Design of a casing for a microfluidic device 

 T.J.J.M. Schenkels 

August 2011  

MT 11.32 

Introduction Downscaling multifunctional  laboratory systems  is an easy recognized trend  in biological assays and chemical analyses and we find the most  important applications  in  life sciences, where they replace conventional laboratories. Driving force for shifting from the macro to the micro scale is a decrease in the use of device‐ and sample materials, an increase in the speed of analyses, and a decrease in costs of  such  testing. The  technology  frequently used  in  fabricating microfluidic devices  is  silicon based, but the time span from design to realization is in the order of a month or more. Reason is that, using silicon  or  glass,  it  is  difficult  to  fabricate  and  integrate  flexible  parts  like  pumps,  valves,  and sometimes even  channels. Because of  these problems new  technologies  are being developed and one  of  them  is  the  recently  finished microfluidic  device  [1].  This  product  is  being  tested  at  the moment and to this end a casing is needed.  A casing will be designed  that has  functionality  that complements  the already existing microfluidic device.  It will  therefore  need  a  quick way  to  connect  and  disconnect  pneumatic  tubing  that  can control  the multiple  integrated  flexible parts as pumps, valves and mixers. The casing also has  the goal of compressing and thereby closing the multiple reactor parts. The different parts of the reactor consist  of  rigid  plates  with  flexible  active  parts  that  need  to  be  compressed  to  seal  off  all  the functional parts. Compressing the multiple reactor parts will be an integral function of the casing to which end a connection mechanism  is designed  that  is able  to compress  the parts and keep  them compressed for a long time. The casing that will be designed needs to have this  functionality and needs  to be easily adjustable and to be produced at low cost.    

ContentsIntroduction ............................................................................................................................................. 2 

1.  Design .............................................................................................................................................. 4 

1.1  The process of the design ........................................................................................................ 4 

1.2  Overview .................................................................................................................................. 6 

1.3  Details ...................................................................................................................................... 7 

2.  Analysis ............................................................................................................................................ 9 

2.1  Analytical analysis .................................................................................................................... 9 

2.2  FEM analysis ............................................................................................................................ 9 

2.3  Time to failure ....................................................................................................................... 11 

2.4  Moldflow ............................................................................................................................... 12 

3.  Mould Design ................................................................................................................................ 14 

3.1 Partinglines .................................................................................................................................. 14 

3.2 Runners ........................................................................................................................................ 14 

4.  Conclusion and recommendations ................................................................................................ 18 

Appendix A:  Literature list ............................................................................................................. 19 

 

   

1. Design The design of the casing is made taking in consideration a couple of boundary conditions. First of all the original microfluidic reactor has to fit inside the casing. Therefore all the edges of the casing will be designed 0.5 mm larger than the reactor itself. Second there is the force that is needed to close the multiple parts together. The force that is needed will be calculated  in chapter 2. To deliver this force a connection mechanism needs to be designed. This mechanism needs to consist of one piece and needs to be integrated in the design. The casing should be designed in a way that two of the same parts combined will make a complete casing. The  last  condition  is  the  total  volume  of  the  casing.  The  casing will  be  injection moulded  on  a Ferromatik Milacron K‐TEC 60. This particular machine has a horizontal plunger with a maximum shot volume of 135cc and a vertical plunger with a maximum shot volume of 50cc [2]. The total volume of the casing therefore has  to be  less than 185cc.  Ideally  the volume should be  less than 135cc since only the horizontal plunger will then be needed.   

1.1 TheprocessofthedesignThe basic design of the casing is largely fixed by the shape of the micro fluidic reactor that has to fit in the casing. This means that the casing will have a curved shape with possibilities to attach pneumatic tubing and a fluid inlet and outlet.  The  total  casing will  consist  of  two  parts  that  have  to  be  connected  together with  some  sort  of mechanism. The design of this mechanism  is a process that started at a steel clip that  is often seen on toolboxes and can be seen in figure 1.  

 Figure 1: A clip as often seen on toolboxes that inspired the design of the connection mechanism.  This mechanism is transformed to a design in polymer that consists of only one part. This resulted in the design that can be seen in figure 2.  

 Figure 2: The first sketch of a connection mechanism. Part a  is the flexible part which will be  loaded with a compressive stress when the mechanism is in its closed position. Part b is the rigid part which will be loaded with a tensile stress in the closed state.  This design  is not perfect since the flexible rod is  loaded with a compressive stress. This means that the maximum stress cannot be too large since buckling will occur. The design is therefore adapted to a design in which the flexible  rods are no longer loaded with a compressive stress but with a tensile stress. Buckling is now no longer a risk and the maximum stress is much larger. The final design can be seen in figure 3. 

  Figure 3: the clip with (a) the rods, (b) the beam and (c) the cantilever.  The clip is made of two ‘rods’ (part a in figure 3) that are 1mm thick and therefore very flexible and a cantilever  (part c  in  figure 3)  that will connect  to a hook. The  rods are connected  to a beam with holes  (part b  in  figure 3). The holes are  there  to make  the mechanism  lighter and mouldable. The cantilever is tapered to make it stiff on the lower side but thin on the upper side for easy connection. 

 

       Figure 4: The hook to which the clip will attach with the rounded inside in detail.  The hook is a simple beam with a curved inside that has a radius that is slightly larger than the radius of the cantilevers edge (figure 4). The cantilever will therefore slide into the hook and lock in place.   Since  the  two parts of  the casing are mirrored  there will be six connection points around  the  final reactor.  This  should be  enough  to  apply  the  force  needed  to  seal  the  fluid  channels.  This  is  also tested in a FEM analysis in chapter 2. 

1.2 OverviewThe final design of the casing can be seen in figure 5. The left image is an exploded view of the total composition with the casing and the microfluidic reactor. Parts a and f are the casing and the other parts form the reactor. On the right a closed view of the assembled casing can be seen. The curvature of the casing  is almost the same as the curvature of the reactor. The small difference  is due to the length of the clips that are used to close the casing. To make the casing compress all the parts of the reactor firmly there are multiple points where the casing touches to the reactor. 

                   

Figure 5: The  left  image  is an exploded view of the casing with the reactor. On the right the closed casing.  

These  points  can  be  seen  in  figure  6.  The  beams  in  the middle  and  all  the  cylinders  are  pressed against the reactor. These same parts will be mirrored when two casing parts are combined and the reactor is between them. As a result the pressure that is needed for compressing the parts together is evenly distributed over the entire surface of the microfluidic reactor.  

 Figure 6: inside view of the casing 

1.3 DetailsThe casing consists of a shell and some details for functionality. First of all there is the connection for the pneumatic tubing. This connection is made by putting the tube in a tapered hole as seen in figure 7  (part a). 

  Figure 7: Cross‐section of  the pneumatic connection with  (a) the tapered hole  for the connection of the pneumatic tubes and (b) the tapered hole pressed against the microfluidic reactor.  The tubes will stay in place since the radius of the hole is a little smaller than the radius of the tube. The tubes are now connected to the cylinders that are on the bottom placed against the reactor. This again is done by a tapered part to make the placing of the casing against the reactor easier. This part is  indicated with  (b)  in  figure  7.  The  cylinders  itself  are  tapered on  the  inside  and  the outside  to prevent shrinking on the mould. 

 The next  important detail  is a practical one. The reactor will be covered entirely by the casing. This means that the reservoir that  is  implemented in the reactor design will not be visible anymore. It  is important that the reservoir  is visible  to check  if  the reactor  is  filled or not. To make  the  reservoir visible a small window is made in the casing as seen in figure 8.   

 Figure 8: window for reservoir visibility with (a) the casing and (b) the microfluidic reactor      

2. Analysis 

2.1 AnalyticalanalysisThe connection between the two parts has to be strong enough not to break at working conditions. Denteneer  [3]  found  that  in  a worst  case  scenario  the  distributed  pressure  from  the  fluid  in  the reactor  is 5.5 kPa. The  forces needed to deform the channel walls are negligible. To make sure the forces  applied  by  the  connection  mechanism  are  sufficient,  the  distributed  pressure  used  for calculation is increased to 10 kPa which results in a total force of 136 N. The dimensions of the design are checked by calculating the elongation of each of the connecting rods.  

 

 0.003 

 Since the elongation at break for polycarbonate is approximately 5% the mechanism should be able to close the two parts of the casing together.  

2.2 FEManalysisTo see if the analytical analysis is usable a FEM analysis is performed in MARC/Mentat. To this end a model of the clip is drawn as seen in figure 9.  

 Figure 9: the clip and the mesh as used in MARC/Mentat in the undeformed situation.  To analyze the strain  in the clip a force  is applied on the top surface of the beam. This force bends the clip until  it reaches a stop surface that acts as the hook  in the real product. This can be seen  in figure 10. 

 

Figure 10: The deformed situation of the clip in Marc/Mentat.  The strain distribution in the part is then plotted to see what the maximum strain was and where it would occur.  

 Figure 11:  the  strain distribution on  the bottom  side of  the  clip.This  is where  the maximum  strain occurs  The  distribution  of  the  strain  on  the  bottom  side  (figure  11)  of  the  clip  is  now  analyzed.  The maximum  strain  that occurs  is approximately 3%. This  is a  factor  ten higher  than predicted  in  the analytical analysis but still below the elongation at break for polycarbonate.  This  large difference in strain can be explained by the bending of the rods. In the analytical analysis only the strain due to the force of the fluid  in the reactor is taken into account. In the FEM analysis though, also the strain due to the bending of the rods is taken into account. This bending can also be analyzed analytically.  

 Figure 12: quarter of circle  The difference  in  length between edge 1 of  the quarter of a cylinder as drawn  in  figure 12 and  its centerline can be calculated using  the circumference of a circle. The strain at bending  the quarter cylinder  to  a  straight  rod  can  be  calculated  by  dividing  these  two  and  this  gives  the  following expression:  

11 

 For a diameter of the circle of 40 mm (the size used in the clip) this gives us a strain of 2.5% with the strain of the force acting on the rods taken into account it gives a strain of 2.8% which is almost the same as the strain in the FEM analysis which is 2.9%.  

2.3 TimetofailureThe  long term failure of polycarbonate can be predicted with an Eyring flow process. This is already done by Klompen et al.  [4] and  the  result  can be  seen  in  figure 13. The  stress  in  the  rods will be approximately 48 MPa at a strain of 3% as seen  in  figure 13. The results  from Klompen et al. show that for this stress the time to failure will be in the order of 10  s which is approximately 320 years.   

 Figure 13: Stress‐strain curve  for polycarbonate on  the  left and on  the  right  the  time  to  failure  for uniaxial extension (cirles) which is a simplified model for the rods in the clip. 

 

2.4 MoldflowSince there are a lot of details in the design of the casing a moldflow simulation is performed to make sure the casing is mouldable and to get an indication of the position of the weldlines. In figure 14 it can be seen that the entire part is filled after 1.2 seconds. It can also be seen that there are weldlines situated on the edges of the clips. The weldlines can be guided depending on the runner design that is used. When the injection points on the clips start injecting first and the rest of the injection points a  little  later, the weldlines will not be on the edge of the clips but somewhere on top of the casing. This  difference  in  timing  can  be  done  in  different ways.  It  is  possible  to  use  different  lengths  of runners for different injection points which has influence on the injection timing. This solution needs a  very  delicate  way  of  designing  the  runner  and  is  therefore  less  suitable.  A  method  that  is particularly fit for the Ferromatik Milacron K‐TEC 60 is using both plungers. The vertical plunger can be used to  inject clips and start first. After some time the horizontal plunger will start  injecting the rest of  the  injectionpoints.  The  time difference between  the  two plungers  can be  controlled  very precise.  

 

 Figure 14:  results of  the moldflow simulation. The  thick black  lines  in  the  last  image  represent  the 

weldlines. 

3. MouldDesign 

3.1PartinglinesThe moulding of the product is for a large part straightforward. There are some difficult places in the 

mould where  the partinglines have  to be designed  correctly.  the  clip  consists of  the  rods and  the 

cantilever  and  the partinglines will  be  different on  those  two parts.  To  illustrate  this  two  section 

views are made and can be seen in figure 15. 

 

Figure 15: section views of the clip with the partinglines of the mould in place. 

The same problem occurs at the hook to which the clip  is attached. There  is a different partingline 

here either and the solution to this is made clear in figure 16. 

 

Figure 16: section view of the hook with the parting line. 

3.2RunnersAs seen in the former chapter, the design is mouldable although some assumptions have been made. 

First  there  is  the  assumption  that  there  are  7  injection  points.  This  is  only  possible  when  both 

plungers on the Ferromatik Milacron K‐TEC 60 are used. The horizontal plunger will inject directly on 

the  injection point on top of the casing  (injection point 7  in  figure 17). The vertical plunger will be 

used to inject the clips (injection point 1 to 6 in figure 17).  

 

Figure  17:  An  overview  of  the  positioning  of  the  runners.  The  runners  1  to  6  are  injected  by  the 

vertical plunger and runner 7 is injected by the horizontal plunger. 

The next assumption that is made, already mentioned in the former chapter, is the timing of the flow 

in  the multiple  injection points.  Injection points 1  to 6 have  to start at  the same  time. This causes 

some problems in the runner design. The runners to the different injection points have to be of equal 

length, or more accurately of ‘equal time’. To reach this goal multiple possible designs are presented 

here.  Injection point 7  is not  in these designs since  it has a runner directly from the plunger to the 

injection point. 

 

Figure 18: The runner design where the difference in length is solved by an extra long runner. 

The most obvious way to solve this problem  is by making runners of equal  length. This means that 

the  runners  that go  to  injection points 3 and 4 and  to  injection points 5 and 6 are  symmetric and 

therefore of equal length and an extra long path is used to create the runner to injection points 1 and 

2. This can be seen in figure 18. 

Figure 19: The runner design where the difference in length is solved by a difference in channel width.  

Less obvious but as effective as the first solution is using the width of the runner channels to time the 

flows. A wider channel has a  faster  flow and can  therefore be used as  seen  in  figure 19.  Injection 

points  4  and  5  are  now  connected  to  a wide  runner where  the  injection  points  1,2,3  and  6  are 

connected to a thinner runner. The difference in length is now cancelled out by the difference in flow 

velocity. 

Solutions one and  two are both  very effective but  they need  very  long  runners. This might  cause 

problems since the shot volume of the vertical plunger of the Ferromatik Milacron K‐TEC 60  is only 

about 50cc.  

To make the runners smaller a three plate mould design  is considered. This means that one parting 

surface of the mould can be used for the product and the other parting surface for the runners. The 

runners  can now be on  top of  the product  and  therefore need  less  length  to  reach  the  injection 

points.  This makes  the  design  of  the  runner  fairly  easy  since  all  injection  points  are  positioned 

symmetrical around the centerline as shown in figure 20 This design has the advantage that only the 

horizontal plunger is needed to inject at all seven injection points.  

 

Figure 20: The runner design  in a three plate mould. The hole at a  is the point where the horizontal 

plunger is attached to the runner. 

This design is very effective and doesn’t need a very long runner but still some material is wasted and 

the design is a bit complex. An easier and market available solution is the use of a hot runner system. 

No material will be wasted during  production  and  the difference  in  length  is of no  effect on  the 

timing of the injection. Another advantage is the fact that the timing of the different injection points 

can be implemented with valves in the hot runner system. This electrical timing is very accurate and 

therefore interesting in this situation. The design of the runner can be a trivial aorta with branches to 

the injection points as can be seen in figure 21. 

 

Figure 21: The runner that can be used with a hot runner system.   

4. Conclusionandrecommendations To attach a microfluidic device  to  its pneumatic  tubing and  to  compress  the multiple parts of  the device a casing is designed. This casing is easy to use, make and replace. There are options to connect the pneumatic tubing, there is an intake and outlet for the fluids and a window to see te reservoir in the reactor. To connect the two parts of the casing a mechanism is designed consisting of a clip and a hook. This clip is analysed and it is usable for a long period of time. There are on the other hand some difficulties. The strain  in the connection rods  is high, though still usable. This could be reduced by increasing the radius of the rods. There will be an optimal radius at which the strain will be less high and the clip is still easy to connect to the hook. The next difficulty  is  the mouldability. As  can be  seen  in  the moldflow  analysis,  a  lot of  injection points  are needed.  Therefore  a  long  runner will be needed  and  the  total  volume of  the  casing  is already 110cc. This means that there  is only a total of 25cc  left to realize a runner along the entire casing when only the horizontal plunger is used.  The last problem is the timing during moulding. The top gate should be delayed a little to make sure the clips are completely filled and the weldlines will be situated at the top of the casing and the clips will  be  connected  firmly  to  the  casing.  Some  solutions  to  these  problems  are  presented  but  not investigated thoroughly. Therefore further optimization can be done.    

AppendixA: Literaturelist 

1. A full‐polymeric mouldable microfluidic device part 1: The process of design. P.E. Neerincx, R.P.J. Denteneer, H.E.H. Meijer. Macromolecular Materials and Engineering, doi: 10.1002/mame.201100047 

2. http://www.ferromatik.com/de/information/download/Technische_Daten_Deutsch_Englisch_2009.pdf 

3. Design and Realization of a Full‐Polymeric Injection Mouldable Multifunctional Microfluidic Reactor. Denteneer, R.P.J. s.l: Eindhoven University of Technology, 2009. Master’s Thesis. 

4. Quantitative Prediction of Long‐Term Failure of Polycarbonate. E. T. J. Klompen, T. A. P. Engels, L. C. A. van Breemen, P. J. G. Schreurs, L. E. Govaert,* and H.E.H. Meijer.  Macromolecules 2005, 38, 7009‐7017.