, in welche die Dichtungen eingeklebt werden um die Düsen abzudichten. Für die Lagerung des Aktors sind auf der Oberseite Nuten eingelassen, die in die Lagerstellen am Gehäusedeckel ein-greifen. Auf der Unterseite des Aktors sind weitere zwei Nuten eingelassen, in die die Stützfedern des Federelements eingreifen. Ebenso sind die 14 Elektroden auf der Unterseite des Aktors angeordnet. Seitlich befinden sich links und rechts jeweils ein Zapfen, der die Verschiebung des Aktors in Richtung der Drehachse begrenzt. Um eine elektrische Verbindung mit dem Gehäuse zu verhindern werden die Zapfen ebenfalls mittels Laserbearbeitung isoliert. Ebenfalls links und rechts an den Seiten des Aktors ist jeweils ein Anschlag angebracht an dem die Rückstellfeder auf den Aktor einwirkt. Die Kontaktie-rung des Aktors wird somit an 4 Stellen vorgenommen: an den beiden Rückstellfedern sowie an den Stützfedern. Damit ist eine sichere Spannungsversorgung gewährleistet. Zwei Laschen pro Seite die-nen der Entformung des Aktors aus dem Spritzgießwerkzeug.

Spannungs-zuführung

Zapfen zurFixierungder Feder

Umlaufende Nutzur Fixierung derGehäuseteile

Isolierung Gegen-elektrode

IMSIP

74

Abbildung 104: Aktor Oberseite

Der in Abbildung 105 dargestellte Gehäusedeckel bildet den oberen Abschluss des Gehäuses. Darin sind die Gegenelektroden für die 14 Elektroden der Aktoroberseite angeordnet. Ebenfalls sind im Ge-häusedeckel die Schneiden, in denen der Aktor gelagert wird angeordnet. Die Düsen für die pneumati-schen Anschlüsse befinden sich ebenfalls im Deckel. Der Druckluftanschluss und der Abluftanschluss sind in der Nähe der Lagerung platziert, da durch die Schaltbewegung abwechselnd die eine Düse geöffnet und die andere geschlossen wird. Der Arbeitsluftanschluss wird abseits der anderen An-schlüsse platziert. Dadurch wird eine Anhäufung von Funktionselementen auf engem Raum vermie-den, die damit fertigungstechnisch einfacher realisierbar sind. Da an den Berührpunkten des Aktors mit dem Deckel ebenfalls eine elektrisch leitende Verbindung besteht, wird an den Lagerstellen und den Düsen im Deckel mittels Laserbearbeitung eine Isolierung erzeugt.

Die Düsenkanäle im Gehäusedeckel für die Druckluft- und Abluftdüsen wurden aufgrund des hohen Aufwands nicht im Spritzgießwerkzeug realisiert, sondern durch Bohren mit einem Bohrerdurchmesser von 100 µm im Kunststoffteil hergestellt.

Lasche fürAuswerferbeimEntformen

Elektroden

Anschlagfür Rück-stellfeder

Nut fürLagerung

Aussparungfür Dichtung

Zapfen für seitliche Begrenzungder Verschiebung

Nut fürLagerung

Anschlag fürRückstellfeder


75

Abbildung 105: Gehäusedeckel

Zur Verhinderung eines Kurzschlusses durch Berühren der Elektroden sind im Deckel beidseitig neben den Lagerstellen jeweils axiale Lager vorgesehen, die die seitliche Verschiebung des Aktors so be-grenzen, dass die Elektroden sich gegenseitig nicht berühren können.

Bei der Auslegung der Feder wurden die Stützfedern gestuft ausgeführt. Dadurch wird die Möglichkeit die Steifigkeit der Stützfeder anzupassen erweitert. Abbildung 106 zeigt das Federelement, wobei die gestufte Stützfeder in der Mitte angeordnet ist.

Abbildung 106: Feder links nach Laserschneiden und rechts anschließend nach Biegung

AnschlaggegenVerschiebung

Gegenelektrode

Isolierung

Lagerung

Arbeitsluft-Düse

Druckluft-Düse

Abluft-Düse

Lagerung

IMSIP

76

Alle senkrechten Flächen im Gehäuseboden und Gehäusedeckel wurden mit Entformschrägen zwi-schen 1° und 2° versehen. Ebenso wurden sämtliche Elektroden mit Entformschrägen von 1,5° verse-hen. Die Kanten wurden nach Möglichkeit verrundet, um einerseits die Kavitätsherstellung zu vereinfa-chen und andererseits die Entformungskräfte zu reduzieren. Um eine gleichbleibende Materialdicke zu gewährleisten wurden am Gehäuseboden und Gehäusedeckel im Bereich der Elektroden auf der Au-ßenseite Vertiefungen eingefügt. Damit ist sichergestellt, dass der Boden und die Seitenwände etwa gleiche Wanddicken aufweisen. Dadurch wird die Gefahr des Verzugs der Teile verringert.

3.3.3.2 Auslegung und Fertigung des Spritzgießwerkzeugs

Es wurden zwei Spritzgießwerkzeuge für die zu fertigenden 3 Kunststoffteile konstruiert. Das Werk-zeug für die Fertigung des Aktors verfügt über eine Kreuzzentrierung, um eine genaue Positionierung der beiden Formplatten zueinander sicherzustellen. Das zweite Werkzeug wird für die Fertigung des Gehäusebodens und des Gehäusedeckels verwendet.

Abbildung 107: Gehäusewerkzeug Abbildung 108: Aktorwerkzeug

Da die Auswerfer bei beiden Teilen an den gleichen Positionen liegen, können durch das Auswechseln der Formplatten sowie den Austausch der Auswerfer beide Teile gefertigt werden. Beide Werkzeuge werden als Dreiplatten-Spritzgießwerkzeuge ausgeführt, die auf einer Spritzgießmaschine vom Typ Battenfeld Microsystem 50 eingesetzt werden. In Abbildung 107 und Abbildung 108 ist der Aufbau der beiden Spritzgießwerkzeuge für die Gehäuseteile und den Aktor zu sehen.


77

3.3.3.3 Spritzgießen

Als Kunststoff wurde LCP Vectra E820iPd verwendet. Der Kunststoff zeichnet sich durch seine niedri-ge Schmelzeviskosität, hohe Formbeständigkeit und gute Abformbarkeit aus. In Abbildung 109 sind die Spritzgießteile dargestellt.

Abbildung 109: Gehäusedeckel, Aktor und Gehäuseboden aus LCP Vectra E820iPd

Die im Anschluss an die Abmusterung durchgeführten geometrischen Messungen zeigen Schwindun-gen der Bauteile. Die Schwindungen liegen mit Werten zwischen 0,4 % und 1,2 % in dem für LCP Vectra E820iPd im Datenblatt angegebenen Bereich. Des Weiteren wurde ein Verzug der Aktoren im Bereich der Kammelektroden festgestellt. Dabei wölbt sich der Aktor um seine Längsachse. Das hat zur Folge, dass sich die äußeren Elektroden soweit verdrehen, dass es im zusammengebauten Zu-stand zu einem Berühren der Gehäuse- und Aktorelektroden kommt. Als Maß für den Verzug wurde die Durchbiegung an den Elektroden mittels Tastschnittverfahren gemessen (Abbildung 110).

Abbildung 110: Definition der Durchbiegung am Aktor

In ersten Versuchen wurden Spritzgießparameter wie Einspritzgeschwindigkeit, Restkühlzeit und Werkzeugtemperatur variiert. Zur besseren Temperierung des Spritzgießwerkzeugs wurde eine zu-sätzliche Heizplatte eingesetzt um eine homogenere Temperaturverteilung zu erzielen. Des Weiteren wurde über ein Heizgebläse der Temperaturrückgang des geöffneten Spritzgießwerkzeugs reduziert.

Prinzipskizze zurMesswertermittlung amTastschnittgerät

XAuswerferseite=AS Düsenseite=DS

Messstellen an der Wippe

IMSIP

78

Die Messungen ergaben, dass die in Abbildung 110 als Auswerferseite AS bezeichnete Seite eine größere Durchbiegung aufweist als die Düsenseite DS. Die Ergebnisse sind in Abbildung 111 darge-stellt. Dabei zeigt sich deutlich, dass der Verzug auf der Auswerferseite stark temperaturabhängig ist, während auf der Düsenseite der Verzug weitgehend konstant bleibt.

Abbildung 111: Verzüge an den Aktoren als Funktion der Werkzeugtemperatur

Aufgrund dieser Verzüge wurde im Weiteren an den Enden der Aktoren zur Versteifung jeweils eine Querrippe im Spritzling vorgesehen die zur Reduzierung der Durchbiegung führen sollte.

Abbildung 112: Werkzeugänderung und Ergebnisse

Die eingebaute Querrippe an den Enden der Aktoren führte zu einer Reduzierung der Durchbiegung auf der Auswerferseite jedoch zu keiner Verbesserung auf der Düsenseite. Die Änderung am Spritz-gießwerkzeug und die erzielten Ergebnisse sind in Abbildung 112 zu sehen. Die mit der Querrippe erzielte Reduzierung der Durchbiegung ist nicht ausreichend. Daher wurden neue Formeinsätze für

0

50

100

150

50 100 150 200

Werkzeugtemperatur [°C]

X =

Dur

chbi

egun

g [µ

m]

Düsenseite DS

Auswerfer-seite AS

Aktor mit Querwand

v = Einspritzgeschw. [mm/s]t = Kühlzeit [s]

Mittelwerte der Durchbiegungen der Aktoren aus 5 Werten (LCPVectra E820iPd)

0

20

40

60

80

100

120

140

70 90 110 130 150 170 190Werkzeugtemperatur [°C]

Dur

chbi

egun

g X

[µm

]

v120 t5 AS

v120 t5 DS

v120 t30 AS

v120 t30 DS

v700 t5 AS

v700 t5 DS

v700 t30 AS

v700 t30 DS


79

den Aktor der hergestellt. Dabei wurden die vorhandenen Durchbiegungen invers in das Spritzgieß-werkzeug für den Aktor konstruiert. Um die Durchbiegung über die ganze Länge des Aktors für die Neukonstruktion zu kennen wurde diese an 16 Stellen am Aktor ermittelt. Dazu wurden die Durchbie-gungen jeweils auf der glatten Vorder- und Rückseite an 8 Schnitten quer zur Elektrodenstruktur be-stimmt (Abbildung 113).

Abbildung 113: Platzierung der Tastschnittmessungen

Beim Spritzgießen der Aktoren mit dem neuen Spritzgießwerkzeug konnte eine wesentliche Verbesse-rung der Durchbiegungen erreicht werden. In Abbildung 114 sind die Durchbiegungen für die Werk-zeuge 1. und 2. für verschiedene Werkzeugtemperaturen zu sehen.

Abbildung 114: Durchbiegungen der Aktoren für beide Werkzeuge

3.3.3.4 Metallisierung und Strukturierung

Die chemisch außenstromlose Metallisierung der in Abbildung 109 gezeigten Bauteile erfolgte mit ei-nem Kupfer-Nickel-Gold Schichtaufbau (Gesamtschichtdicke ca. 8 µm). Die Oberflächenrauhigkeit liegt zwischen Rz=14 µm und Rz=24 µm. Die Strukturierung der Metallschicht von Gehäuseboden und Aktor erfolgt durch Laserablation (355 nm). Gegenüber der Konstruktion erfolgt die Isolation zwischen

AS - Durchbiegung

-0,10-0,08-0,06-0,04-0,020,000,020,040,060,080,100,120,140,160,180,200,22

Y0 Y1 Y2 Y3 Y4 Y5 Y6 Y7 Y8

Schnitt

Dur

chbi

egun

g [m

m]

AS Y0 Y8

Y8 Y0 DS

DS - Durchbiegung

-0,10-0,08-0,06-0,04-0,020,000,020,040,060,080,100,120,140,160,180,200,22

Y8 Y7 Y6 Y5 Y4 Y3 Y2 Y1 Y0

Schnitt

Dur

chbi

egun

g [m

m]

Aktor_90°CAktor_60°CAktor_180°CNeuer Aktor_60°CNeuer Aktor_90°C

WKZ 1 60°CWKZ 1 90°CWKZ 1 180°CWKZ 2 60°CWKZ 2 90°C

DS - Durchbiegung

-0,10-0,08-0,06-0,04-0,020,000,020,040,060,080,100,120,140,160,180,200,22

Y8 Y7 Y6 Y5 Y4 Y3 Y2 Y1 Y0

Schnitt

Dur

chbi

egun

g [m

m]

Aktor_90°CAktor_60°CAktor_180°CNeuer Aktor_60°CNeuer Aktor_90°C



IMSIP

80

Aktor und Gehäuse nicht durch Laserstrukturierung im Gehäusedeckel, sondern im Aktor. Die metalli-sierten und strukturierten Teile sind in Abbildung 115 zu sehen.

Abbildung 115: Metallisierte und strukturierte Bauteile (Gehäusedeckel, Aktor, Gehäuseboden, v.l.)

3.3.3.5 Montage

Die zum Aufbau des Ventils benötigten Dichtungen wurden aus NBR mit einer Shore Härte von 70 (Dicke: 280 µm und 430 µm; Durchmesser 0,7 mm) durch Ausstanzen hergestellt. Die ebenfalls zum Aufbau notwendigen Federelemente wurden aus 30 µm dicken Metallfolien durch Laserbearbeitung (1060 nm) ausgeschnitten. Dabei auftretende Grate am geschnittenen Blech wurden durch die an-schließende Bearbeitung mit einem Lasers mit 355 nm reduziert. Die Federn wurden anschließend mit Hilfe einer Biegevorrichtung in die gewünschte Form gebogen (Abbildung 106).

Abbildung 116: Schliffbild im Bereich der Lager

Abbildung 117:Kammelektroden

Die Dichtungen werden in die Aktoren und Federelemente in die Gehäuseboden eingeklebt. Für das Federelement wird leitfähiger Klebstoff verwendet, da ein elektrischer Kontakt des Aktors gewährleistet sein muss. Dafür wird der Klebstoff mit einem Dispenser auf den Gehäuseboden aufgebracht. Nach Aushärten des Klebstoffs wird der Aktor in den Deckel eingelegt und der Gehäuseboden mit dem rest-lichen Ventil gefügt. Von montierten Ventilen wurden Schliffbilder erstellt. In Abbildung 116 ist die Sei-tenansicht eines montierten Ventils im Bereich der Lagerstelle zu sehen, wo man einen Teil des Ge-häusedeckel mit der Spitze der Lagerung erkennen kann. Weiterhin wurde quer dazu im Bereich der Kammelektroden ein Schliffbild angefertigt (Abbildung 117). Dabei ist im unteren Teil des Bildes die Elektrodenstruktur des Gehäusedeckels zu sehen in die von oben die Elektrodenstruktur des Aktors eingreift. Über dem Aktor befindet sich der Gehäuseboden.

700 µm

800 µm


81

Abbildung 118: Modifizierte Aktor Abbildung 119: Bodenteil mit eingeklebter Fe-der

Die gemessenen Abstände zwischen den Elektroden liegen im Bereich zwischen 30 µm und 60 µm bei einem vorgesehenen konstruktiven Abstand von 50 µm ohne Metallisierung. Die geringeren Abstände treten jeweils zum Rand hin auf. Dies ist auf Verzug und Schwindung beim Spritzgießprozess des Ak-tors zurückzuführen. Parallel zu den Optimierungen des Aktors wurden mit den Aktoren der 1. Genera-tion Ventile aufgebaut und damit Funktionsprüfungen durchgeführt. Aufgrund der o.g. Verzüge wurden für Vorversuche die äußeren Elektroden entfernt um ein Berühren der Kammelektroden beim Schalt-vorgang zu verhindern. Ein solcher modifizierter Aktor ist in Abbildung 118 gezeigt. Das mit der Feder bestückte Bodenteil ist in Abbildung 119 zu sehen. Zur Reduzierung des Axialspiels des Aktors (Abbildung 120), wurden im Gehäusedeckel für die Versuche Abstandshalter in Form von gebogenen Metallfolien mit einer Dicke von 10 µm montiert (Abbildung 121).

Abbildung 120: Axialspiel Aktor Abbildung 121: Gehäusedeckel mit Abstands-halter

500µm

IMSIP

82


Zur elektrischen und pneumatischen Prüfung der Bauteile und des Ventils wurden zwei Prüfstände aufgebaut. Der erste Prüfstand verfügt über zwei Prüfpositionen (Abbildung 122).

Abbildung 122: Erster Prüfstand

Die erste Position verfügt über Stifte zur Prüfung der elektrischen Kontaktierung des Bodens bzw. des montierten Ventils (Abbildung 123). Die zweite Prüfposition dient der pneumatischen Prüfung (Abbildung 124).

Abbildung 123: Elektr. Anschlüsse am ersten Prüf-stand

Abbildung 124: Pneu. Anschlüsse am ersten Prüf-stand

Mit den modifizierten Bauteilen der 1. Generation wurde zunächst die elektrische Funktion geprüft. Dazu wurde mit einer Gleichspannung zwischen 200 V und 300 V gearbeitet. Zwischen Netzgerät und Ventil wird zur Strombegrenzung noch ein Vorwiderstand in Reihe geschaltet. Durch Einschalten der elektrischen Spannung kann der Aktor bewegt werden. Beim Abschalten der elektrischen Spannung wird der Aktor durch die Feder in die Ausgangslage zurückgebracht. Um den Hub des Aktors zu detek-


83

tieren wurde im Gehäusedeckel ein Teil der Seitenwand entfernt. Beide Stellungen des Aktors (ge-schaltet/nicht geschaltet) sind in Abbildung 125 und Abbildung 126 zu sehen.

Abbildung 125: Aktor elektr. Betätigt Abbildung 126: Aktor spannungslos

Um die pneumatische Funktion zu prüfen wurden in weiteren Versuchen die modifizierten Aktoren mit Dichtungen bestückt. Dabei wurden Dichtungen mit einer Dicke zwischen 390 µm und 450 µm in den Aktor eingeklebt. Ein mit Dichtungen bestückter modifizierter Aktor der 1. Generation ist in Abbildung 118 zu sehen. Bei manueller Betätigung des Aktors im ersten Prüfstand änderte sich bei einem Prüf-druck von 1,0 bar der gemessene Durchfluss am Druckluftanschluss von 130,0 ml/min auf 6,7 ml/min und am Abluftanschluss von 119,6 ml/min auf 7,8 ml/min. Dies entspricht einem Schaltverhalten am Druckluftanschluss von 95 % und am Abluftanschluss von 93 %. Die Aktoren mit 410 µm dicken Dich-tungen zeigten am zweiten Prüfstand (Abbildung 127) bei elektrischer Betätigung des Aktors und ei-nem Prüfdruck von 1,3 bar eine Änderung des gemessenen Durchfluss am Druckluftanschluss von 81 ml/min auf 48 ml/min und am Abluftanschluss von 68 ml/min auf 35 ml/min. Die hohen Leckraten im jeweils geschlossenen Zustand des Druckluft- und Abluftanschlusses sind u.a. auf die große Rau-heit der Düsenspitzen zurückzuführen.

Abbildung 127: Zweiter Prüfstand für pneumatische und elektrische Funktionsprüfung

IMSIP

84

Zur Überprüfung wurde an Gehäusedeckeln die Düsenspitzen abgefräst, um eine Fläche mit geringer Rauheit zu erzielen, mit der die Dichtheit verbessert werden kann. Bei den durchgeführten Versuchen änderte sich bei einem Prüfdruck von 0,3 bar der gemessene Durchfluss am Druckluftanschluss von 3,4 ml/min auf 0,7 ml/min und am Abluftanschluss von 2,8 ml/min auf 0,8 ml/min. Dies entspricht ei-nem Schaltverhalten am Druckluftanschluss von 80 % und am Abluftanschluss von 72 %. Die Verwen-dung von weicheren Dichtungen mit 45 Shore A gegenüber 70 Shore A mit gleicher Dicke ergab über einen Druckbereich von 0,2 bar bis 2,0 bar ein Schaltverhalten 80 % (Abbildung 128).

Abbildung 128: Schaltverhalten-Druck-Messung

3.4 Pneumatische Verstärker zum Aufbau modularer Mikroventilsysteme mit hohem Durchfluss

Damit Mikroventile größere Zylinder mit ausreichend Druckluft versorgen können, sind Durchfluss-mengenverstärker, sogenannte Booster, notwendig. Es wurden zwei Konzepte untersucht. Das erste Konzept ist der Membranbooster, das zweite der Wippenbooster. Die beiden Booster arbeiten mit zwei unterschiedlichen Prinzipien, diese werden im Folgenden beschrieben. Beide Booster werden durch das Mikropiezoventil angesteuert und besitzen keinen eigenen Aktor. Zur Umsetzung der Druckluft in eine mechanische Bewegung wird in beiden Fällen eine NBR-Membran verwendet. Für beide Prinzi-pien wurden Prototypen realisiert.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 0,5 1 1,5 2

Druck [bar]

Scha

ltver

halte

n [%

]

R-Düse

P-Düse


85

3.4.1 Membranbooster

Der Membranbooster arbeitet ähnlich wie ein pneumatisches Oder-Glied. Bei einem Oder-Glied wird ein Stößel zwischen zwei Dichtsitzen hin und her bewegt

Abbildung 129: Schematische Darstellung eines Oder-Gliedes

Im Booster ist allerdings nur ein Sitz starr mit dem Stößel verbunden. Auf der gegenüber liegenden Seite befindet sich die Membran, die gleichzeitig die Krafteinleitung auf den Stößel übernimmt und den zweiten Dichtsitz schließt.

3.4.1.1 Aufbau und Funktionsweise des Membranboosters

Der Membranbooster besteht aus einer Handhilfsbetätigung und einem Grundkörper (Abbildung 130). In der Handhilfsbetätigung befindet sich ein Handstößel, eine Druckfeder, eine Hülse und eine Schei-be. Die Druckfeder stellt den Handstößel in seine Ausgangsposition zurück. Die Hülse fixiert die Feder. Zwischen der Handhilfsbetätigung und dem Grundkörper befindet sich eine Membran. Der Handstößel drückt auf die Membran, wenn die Handhilfsbetätigung benutzt wird. Damit die Membran sich vollstän-dig auf den Düsensitz legen kann, ist am Ende des Handstößels eine Scheibe angebracht.

Abbildung 130: Schnittbild des Membranboosters

Der Innenraum der Handhilfsbetätigung wird mit Luftdruck beaufschlagt, wenn das Vorsteuerventil geschaltet wird. Die Membran wölbt sich durch den Luftdruck aus und drückt dadurch auf den Grund-körperstößel, der sich in der Mitte des Grundkörpers befindet. Am Grundkörperstößel ist eine Dichtung befestigt, die den Druckanschluss (1) vom Arbeitsanschluss (2) trennt. Die Dichtung löst sich vom Dichtsitz, indem der Grundkörperstößel die Bewegung der Membran auf die Dichtung überträgt.

Handhilfsbetätigung

Stirndeckel Handstößel Druckfeder Hülse Scheibe Membran

Grundkörper

Grundkörperstößel

Dichtung

Abschlussdeckel

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86

Gleichzeit legt sich die Membran auf den Dichtsitz des Entlüftungsanschlusses und trennt dadurch den Arbeitsanschluss von der Entlüftung.

Das Vorsteuerventil wird durch den Booster mit Luftdruck versorgt und kann sich auch über den Booster entlüften.

Im drucklosen Zustand befindet sich der Stößel in einer undefinierten Position. Sobald Druck am Druckanschluss anliegt und das Vorsteuerventil nicht geschaltet ist, wird die Dichtung auf den Dichtsitz gedrückt und trennt den Arbeitsanschluss vom Druckanschluss. Der Arbeitsanschluss wird nun entlüf-tet.

3.4.1.2 Kräftebilanzen

Um das Schaltverhalten des Membranboosters zu verstehen, müssen die Kräfte genauer betrachtet werden.

Abbildung 131: Vereinfachte Darstellung des Boosters im nicht angesteuerten Zustand

Abbildung 132: Vereinfachte Darstellung des Boosters im angesteuerten Zustand

Die Schließkraft am Entlüftungssitz ergibt sich aus der Kräftebilanz, die sich aus den Druckkräften und der Federkraft der Membran zusammensetzen (Abbildung 131, Abbildung 132). Betrachtet man die statischen Kräfte ergibt sich folgende Bilanz, um das Ventil geschlossen zu halten:

)s(FFFFFF Ms2A1AP.geschl +−+−= Gleichung 1

Druckfläche im Druck-anschlussbereich FP

Druckanschlussbereich FP

Arbeitsdruckbereich FA2

Arbeitsdruckbereich FA1

Steuerdruckbereich FS

Membrankraft FM(s)


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Da die Druckflächen im Druckanschlussbereich und im Arbeitsdruckbereich gleich groß sind und mit gleichem Druck beaufschlagt sind, ergibt sich eine Schließkraft von

s)s(D)s(ApAp)s(FFFF SPMsP.geschl ⋅−⋅−⋅=+−= Gleichung 2

Die Federkraft der Membran ist abhängig von deren Auslenkung. Da der Druck immer senkrecht zur Fläche steht und sich die Membranoberfläche wölbt, entstehen dadurch Kräftekomponenten, die nicht nur in axiale, sondern auch in radiale Richtung zeigen. Durch diese Komponenten entsteht ein kleine-rer wirksamer Durchmesser der Membran.

Da sich die Federkonstante und der wirksame Durchmesser der Membran nicht linear verhalten, son-dern abhängig von der Membranauslenkung sind, wurde die Schließkraft mit Hilfe des FEM-Programms ABAQUS ermittelt. Bei der Berechnung wurde eine Toleranzbetrachtung mit einbezogen. Dabei zeigte sich, dass das Verhältnis der Membranfläche zur Druckfläche im Druckanschlussbereich geeignet dimensioniert ist.

3.4.1.3 Einpressen der Hülse

Die Hülse wird in den Stirndeckel eingepresst. Die Hülse muss die maximale Druckkraft der Feder komplett auffangen können, ohne dass sie aus dem Deckel gedrückt wird. Zusätzlich darf sie nicht durch die Schwingungen beim Ultraschallschweißen aus dem Gehäuse wandern. Zur Auslegung der Hülse wurde das FEM-Programm Design Analysis verwendet. Es wurde nur der Bereich, in dem die Hülse eingepresst wird, berücksichtigt.

Abbildung 133: Skizzierte Darstellung für Stirndeckel und Hülse

Durch die Formschrägen und die Geometrie (Abbildung 133) können die Durchmesser, die für die Rechnung benötigt werden, nicht direkt abgelesen werden. Die Hülse wird deswegen in mehrere Scheiben mit unterschiedlichen Innendurchmessern aufgeteilt, welche durch deren Volumen gewichtet werden. Durch das Einpressen der Hülse ergibt sich eine Spannung im Stirndeckel. Der Druck auf die Bauteile kann folgendermaßen berechnet werden:

AFläche PDruck D(s)Federkonstante S Weg

Stirndeckel

Hülse ∅ d0

∅ d1

∅ d2

IMSIP

88

p maxU max

d 1

1C

⋅:= Gleichung 3

Der Stirndeckel wird mit einer Flächenpressung von pmax=12,76 N/mm2 durch die Hülse belastet. Wird dieser berechnete Druck in die Simulation eingesetzt, ergibt sich eine maximale Spannung von 33 MPa. Der Kunststoff PA6/6 GF 25, aus dem der Stirndeckel gefertigt wird, besitzt eine zulässige Bruchspannung von etwa 160 MPa, so dass der Stirndeckel die Belastung ohne Probleme aufnehmen kann. Um den Rechenaufwand zu verringern, wurden Symmetrien ausgenutzt.

Abbildung 134: FEM-Analyse Stirndeckel mit Design Analysis

In der Hülse entstehen maximale Druckspannungen von 23 MPa.

Abbildung 135: FEM-Analyse Hülse mit Design Analysis

Da die Hülse ebenfalls aus PA6/6 GF 25 gefertigt wird, sollte die Druckspannung, die durch das Ein-pressen in der Hülse erzeugt wird, ebenfalls zu keinen Problemen führen.

pDruck [N/mm²] UÜbermaß d1Außendurchmesser der Hülse [mm] CVerformungsanteil [mm²/N]


89

3.4.1.4 Schweißverbindung zwischen Handhilfsbetätigung und Grundkörper

Die komplett montierte Handhilfsbetätigung wird per Ultraschall auf den Grundkörper geschweißt. Um eine gute Schweißnaht zu erhalten, muss ein definierter Energieeintrittspunkt gegeben sein. D. h. eine Kante muss auf eine Schräge treffen. Weiterhin muss berücksichtigt werden, dass der geschmol-zene Kunststoff genügend Verdrängungsraum hat und nicht in den Funktionsbereich und/oder nach außen austritt. Hierzu wurde zwischen der Handhilfsbetätigung und dem Grundkörper Raum vorgese-hen . Aus den ersten Schweißversuchen wurden Schliffbilder erstellt, um die Schweißnaht zu beurtei-len. Auf den Bildern kann man erkennen, dass zu viel Schmelze entsteht und diese in den Funktions-bereich eindringt.

Abbildung 136: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper

Abbildung 137: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper

In der Schweißnaht sind sehr viele Lunker. Sie entstehen bei zu hoher Energiezufuhr. Die hohe Ener-giezufuhr war nötig, um den vorgegebenen Schweißweg zu erhalten. Um die benötigte Energie für die Schmelze zu reduzieren, wurde vorab an den Erstmusterbauteilen der Schweißweg reduziert, indem die Stirndeckel abgedreht wurden.

Stirndeckel

Grundkörper

Grundkörper

Stirndeckel

IMSIP

90

Abbildung 138: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper mit reduziertem Schmelzbereich

Es zeigte sich, dass durch die Reduktion eine gute Schweißnaht erreicht werden kann. Dies bedeutet für die Werkzeugänderung drei Möglichkeiten:

Abbildung 139: Änderungsmöglichkeiten am Werkzeug

In Variante 1 werden die Seitenflächen nach innen versetzt, dadurch entsteht weniger Schmelze. In Variante 2 werden die unteren Flächen nach oben versetzt, was auch eine Reduktion des Schweißwe-ges bedeutet. In Variante 3 wird die zylindrische Fläche nach außen versetzt. Dadurch muss der Stirn-deckel nicht so tief in den Grundkörper eintauchen, um die Membran zu verpressen und sie dadurch fest zu halten. Durch das geringere Eintauchen reduziert sich automatisch auch der Schweißweg. Für die Werkzeugänderung wurde Variante 3 bevorzugt, da sie die kostengünstigste war.

3.4.1.5 Membransitz

Die Membran muss mit einer ausreichenden Verpressung festgehalten werden, damit sie beim An-steuern nicht aus ihrer Einspannung herausgezogen wird. Zusätzlich ergab sich das Problem, dass die Membran beim Ansteuern um eine Kante herum in das Entlüftungsloch gedrückt und dadurch beschä-digt wird (Abbildung 140).

Stirndeckel

Grundkörper

Variante 1 Variante 2 Variante 3


91

Abbildung 140: FEM-ABAQUS Analyse der Membran beim Eindringen in die Entlüftung

Um diese Überstreckung zu vermeiden, wurde eine Wölbung eingeführt, über die sich die Membran anlegen kann. Zusätzlich wurde ein neues Membrandesign eingeführt. Der flexible Teil der Membran wurde verdickt und symmetrisch ausgelegt.

Abbildung 141: Neues Membrandesign

3.4.1.6 Schweißverbindung des Abschlussdeckels

Der Abschlussdeckel wird ebenfalls mittels Ultraschall mit dem Grundkörper verschweißt. Wie im Schliffbild (Abbildung 142) erkennbar ist, bildet sich eine sehr gute Schweißverbindung.

IMSIP

92

Abbildung 142: Schweißnaht zwischen Grundkörper und Abschlussdeckel

3.4.1.7 Anforderungen an das Spritzgusswerkzeug

Für die Pneumatik sind die Dichtsitze für Formdichtungen und O-Ringe von hoher Bedeutung. Daher liegt das Augenmerk besonders auf der Oberflächenrauhigkeit im Dichtungsbereich. Der Rauhigkeits-wert sollte Rz = 6,3 µm nicht überschreiten. Hierzu wurde exemplarisch ein Dichtungsbereich darge-stellt.

Abbildung 143: Dichtsitze an den Schnittstellen Anschlussplatte des Mikropiezoventils und Booster

Wie in Abbildung 144 gut erkennbar ist, kann eine sehr gute Oberfläche erstellt werden. Der Rauhig-keitswert an diesem Dichtsitz liegt unter Rz = 1,2 µm.

Dichtsitze


93

Abbildung 144: Schnittstelle zwischen Membranbooster und Mikroventil

3.4.1.8 Funktionsprüfung des Membranboosters

Um die Funktionen des montierten Membranboosters zu kontrollieren, wurde er auf Leckage, Schalt-schwellwert und Schaltverhalten untersucht. Dabei wurde zunächst der Druck am Druckanschluss soweit erhöht, bis der Dichtsitz schließt und der Arbeits- und Entlüftungsanschluss leckagefrei ist (Le-ckage < 0.5 l/h). Anschließend wurde der Druck am Druckanschluss auf 9 bar erhöht und überprüft, ob die Leckagefreiheit weiterhin besteht. Anschließend wurde ein Steuerdruck von 9 bar angelegt und die Leckagefreiheit der Handhilfsbetätigung gemessen.

Um den Schaltschwellwert zu bestimmen, wurden der Druck am Druckanschluss und am Steuerdruck von 0 bis auf 9 bar erhöht. Der Wert ergibt sich aus dem Mindestdruck, der benötigt wird, um eine Leckage von unter 0,5 l/h an der Entlüftung zu erreichen.

Nicht nur die statische Auslegung des Boosters ist von Bedeutung. Dynamische Messungen geben die Schaltzeiten und das Schaltverhalten wieder. Für das dynamische Schaltverhalten wird der Booster von einem MZH3 Ventil angesteuert und mit einer Taktfrequenz von 1 Hz bei 6 bar geschaltet. Bei den Messungen wurden noch unterschiedliche Membran-Shore-Härten eingesetzt, um deren Einfluss zu erfassen. In Abbildung 145 ist ein typischer Verlauf beim Schalten des Boosters dargestellt.

IMSIP

94

Abbildung 145: Druckaufbau beim Einschalten des Ventil-Booster-Systems

Das Ausschaltverhalten ist in Abbildung 146 abgebildet.

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0,0000 0,0020 0,0040 0,0060 0,0080

Zeit [s]

Dru

ck [b

ar

SteuerdruckArbeitsdruck

Abbildung 146: Druckabbau beim Ausschalten des Ventil-Booster-Systems

Die Einschaltzeit wird ermittelt aus der Zeit, in der ein Schaltsignal angelegt wird (hier, wenn der Steu-erdruck steigt), bis der Arbeitsdruck 10 % des Maximaldrucks erreicht hat. Die Ausschaltzeit ergibt sich aus der Zeit, die der Arbeitsdruck benötigt, bis 90 % des Maximaldrucks erreicht sind.

Die Shore-Härte der Membran wirkt sich nur auf die Schaltschwellwerte aus. Die Schaltzeiten bleiben nahezu unverändert.

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0,0000 0,0010 0,0020 0,0030 0,0040

Zeit [s]

Dru

ck [b

ar

SteuerdruckArbeitsdruck


95

3.4.2 Wippenbooster

Alternativ zum Membranbooster wurde ein weiterer Prototyp aufgebaut, der Wippenbooster. Beim Wippenbooster schwenkt eine Wippe mit zwei Dichtsitzen zwischen zwei Düsen hin und her.

Abbildung 147: Schematische Darstellung eines Wippensystems

Eine mit dem Anschlussdruck beaufschlagte Membran drückt die Wippe permanent auf den Druckan-schlusssitz. Eine zweite Membran drückt beim Betätigen des Vorsteuerventils auf die Gegenseite der Wippe. Dadurch schwenkt die Wippe auf die andere Seite.

3.4.2.1 Aufbau und Funktionsweise

Der Wippenbooster besteht aus einem Unterteil mit Wippe, Membransteg und Membran. Zwischen der Membran und der Wippe befindet sich der Membransteg. Er drückt die Membran an das Oberteil, da-mit zwei von einander getrennte Kammern entstehen. Die Wippe ist mit der Membran verbunden.

Abbildung 148: Aufbau Wippenbooster

Das Oberteil ist mit dem Unterteil verschraubt. Die Membran wird dadurch zwischen dem Oberteil und dem Unterteil kraftschlüssig gehalten.

Formdichtung

Oberteil

Membran

Membransteg

Wippe

Gummierung

Unterteil

Formdichtung

Formdichtung

Oberteil

Membran

Membransteg

Wippe

Gummierung

Unterteil

Formdichtung

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96

Die Druckluft liegt an dem Druckanschluss (1) an und wird in die Luftfederkammer geleitet. Da die Luftfederkammer eine größere Fläche als der Düsensitz hat, kann sie den Druckanschluss geschlos-sen halten. Über die Luftfederkammer wird zusätzlich das Mikropiezoventil mit Luftdruck versorgt. Beim Betätigen des Mikropiezoventils wird die Steuerluftkammer des Boosters mit Luftdruck versorgt. Dadurch entsteht ein Moment das auf die Wippe wirkt und diese bewegt sich vom Druckanschlusssitz zum Entlüftungsanschlusssitz. Die Druckluft strömt in den Boosterraum und zum Arbeitsanschluss (2). Wird die Steuerluftkammer vom Mikropiezoventil entlüftet, schaltet der Booster zurück, die Wippe schließt den Druckanschlusssitz, der Boosterraum und der Arbeitsanschluss werden über den Entlüf-tungsanschluss (3) entlüftet.

Abbildung 149: Wippenbooster mit Mikropiezoventil

3.4.2.2 Simulationsrechnungen

Um den Bewegungsablauf im Wippenbooster zu optimieren, wurden MatLab-Simulationen durchge-führt. Von Interesse für die Simulation ist die Luftdruckverteilung im Wippenbooster, im Besonderen auf die Wippe. Durch eine CFD-Berechnung konnte die Druckverteilung im Booster beim Öffnen und beim Schließen berechnet werden. Zur Reduktion der Rechenzeit wurde der Bereich oberhalb der Wippe vernachlässigt. Wie Abbildung 150 zu erkennen ist, befindet sich direkt über den Düsensitzen nahezu der gleiche Luftdruck wie in den Anschlüssen. Deshalb wurde bei der MatLab-Simulation nur der Druckbereich direkt über den Düsen berücksichtigt.

Mikropiezoventil

Luftfederkammer

Steuerluftkammer

Druckanschluss (1)

Arbeitsanschluss (2)

Entlüftungsanschluss (3)

Wippe


97

Druckanschluss wird geöffnet: Entlüftungsanschluss wird geöffnet:

Abbildung 150: Simulation Luftdruckverteilung Wippenbooster

Zusätzlich wurde die Federsteifigkeit der Membran mit Hilfe von ABAQUS berechnet und in die Mat-Lab-Simulation aufgenommen.

Bei der Simulation wurden mehrere Varianten untersucht. Zum einen wurde der Membrandurchmesser an der Steuerluftkammer verändert und mit verschiedenen Luftdrücken und unterschiedlichen Applika-tionsvolumina gerechnet. Bei ungünstigen Kombinationen ergab sich ein extremes Schwingungsver-halten der Wippe. In Abbildung 151 ist exemplarisch ein Graph des Schwingungsverhaltens darge-stellt.

Abbildung 151: Schwingungsverhalten der Wippe

Düsensitze am Druckanschluss

Düsensitze am Entlüftungsanschluss

Düsensitze am Druckanschluss

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0,015 0,02 0,025 0,03 0,035

Zeit [s]

Dru

ck [b

ar] ,

Win

kel [

Gra

ArbeitsdruckWinkel

IMSIP

98

Abbildung 152: Minimiertes Schwingungsverhalten der Wippe

Durch günstige Kombinationen aus den Durchmessern der Luftfeder- und Steuermembran kann die Schwingung minimiert werden.

Von Bedeutung ist auch die Anbindung der Membran an die Wippe. Hierzu wurden mehrere Simulatio-nen in ABAQUS durchgeführt. Bei den Berechnungen wurden zwei Schaltzustände simuliert (Abbildung 153). Der erste Fall ist der Zustand, in dem der Booster geschlossen ist, d. h. die Luftfeder-kammer ist mit Druck beaufschlagt. Im Innenraum des Boosters herrscht Atmosphärendruck. Die Membran wird durch den unterschiedlichen Druck ins Innere des Boosters verformt und drückt da-durch auf die Wippe (Abbildung 153 links). Der zweite kritische Fall ist die Entlüftung der Steuerkam-mer wenn der Boosterinnenraum unter Druck steht. Die Membran wird in die Steuerkammer gedrückt (Abbildung 153 rechts). Dadurch wird die Wippe vom Entlüftungssitz abgehoben, damit der Booster entlüften kann.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0,015 0,02 0,025 0,03 0,035

Zeit [s]

Dru

ck [b

ar] ,

Win

kel [

Gra

AusgangWinkel


99

Druck in Luftfederkammer Druck in Boosterinnenraum ohne Steuerdruck und Düsensitz

Abbildung 153: Simulation Schaltzustand Wippenbooster

Die Kraft, die durch den Luftdruck in der Luftfeder entsteht, wird nicht vollständig zum Schließen des Druckanschlusses verwendet. Ein Teil der Kraft wird für die Verformung der Membran an der Steuer-seite verwendet. Erst die Kombination aus beiden ergibt die reine Anpresskraft auf die Düse. In Abbildung 154 ist die Kraft auf die Düse dargestellt, in Abhängigkeit des Anschlussdruckes. Hierbei ist die grüne Linie die Schließkraft, die durch die Luftfeder entsteht. Die rote Linie ist die Kombination aus der Schließkraft der Luftfederkammer und dem Rückstellmoment der Steuerkammer.

Abbildung 154: Schließkräfte auf die Düse in Abhängigkeit des Luftdruckes

Zusätzlich muss der Luftdruck an der Anschlussdüse berücksichtigt werden, der den P-Sitz aufdrückt. In Abbildung 155 ist diese Öffnungskraft zusätzlich eingetragen. Der Schnittpunkt der kombinierten Kräfte und der Druckkraft ergibt den theoretischen Mindestdruck. Es werden mindestens 4 bar benö-tigt, um die Düse luftdicht zu schließen.

Kombinierte Kräfte Kräfte der Luftfederkammer

IMSIP

100

Abbildung 155: Einwirkende Kräfte auf die Düse durch die Luftfederkammer (grün), in Kombination mit der Membran an der Steuerkammer (rot) und die Rückstellkräfte des Luftdrucks an der Düse

Überprüft wurde auch der Einfluss des Druckes auf die Membran, wenn die Kammer nicht belüftet ist. Im ungünstigsten Fall steht der volle Druck im Innenraum des Boosters an. In Abbildung 156 ist deut-lich die Verformung der Membran zu erkennen. Durch die Drehbewegung der Wippe wird auf die Membran eine Seitwärtsbewegung aufgebracht.

Abbildung 156: Einfluss des Innendruckes im Booster auf die Membran der Steuerdruckkammer

Kombinierte Kräfte Kräfte der Luftfederkammer Druckkraft an der Düse


101

Die Seitwärtsbewegung der Verdickung der Membran benötigt im Vergleich zur Auf- und Abwärtsbe-wegung die doppelte Kraft. Diese Kraft muss die Membran zusätzlich erzeugen. Um diese seitliche Bewegung zu vermeiden, wurde für die Achse konstruktiv ein ausreichendes Spiel vorgesehen. Zur einfacheren Montage wurde ein Stecksystem entwickelt.

3.4.2.3 Funktionsprüfung der Wippenbooster

Da durch die Komplexität des Modells keine komplette Simulation des Gesamtsystems durchgeführt werden konnte, mussten mehrere Modelle mit unschiedlichsten Toleranzen und Geometrien aufgebaut werden.

Um die Funktionen des montierten Wippenboosters zu kontrollieren, wurde er auf Leckage, Schalt-schwellwert und Schaltverhalten untersucht. Die Vorgehensweise entspricht der des Membran-boosters.

Die Prototypen funktionieren bei unterschiedlicher Bauweise bei unterschiedlichen Drücken. Die Drü-cke sind allerdings höher als die in der Industriepneumatik üblicherweise geforderten. Daher wird der Wippenbooster noch weiter optimiert.

IMSIP

102

3.4.3 Systemaufbau Booster - Mikroventilsystem

Die beiden Boostertypen bilden zusammen mit dem Mikropiezoventil ein modulares Mikroventilsystem für die Industriepneumatik in der Standardbreite 10 mm. Die Druckluftversorgung des Mikropiezoven-tils über den Booster ermöglicht eine sehr einfache Anschlusstechnik auf der pneumatischen Seite.

Abbildung 157: Wippenbooster mit Mikropiezoventil

Es wurde nachgewiesen, dass mit nur 1,7 cm³ Bauvolumen ein Nenndurchfluss von 50 l/min machbar ist.

Im Vergleich zum bisher kleinsten Serienventil von Festo bedeutet das:

• 5-facher Nenndurchfluss

• Bauvolumen halbiert

• Leistungsaufnahme 1/20


103

4 Zusammenfassung

Im Rahmen des Vorhabens wurde ein fertigungstaugliches Mikroventilsystem mit einem Bauvolumen von unter einem Kubikzentimeter zum Einsatz in der Industriepneumatik entwickelt, das aus einem spritzgegossenen Gehäusedeckel mit integrierter Elektronik, einem Mikropiezoaktor und einem spritz-gegossenen Gehäuseboden aus Kunststoff mit Ventilsitzen und Piezolagerung aufgebaut ist. Der Ge-häusedeckel beinhaltet als Bestandteil des Gehäuses eine Heißpräge-MID-Baugruppe mit interner und externer elektrischer Verdrahtung sowie kompletter Ansteuerelektronik des Ventils. Im Gehäuseboden ist die pneumatische Verbindung zur Peripherie realisiert.

Die mechanische Verbindung von Gehäuseboden und Gehäusedeckel wird mittels Laserdurchstrahl-schweißen realisiert. Zur elastischen elektrischen Verbindung von Mikropiezoaktor und Elektronikmo-dul wurde eine spezielle Verbindungstechnik basierend auf elektrisch leitfähigem Silikon erarbeitet. Es wurde untersucht, wie sämtliche eingesetzten Aufbau- und Verbindungstechniken für die raue Anwen-dungsumgebung des Ventilsystems wie beispielsweise Schock, Vibrationen und Temperatur ausgelegt werden müssen. Alle zuverlässigkeitsrelevanten Parameter des Systems, insbesondere die Dichtheit, die Festigkeit aller Verbindungen sowie die elektrischen Parameter wurden berücksichtigt.

Als weitere Module für das Mikroventilsystem wurden zwei pneumatische Verstärker (Membranbooster und Wippenbooster) untersucht, die in idealer Weise modular mit dem Mikroventil kombiniert werden können. Es wurde nachgewiesen, dass mit dem Komplettsystem mit nur 1,7 cm³ Bauvolumen ein Nenndurchfluss von 50 l/min machbar ist. Im Vergleich zum bisher kleinsten Serienventil von Festo bedeutet das einen 5-fachen Nenndurchfluss bei halbiertem Bauvolumen sowie eine um den Faktor 20 geringere Leistungsaufnahme.

Weiterhin wurde die Möglichkeit der Integration von zusätzlicher Funktionalität im Gehäuse wie bei-spielsweise Drucksensorik untersucht. Grundsätzlich ist hiermit eine Ventildiagnose sowie ein geregel-ter Ventilbetrieb möglich. Weiterhin wurde ein Konzept zur Ölresistenz erarbeitet, wodurch ein stö-rungsfreier Betrieb auch bei der Anwesenheit kleiner Ölmengen gewährleistet ist.

Insbesondere bei großen Stückzahlen zeigt die 2K-MID-Technik deutliche Vorteile, wenn hohe Kom-plexität und kleines Bauvolumen gefordert ist. Daher wurde eine MID-Testbaugruppe in 2K-Technik konzipiert und das Potential der 2K-Technik für Anwendungen in der Industriepneumatik sowie deren Grenzen aufgezeigt.

Bei der Studie von verschiedenen Varianten zur Realisierung der Vorhabensziele wurde darüber hin-aus ein Konzept für einen völlig neuartigen Aufbau von elektrostatischen Ventilen entwickelt, die mit Hilfe von MID-Techniken und Mikrospritzgießtechniken hergestellt werden können. Neben den günsti-gen Fertigungskosten erscheinen bei diesem innovativen Ansatz weiterhin die Möglichkeit einer integ-rierten Stellungserfassung und der Betrieb als Proportionalventil besonders vorteilhaft. Dabei konnte die Ventilfunktion grundsätzlich nachgewiesen werden. Es zeigte sich, dass die Leistungsfähigkeit für einen Einsatz in der Industriepneumatik noch gesteigert werden muss, was durch eine Verbesserung der Strukturgenauigkeit und Oberflächenrauheit im Wesentlichen erreicht werden kann.

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5 Verwertung der Ergebnisse

Der erfolgreiche Wettbewerb gegen die hauptsächlich ausländischen Mitanbieter auf dem stark um-kämpften Pneumatik-Weltmarkt erfordert die Verfügbarkeit von innovativen Produkten für neuartige Anwendungsfelder. Insbesondere ist dem Miniaturisierungstrend Folge zu leisten. Konventionelle fein-werktechnische Lösungen können diese Produktanforderungen nicht mehr erfüllen, so dass der Tech-nologiewechsel zur Mikrosystemtechnik zwingend ist. Mit den im Rahmen des Vorhabens erarbeiteten Lösungsansätzen wurden die Grundlagen für die zukünftige Produktion innovativer Pneumatikkompon-enten in Deutschland und deren erfolgreiche nationale und internationale Vermarktung gelegt. Dazu trug insbesondere die Ausführung des Gehäuses und der pneumatischen Elemente in Kunststoff mit elektrischen Baugruppen in MID-Technik sowie der piezoelektrische Antrieb bei, wodurch die Produkti-on hochwertiger Baugruppen in Deutschland sichergestellt und der technologische Abstand zu Mitbe-werbern im Ausland ausgebaut werden.

Im HSG-IMAT haben die Ergebnisse des Vorhabens in entscheidender Weise zum Ausbau des Know-hows zur Anwendung der MID Technik zum Aufbau von Mikrosystemen beigetragen. Insbeson-dere ist durch das Vorhaben die Leistungsfähigkeit der Heißpräge-MID-Technik demonstriert worden, wodurch weitere Märkte für die Heißpräge-MID-Technik erschlossen werden, in der die innovative MID Technik eingesetzt werden kann. Dies wird deutlich durch eine erhöhte Nachfrage an F+E-Leistungen und entsprechende Industriekooperationen, was zu einer nachhaltigen Sicherung von Arbeitsplätzen in Deutschland im Bereich wirtschaftsnaher Forschungseinrichtungen führt. Durch die Auftragsforschung des HSG-IMAT wird insbesondere kleinen und mittelständischen Unternehmen, welche über nicht entsprechende Kapazitäten verfügen, der Weg für eine innovative Technologie der Zukunft geebnet.

Die im Rahmen des Projektes gesammelten Erkenntnisse können bei Oechsler auf vielfältige Weise, häufig in Zusammenarbeit mit überwiegend mittelständischen Partnern, verwertet werden. Zum einen besteht die Möglichkeit, gemeinsam mit Festo in absehbarer Zeit Serienprodukte zu entwickeln, die auf den Projektergebnissen aufbauen. Ohne das Projekt wären die Realisierungszeiträume ungleich län-ger. Die aufgezeigten Grenzen insbesondere der 2K-Spritzgießtechnik liefern wertvolle Anhaltspunkte für das weitere Vorgehen bei künftigen Entwicklungen. Darüber hinaus können die Ergebnisse auf andere Produkte, im Bereich der Industriepneumatik gemeinsam mit Festo, aber auch in anderen Branchen, angewendet werden. So sind z.B. die erarbeiteten Verbindungstechnologien (v.a. Laser-Durchstrahlschweißen und elastische Durchkontaktierung an Heißprägeteilen) für eine Vielzahl ande-rer Erzeugnisse nutzbar. Auch die entwickelten Gestaltungsrichtlinien für Mehrkomponenten-Teile können für zahlreiche andere Anwendungen genutzt werden und damit die Wettbewerbsfähigkeit von Oechsler im internationalen Umfeld erhöhen. Schließlich ist durch das Projekt ein wertvolles Netzwerk entstanden, dessen Pflege für alle Beteiligten wesentliche Vorteile bietet. Erste Aktivitäten sind bereits gestartet; so wurde auf Erfahrungen aus dem Projekt hin am HSG-IMAT ein Industriearbeitskreis Heißprägetechnik gegründet, in dem die Oechsler AG Mitglied ist. Weitere Aktivitäten und auch weite-re gemeinsame Forschungsvorhaben der Partner sind durchaus vorstellbar.

Die Ergebnisse werden durch entsprechende Veröffentlichungen verbreitet. Aus Oechsler-Sicht kann dies nicht zuletzt zur Steigerung des Unternehmensimages und damit wiederum zur Verbesserung der Wettbewerbsposition genutzt werden.


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6 Veröffentlichungen/Patentanmeldungen

Neben den im Projektzeitraum gehaltenen Vorträgen auf Statusseminaren wurden die Projektergeb-nisse in den folgenden Veröffentlichungen und Vorträgen vorgestellt:

H. Kück et al., "Innovative Sensor-/Aktuator-Mikrosysteme mit MID-Technik", 4. Internationaler Kon-gress Molded Interconnect Devices-MID 2000, 28. - 29. September 2000, Erlangen

M. Weinmann, M. Maichl, G. Munz; P. Post; Einsatz der MID-Technik in der Industriepneumatik; 1. Workshop "Innovative Anwendungen der MID-Technik", Stuttgart, 27.09.2001

M. Weinmann, M. Maichl, G. Munz, c. Hanisch, P. Post, H. Kück, W. Eberhardt, C. Pein, F. Pöhlau; A 3/2 Normally Closed Polymer Piezoelectric Microvalve with Integrated MID Electronics for Industrial Automation, 8th International Conference on New Actuators, Bremen, 10.-12.06.2002

G. Munz, M. Weinmann, M. Maichl, A. Münzenmaier, C. Hanisch, P. Post, H. Kück, W. Eberhardt, C. Pein, F. Pöhlau, "Integrated Piezoelectric Microvalves with MID Technology for Industrial Automation", 5. International Congress MID 2002, Erlangen, 25.-26.09.2002

F. Pöhlau, Th. Gerhäußer, W. Eberhardt, "Two-Schot MID with Microstructures as Substrate for Wire Bonding", 5. International Congress MID 2002, Erlangen, 25.-26.09.2002

M. Arnold, W. Eberhardt, M. Giousouf, H. Kück, G. Munz, M. Münch, M. Oprea, D. Warkentin, "Elekt-rostatisches Miniaturventil in Laser MID-Technik", 2. Workshop "Innovative Anwendungen der MID-Technik", Stuttgart, 08.10.2003

M. Arnold, W. Eberhardt, M. Giousouf, H. Kück, G. Munz, M. Münch, M. Oprea, D. Warkentin, "Fabri-cation of an Electrostatic Miniature Valve from Metallized Microinjection Molded Polymers", MICRO.tec 2003, München, 13.-15.10.2003

Patentanmeldungen:

EP 1367307: Piezoventil

DE10047705: Mikroventil

EP1367876: Verdrahtungsträger einschließlich Herstellungsverfahren und damit ausgestattetes elekt-risches Gerät

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7 Literaturverzeichnis

Automatisierte Fertigungslinie für Heißpräge-MID-Baugruppen, Abschlussbericht des Verbundprojekts AHMID, 2002.

Ehrenstein G.W., Stampfer S.: Metallisierung spritzgegossener Schaltungsträger, Metalloberfläche 5/1999.

Forschungsvereinigung Elektronische Baugruppen e.V.: Technologie 3 D-MID - Räumliche Elektroni-sche Baugruppen, Hanser 2004, München

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Hesse, S. K.; Hanke, M.; Schlaak, H. F.: Dimensionierung elektrostatischer Wanderkeilantriebe. F&M Feinwerktechnik Mikrotechnik Mikroelektronik 106 (1998) 7/8

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Liu, R. H.; Yu, Q. and Beebe, D. J.: Fabrication and Characterization of Hydrogel-Based Microvalves; IEEE Journal of MEMS, 11,1,2002, 45

Maillefer van Lintel, D.; Rey-Mermet, G.; Hirschi, R.: A High-Performance Silicon Micropump for an Implantable Delivery System. 12. IEEE International MEMS Conference, 17.-21. Jan. 1999, Or-lando/Florida, 1999, S. 541-546

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Messner, S.; Müller, M.; Burger, V.; Schaible, J.; Sandmaier, H.; Zengerle, R.: A Normally-Closed, Bimetallically Actuated 3-Way Microvalve for Pneumatic Applications. 11. Annual International Work-shop on MEMS, 25.-29. Jan.1998, Heidelberg, 1998, S. 40-44

Pöhlau F.: Heißgeprägte MIDs in Serie, Kunststoffe 07/2001, S. 40-43.

Roßberg, R.; Sandmaier, H.; Büttgenbach, S.: Portable Micro Liquid Dosing System. 11. Annual Inter-national Workshop on MEMS, 25.-29. Jan.1998, Heidelberg, 1998, S. 526-531

Ruzzu, A. et.al: Advances In Industrial Micro Valve Technology, Sensoren und Mess-Systeme 2002, 11. ITG/GMA-Fachtagung, 11.-12.03.2002, Ludwigsburg

Schlaak, H. F.: Komponenten der Mikroaktorik; In: VDI Bildungswerk, Seminar 34-25-01, Mikrosystem-technik für den Maschinenbau, Mainz, 4.-5. April 2000 [2]

Schmid, B.: Mikromechanische Aktoren in: D. Jendritza: Technischer Einsatz neuer Aktoren; Expert Verlag, Renningen (1998)


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Stampfer S.: Heißprägen von spritzgegossenen Schaltungsträgern; Dissertation LKT Erlangen 1999.

Stampfer S., Ehrenstein G.W.: Elektronische Schaltungen Heißprägen auf Thermoplast-Bauteilen, Kunststoffe 9/1998, S. 1506-1512.

Trimmer, W. S. N.: Microrobots and Micromechanical Systems; Sensors and Actuators 19 (1989) 3, 267-287

Weinmann, M.; Kluge, S.; Woias, P.; Vollmer, H.; Post, P.: Pneumatic Silicon Microvalves with Piezo-electric Actuation; Proceedings Actuator 2000, 19.- 21. 06. 2000, Bremen

Zengerle, R.: Stand der Technik bei mikrofluidischen Aktoren. F&M Feinwerktechnik Mikrotechnik Mik-roelektronik 104 (1996) 4, S. 241-248 [3]

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8 Abbildungsverzeichnis Abbildung 1: Aufbau des Mikropiezoventils ............................................................................................. 5

Abbildung 2: Leiterplattenlayout Elektronik.............................................................................................. 7

Abbildung 3: MID-Elektronik bestückt, Gehäusedeckel........................................................................... 7

Abbildung 4: Schematische Darstellung des Heißprägeprozesses ......................................................... 8

Abbildung 5: Vom Schaltungslayout zum Heißpräge-MID....................................................................... 8

Abbildung 6: Veränderung der Lage des Deckels im Werkzeug............................................................. 9

Abbildung 7: Musterplatine aus PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 natur................................................. 10

Abbildung 8: Schematische Darstellung einer Prägewulst .................................................................... 12

Abbildung 9: Schnittverläufe zur Bestimmung der Prägewulsthöhen .................................................... 12

Abbildung 10: Prägewulstmessung (Schnitt 3) auf PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 ............................ 13

Abbildung 11: PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 (geringer Prägewulst bei guter Haftung) ..................... 13

Abbildung 12: sPS Edgetek QT-30 GF/000 natur (hohe Prägewülste bei schlechter Haftung) ............ 13

Abbildung 13: PPS Fortron 1131 L4 (hohe Prägewülste und teilweise Ablösung der Leiterbahn aufgrund zu geringer Haftung der Folie) ......................................................................... 14

Abbildung 14: DSC-Analyse von PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G7 ........................................................ 14

Abbildung 15: Platte für quantitative Haftfestigkeitsbestimmung........................................................... 15

Abbildung 16: Teststruktur zur Haftfestigkeitsbestimmung ................................................................... 15

Abbildung 17: Platte mit heißgeprägter Teststruktur ............................................................................. 16

Abbildung 18: Querschliffe am Beispiel von PA6/6T Ultramid TKR 4355 G5 natur .............................. 16

Abbildung 19: Schematische Darstellung des Schältests und Aufbau am HSG-IMAT ......................... 17

Abbildung 20: Haftfestigkeiten verschiedener Leiterbahnbreiten am Beispiel von PA 6/6T Ultramid TKR 4355 G5 (schwarz).................................................................................................. 17

Abbildung 21: Gehäusedeckel als Heißgepräge-MID............................................................................ 18

Abbildung 22: Heißpräge-MID nach Dampfphasenlöten ....................................................................... 19

Abbildung 23: REM-Aufnahme der Hohlräume einer bei RT ausgehärteten Durchkontaktierung ........ 20

Abbildung 24: Widerstandsverhalten der Durchkontaktierungen unter Temperaturwechsellast........... 21

Abbildung 25: Vergossenes Heißpräge-MID ......................................................................................... 21

Abbildung 26: FEM-Simulation Silikondurchkontaktierung Version 1 und 2.......................................... 23

Abbildung 27: FEM-Simulation Variante 1 bei ∆y= 0.2 mm und ∆y= 0.4 mm........................................ 24

Abbildung 28: FEM-Simulation Variante 2 bei ∆y= 0.2 mm und ∆y= 0.4 mm........................................ 24

Abbildung 29: FEM-Simulation Gesamtsystem Piezobiegewandler Verschiebung............................... 25


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Abbildung 30: Schematischer Aufbau des Messstandes .......................................................................26

Abbildung 31: Schaltbild Mikroaktoransteuerung ...................................................................................26

Abbildung 32: Häufigkeitsverteilung der Mikroaktorbewegung nahe der Einspannstelle.......................27

Abbildung 33: Mikroaktor im eingespannten, nicht geschalteten Zustand .............................................28

Abbildung 34: Mikroaktor im eingespannten, geschalteten Zustand......................................................28

Abbildung 35: Ladekurve........................................................................................................................29

Abbildung 36: Entladekurve....................................................................................................................29

Abbildung 37: Hub des Mikroaktors und Temperaturverlauf während 3 Zyklen.....................................30

Abbildung 38: Verformung Gehäuseboden unter Innendruck 10 bar.....................................................31

Abbildung 39: Moldfow Gehäuseboden Füllzeit mit 1 Anspritzpunkt......................................................32

Abbildung 40: Moldfow Füllwahrscheinlichkeit mit 1 Anspritzpunkt........................................................32

Abbildung 41: Moldfow Füllzeit mit 2 Anspritzpunkten ...........................................................................33

Abbildung 42: Moldfow Bindenähte im Vergleich zu einem realen Teil ..................................................33

Abbildung 43: Rand einer Probedüse im Düsenplättchen......................................................................34

Abbildung 44: Schlechte (links, mitte) und optimale (rechts) Düsenkontur............................................34

Abbildung 45: Kraft-Weg-Kennlinie des Einsinkens des Düsenrands in den Dichtungswerkstoff .........36

Abbildung 46: Spannungs- und Dehnungsaufbau im Dichtungspad......................................................36

Abbildung 47: Prüfstand zur Messung von Dichtkräften und Eindringtiefe.............................................37

Abbildung 48: Mikropiezoventil komplett aufgebaut ...............................................................................38

Abbildung 49: 5-fach Klebevorrichtung für das Mikropiezoventil............................................................39

Abbildung 50: Lunkerbildung in der Laserschweißnaht..........................................................................40

Abbildung 51: Glasfaseranhäufung in der Laserschweißnaht ................................................................40

Abbildung 52: Schliffbild Schweißverbindung.........................................................................................41

Abbildung 53: Aufbau zur Messung des Ventilhubes .............................................................................42

Abbildung 54: 5-fach Dauerlaufvorrichtung für das Mikropiezoventil .....................................................42

Abbildung 55: Schema MID-Drucksensor ..............................................................................................43

Abbildung 56: Explosions-Zeichnung Demonstrator-Sensor..................................................................43

Abbildung 57: Foto des Demonstrator-Sensors .....................................................................................44

Abbildung 58: Bildung der Mess- und Referenzkapazität.......................................................................44

Abbildung 59: Schematische Darstellung der Auswerteelektronik .........................................................45

Abbildung 60: Schematische Darstellung des Versuchsstands .............................................................45

Abbildung 61: Schematischer Aufbau der 1. Versuchsanordnung.........................................................45

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Abbildung 62: Messergebnisse der 1. Versuchsanordnung .................................................................. 45

Abbildung 63: Schematischer Aufbau der 2. Versuchsanordnung ........................................................ 46

Abbildung 64: Messergebnisse der 2. Versuchsanordnung .................................................................. 46

Abbildung 65: Arbeitsschritte zur Herstellung des Demonstrators ........................................................ 47

Abbildung 66: Aufgeklebter Testchip aus Messing................................................................................ 47

Abbildung 67: MID-Substrat in den verschiedenen Bearbeitungsphasen ............................................. 47

Abbildung 68: Gebondeter Drucksensorchip auf MID-Substrat............................................................. 47

Abbildung 69: Aufnahme für aufgebauten Drucksensor........................................................................ 48

Abbildung 70: Schema Druckprüfstand ................................................................................................. 48

Abbildung 71: Druckkennline Sensor 1 auf MID-Substrat ..................................................................... 48

Abbildung 72: Druckkennline Sensor 2 auf MID-Substrat ..................................................................... 48

Abbildung 73: Aufgebauter Sensorchip mit Glob-Top ........................................................................... 49

Abbildung 74: Druckkennline mit und ohne Glob-Top ........................................................................... 49

Abbildung 75: Schematischer Schaltungsaufbau .................................................................................. 50

Abbildung 76: Biegewandler bei 0 Volt, f = 1,6-1,9 kHz......................................................................... 51

Abbildung 77: Biegewandler bei 30 Volt, f = 1,6-1,9 kHz....................................................................... 51

Abbildung 78: Oberflächenstruktur transportiert Öl vom Druck- zum Entlüftungsanschluss................. 52

Abbildung 79: Simulierter Strömungsraum des Mikroventils. ................................................................ 53

Abbildung 80: Stromlinien im Mikroventil (Farbe entspricht der Strömungsgeschwindigkeit). .............. 53

Abbildung 81: Test-MID in 2K-MID-Technik .......................................................................................... 56

Abbildung 82: Temperaturprofil in Zylinder und Düse ........................................................................... 57

Abbildung 83: 2K-Probeteil mit beschädigtem Vorspritzling (Leiterbahnen rechts unten)..................... 58

Abbildung 84: Vorspritzling aus LCP Vectra E820iPd nach chemisch Kupfer....................................... 59

Abbildung 85: Selektiv metallisierte Pads zum Aufbau von Nacktchips ................................................ 60

Abbildung 86: Selektiv metallisierte Durchkontaktierungen und Leiterbahnen...................................... 60

Abbildung 87: Pads auf 2K-Test-MID (LCP Vectra E820iPd/Polyolefin) nach chemisch Kupfer, chemisch Nickel und Tauchgold ..................................................................................... 60

Abbildung 88: Schema des elektrostatischen 3/2 Wege Ventils in MID-Technik .................................. 61

Abbildung 89: Prinzip der lateralen elektrostatischen Krafterzeugung .................................................. 62

Abbildung 90: Paschen-Kurve von Luft.................................................................................................. 63

Abbildung 91: Skizze Drehmomentberechnung .................................................................................... 63

Abbildung 92: Seitenansicht der Elektroden.......................................................................................... 64


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Abbildung 93: Drehmoment als Funktion der Spannung bei verschiedenen Überlappungen................65

Abbildung 94: Drehmomentbedarf der Rückstellfeder ...........................................................................66

Abbildung 95: Drehmomente als Funktion des Düsendurchmessers ....................................................67

Abbildung 96: Schnittbild durch das Gehäuse bei Druckbelastung........................................................67

Abbildung 97: Skizze des elektrostatischen Miniaturventils ...................................................................68

Abbildung 98: Abmessungen der Aktorelektroden .................................................................................70

Abbildung 99: HSC-gefräste Gegenelektrode ........................................................................................70

Abbildung 100: REM-Aufnahmen der Elektrodenoberfläche..................................................................71

Abbildung 101: Demonstrator des elektrostatischen Ventils (ohne Düse und Rückstellgewicht) ..........71

Abbildung 102: Aufbau des MID Ventils .................................................................................................72

Abbildung 103: Gehäuseboden ..............................................................................................................73

Abbildung 104: Aktor Oberseite..............................................................................................................74

Abbildung 105: Gehäusedeckel..............................................................................................................75

Abbildung 106: Feder links nach Laserschneiden und rechts anschließend nach Biegung ..................75

Abbildung 107: Gehäusewerkzeug.........................................................................................................76

Abbildung 108: Aktorwerkzeug...............................................................................................................76

Abbildung 109: Gehäusedeckel, Aktor und Gehäuseboden aus LCP Vectra E820iPd..........................77

Abbildung 110: Definition der Durchbiegung am Aktor...........................................................................77

Abbildung 111: Verzüge an den Aktoren als Funktion der Werkzeugtemperatur ..................................78

Abbildung 112: Werkzeugänderung und Ergebnisse .............................................................................78

Abbildung 113: Platzierung der Tastschnittmessungen .........................................................................79

Abbildung 114: Durchbiegungen der Aktoren für beide Werkzeuge ......................................................79

Abbildung 115: Metallisierte und strukturierte Bauteile (Gehäusedeckel, Aktor, Gehäuseboden, v.l.) ...................................................................................................................................80

Abbildung 116: Schliffbild im Bereich der Lager.....................................................................................80

Abbildung 117:Kammelektroden ............................................................................................................80

Abbildung 118: Modifizierte Aktor ...........................................................................................................81

Abbildung 119: Bodenteil mit eingeklebter Feder...................................................................................81

Abbildung 120: Axialspiel Aktor ..............................................................................................................81

Abbildung 121: Gehäusedeckel mit Abstandshalter...............................................................................81

Abbildung 122: Erster Prüfstand.............................................................................................................82

Abbildung 123: Elektr. Anschlüsse am ersten Prüfstand .......................................................................82

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Abbildung 124: Pneu. Anschlüsse am ersten Prüfstand........................................................................ 82

Abbildung 125: Aktor elektr. Betätigt ..................................................................................................... 83

Abbildung 126: Aktor spannungslos ...................................................................................................... 83

Abbildung 127: Zweiter Prüfstand für pneumatische und elektrische Funktionsprüfung....................... 83

Abbildung 128: Schaltverhalten-Druck-Messung................................................................................... 84

Abbildung 129: Schematische Darstellung eines Oder-Gliedes ............................................................ 85

Abbildung 130: Schnittbild des Membranboosters ................................................................................ 85

Abbildung 131: Vereinfachte Darstellung des Boosters im nicht angesteuerten Zustand..................... 86

Abbildung 132: Vereinfachte Darstellung des Boosters im angesteuerten Zustand ............................. 86

Abbildung 133: Skizzierte Darstellung für Stirndeckel und Hülse.......................................................... 87

Abbildung 134: FEM-Analyse Stirndeckel mit Design Analysis ............................................................. 88

Abbildung 135: FEM-Analyse Hülse mit Design Analysis...................................................................... 88

Abbildung 136: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper .................................................. 89

Abbildung 137: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper .................................................. 89

Abbildung 138: Schweißnaht zwischen Stirndeckel und Grundkörper mit reduziertem Schmelzbereich............................................................................................................... 90

Abbildung 139: Änderungsmöglichkeiten am Werkzeug....................................................................... 90

Abbildung 140: FEM-ABAQUS Analyse der Membran beim Eindringen in die Entlüftung .................... 91

Abbildung 141: Neues Membrandesign................................................................................................. 91

Abbildung 142: Schweißnaht zwischen Grundkörper und Abschlussdeckel ......................................... 92

Abbildung 143: Dichtsitze an den Schnittstellen Anschlussplatte des Mikropiezoventils und Booster ............................................................................................................................ 92

Abbildung 144: Schnittstelle zwischen Membranbooster und Mikroventil ............................................. 93

Abbildung 145: Druckaufbau beim Einschalten des Ventil-Booster-Systems ....................................... 94

Abbildung 146: Druckabbau beim Ausschalten des Ventil-Booster-Systems ....................................... 94

Abbildung 147: Schematische Darstellung eines Wippensystems........................................................ 95

Abbildung 148: Aufbau Wippenbooster ................................................................................................. 95

Abbildung 149: Wippenbooster mit Mikropiezoventil ............................................................................. 96

Abbildung 150: Simulation Luftdruckverteilung Wippenbooster ............................................................ 97

Abbildung 151: Schwingungsverhalten der Wippe ................................................................................ 97

Abbildung 152: Minimiertes Schwingungsverhalten der Wippe............................................................. 98

Abbildung 153: Simulation Schaltzustand Wippenbooster .................................................................... 99


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Abbildung 154: Schließkräfte auf die Düse in Abhängigkeit des Luftdruckes ........................................99

Abbildung 155: Einwirkende Kräfte auf die Düse durch die Luftfederkammer (grün), in Kombination mit der Membran an der Steuerkammer (rot) und die Rückstellkräfte des Luftdrucks an der Düse...........................................................................................100

Abbildung 156: Einfluss des Innendruckes im Booster auf die Membran der Steuerdruckkammer ....100

Abbildung 157: Wippenbooster mit Mikropiezoventil............................................................................102

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9 Tabellenverzeichnis Tabelle 1: Übersicht der untersuchten Thermoplaste 11

Tabelle 2: Zusammenfassung der Heißprägeergebnisse 18

Tabelle 3: Untersuchte Leitsilikone 19

Tabelle 4: Vergleich der möglichen Aktorprinzipien 22

Tabelle 5: Ergebnisse für die Düsendurchmesser 0,10,5 mm, Σ Rz = 5 µm, Druck 8 bar 35

Tabelle 6: Anzahl Lastspiele im Dauerlauf bei verschiedenen Schweißparametern 41

Tabelle 7: Vergleich von Herstellerangaben und Messwerten 49

Tabelle 8: Messergebnisse der Impedanzmessung 51

Tabelle 9: Wesentliche Konstruktionsdaten 64

Tabelle 10: Zusammenfassung der technologischen Parameter beim HSC-Fräsen 69

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Abschlussbericht - hahn-schickard.de · 3.1.4.3 Spritzgießwerkzeug für Gehäuseböden und...

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