Beitrag zum Einsatz von unidirektional naturfaser ... · PDF fileProf. Dr.-Ing. habil. ... fb Faserbündel fe Fertigungseinfluss fr FaserrelativzumFaserdurchmesser g Gewicht ... sk

Beitrag zum Einsatz von unidirektional naturfaser-

verstärkten thermoplastischen Kunststoffen als

Werkstoff für großflächige Strukturbauteile

Von der Fakultät für Maschinenbau der

Technischen Universität Chemnitz

genehmigte Dissertation

zur Erlangung des akademischen Grades Doktor-Ingenieur (Dr.-Ing.)

vorgelegt von Dipl.-Ing. Gert Sedlacik geboren am 29.04.1976 in Zeulenroda

eingereicht am 06.11.2003

Gutachter: Prof. Dr.-Ing. habil. Eberhard Köhler TU Chemnitz

Prof. Dr.-Ing. Gerhard Scharr Universität Rostock

Prof. Dr.-Ing. habil. Andrzej K. Bledzki Universität Kassel

Chemnitz, den 23.07.2004

Archiviert im MONARCH: http://archiv.tu-chemnitz.de/pub/2004/0113

I

Bibliographische Beschreibung

Verfasser: Sedlacik, Gert

Thema: Beitrag zum Einsatz von unidirektional naturfaserverstärkten

thermoplastischen Kunststoffen als Werkstoff für großflächige

Strukturbauteile

Art der Arbeit: Dissertation an der Fakultät für Maschinenbau der Technischen Universität

Chemnitz, Institut für Allgemeinen Maschinenbau und Kunststofftechnik,

Chemnitz, 2004

Umfang: 128 Seiten, 77 Abbildungen, 35 Diagramme, 41 Tabellen, 101 Literaturstellen

Schlagwörter: Ausfallkriterium, FEM, Flachs, Hybridkrempelband, Mechanische Eigenschaft,

Naturfaserverstärkt, Polypropylen, Rotorblatt, Tsai Wu, UNIVO

Kurzreferat

In der vorliegenden Arbeit wurde eine Möglichkeit für die Verwendung von naturfaser-

verstärkten Thermoplasten in hochbelasteten großflächigen Strukturbauteilen aufgezeigt. Es

wurde ein Verfahren entwickelt, welches die preiswerte Herstellung eines Halbzeuges aus

Polypropylen und unidirektional ausgerichteten Naturfasern ermöglicht. Die Realisierbarkeit

dieses Verfahrens konnte für verschiedene Naturfasergehalte nachgewiesen werden. In

weiteren Untersuchungen wurden die optimalen Verarbeitungsparameter für die Herstellung

von Faserverbunden aus diesem Halbzeug mittels der Presstechnik ermittelt. Mit diesen

optimalen Parametern wurden Verbunde hergestellt und auf ihre statischen und dynamischen

Eigenschaften geprüft.

Auf Grundlage der in diesen Prüfungen ermittelten Kennwerte konnte die Einsatzmöglichkeit

dieser naturfaserverstärkten Thermoplaste für ein großflächiges Strukturbauteil gezeigt

werden. Als Beispiel für ein solches Bauteil wurde ein 3,75 m langes Rotorblatt einer

Windkraftanlage entworfen. Um eine Aussage über das Verhalten des Rotorblattes unter

Belastung treffen zu können, wurden folgende Lastfälle mit Hilfe der FEM simuliert:

• 50-Jahres-Böe, mit Windgeschwindigkeit von 50 m/s und stehendem Rotor

• Nennlast, mit Windgeschwindigkeit von 11 m/s und drehendem Rotor

Für die Bewertung des Verbundverhaltens wurde das Tsai-Wu-Ausfallkriterium heran-

gezogen, da es eine Aussage über das Bruchverhalten von Faserverbunden unter mehr-

achsiger Belastung erlaubt.

Die Auswertung dieser Simulationen ergab, dass es theoretisch möglich ist, naturfaser-

verstärkte Thermoplaste als Werkstoff in großflächigen Strukturbauteilen einzusetzen.

III

Inhaltsverzeichnis

0 Bezeichnungen.................................................................................................................V

0.1 Kurzzeichen (lateinisch).............................................................................................V

0.2 Kurzzeichen (griechisch)..........................................................................................VI

0.3 Indizes......................................................................................................................VII

0.4 Abkürzungen.............................................................................................................IX

1 Einleitung..........................................................................................................................1

2 Stand der Technik............................................................................................................2

2.1 Verstärkungsfaser........................................................................................................2

2.2 Matrix...........................................................................................................................4

2.3 Faser – Matrixbindung................................................................................................5

2.4 Recycling.....................................................................................................................5

2.5 Herstellverfahren.........................................................................................................7

2.5.1 Vorbemerkungen.....................................................................................................7

2.5.2 Halbzeugherstellung................................................................................................8

2.5.3 Bauteilherstellung..................................................................................................12

2.6 Großflächige Bauteile...............................................................................................16

3 Zielstellung der Arbeit...................................................................................................19

4 Unidirektionales Halbzeug............................................................................................20

4.1 Verfahrensentwicklung.............................................................................................20

4.1.1 Anforderungen und allgemeines Verfahrensschema.............................................20

4.1.2 Möglichkeiten der Wärmezufuhr..........................................................................20

4.1.3 Möglichkeiten der Konsolidierung........................................................................22

4.1.4 Anlagenschema.....................................................................................................22

4.2 Versuche....................................................................................................................23

4.2.1 Versuchsvorbereitungen........................................................................................23

4.2.2 Versuchsprogramm...............................................................................................31

4.2.3 Versuchsaufbau und -durchführung......................................................................31

4.2.4 Versuchsergebnisse und -auswertung....................................................................35

5 Ebene Bauteile................................................................................................................36

5.1 Berechnung der Kennwerte.......................................................................................36

5.2 Eigenschaften in Abhängigkeit der Verarbeitung....................................................39

5.2.1 Versuchsprogramm...............................................................................................39

5.2.2 Versuchsaufbau und -durchführung......................................................................40

5.2.3 Versuchsergebnisse und -auswertung....................................................................41

IV

5.3 Bestimmung der Verbundkennwerte durch Versuche.............................................48

5.3.1 Vorbemerkungen...................................................................................................48

5.3.2 Experimentelle Bestimmung Zugfestigkeit und Zug-E-Modul.............................49

5.3.3 Experimentelle Bestimmung Biegefestigkeit und E-Modul.................................51

5.3.4 Kennwerte bei Abkühlung mit geringem Temperaturgradienten..........................51

5.3.5 Druckfestigkeit......................................................................................................53

5.3.6 Interlaminare Scherfestigkeit.................................................................................53

5.3.7 Kennwertermittlung mit Grauwertkorrelationsanalyse.........................................54

5.3.8 Festigkeitskennwerte bei dynamischer Belastung.................................................60

5.3.9 Wasseraufnahmeverhalten.....................................................................................65

6 Großflächiges Bauteil....................................................................................................69

6.1 Vorbemerkungen.......................................................................................................69

6.2 Auslegung eines Rotorblattes....................................................................................69

6.2.1 Auslegungsparameter............................................................................................69

6.2.2 Profilabschnitte des Rotorblattes...........................................................................70

6.2.3 Berechnung der Anströmverhältnisse...................................................................71

6.2.4 Geometrie des Rotorblattes...................................................................................72

6.2.5 Auftrieb- und Widerstandskraft am Rotorblatt.....................................................74

6.3 Beanspruchungsanalyse............................................................................................75

6.3.1 Festlegen der Lastfälle...........................................................................................75

6.3.2 Lasten für Belastungsfall C1 Parkstellung............................................................77

6.3.3 Lasten für Belastungsfall A1 Produktionsbetrieb..................................................79

6.4 Bestimmung der werkstoffspezifischen Kennwerte.................................................81

6.4.1 Abminderungsfaktoren für die Werkstofffestigkeit..............................................81

6.4.2 Lastfallspezifische Kenngrößen der UD-Schicht..................................................82

6.4.3 Versagenskriterium...............................................................................................84

6.5 Simulation des Rotorblattes......................................................................................88

6.5.1 Vorbemerkungen...................................................................................................88

6.5.2 Vereinfachtes Modell............................................................................................89

6.5.3 Detailliertes Modell...............................................................................................94

7 Zusammenfassung.......................................................................................................101

8 Verzeichnisse................................................................................................................103

8.1 Literaturverzeichnis.................................................................................................103

8.2 Relevante DIN Normen...........................................................................................109

8.3 Abbildungsverzeichnis............................................................................................111

8.4 Diagrammverzeichnis..............................................................................................113

8.5 Tabellenverzeichnis.................................................................................................114

9 Anlage............................................................................................................................115

V

0 Bezeichnungen

0.1 Kurzzeichen (lateinisch)

Kurz-

zeichenEinheit Bezeichnung

a - Korrelationskoeffizient

A - | - | m² Abminderungsfaktor | Absorption | Fläche

b m Breite

B h Betriebsdauer je Tag

c - Beiwert

d µm | m Durchmesser

dF N/m Streckenlast

e mm | Pixel Abstand

E GPa E-Modul

f mm | Hz Dicke | Frequenz

F N Kraft

g m/s² | - Normalbeschleunigung | Grauwert

G GPa Schub-Modul

h J•s | m Plancksches Wirkungsquantum | Höhe

H dtex Feinheit

i - | W/(m²•µm) Laufvariable | spektrale spezifische Ausstrahlung

I - Intensität des Strahles

k J/K | - Bolzmannkonstante | Konstante

l m Länge

L a Lebensdauer der WKA

m kg Masse

M N•m | g/m² Drehmoment | Flächengewicht

n - | s-1 Anzahl | Drehzahl

p N/mm² | W/m² Druck | Leistungsdichte

P kW Leistung

r m | m Radius | Abstand von Rotorblattnabe

R MPa | - Festigkeit | Reservefaktor

R² - Bestimmtheitsmaß

S - Sicherheitsfaktor

VI

Kurz-


S MPa Schubfestigkeit

t min | m Zeit | Tiefe

T °C Temperatur

u mm Verformung

v Pixel Mittelwert der Verschiebung

v m/s | Pixel Geschwindigkeit | Verschiebung

V % Variationskoeffizient

W cm-1 Wellenzahl

x - x-Koordinate

y - y-Koordinate

z - | - Rauhigkeitslänge | z-Koordinate

0.2 Kurzzeichen (griechisch)

Kurz-


α - | ° Aufnahmerate | Winkel

∆m % Massenänderung

ε - | - Hemisphärische Gesamtemissionsgrad | Dehnung

γ - Schubverformung

ϕ - Gehalt

ϑ ° Schichtwinkel der UD-Schicht zur x-Achse

κ - Krümmungen

λ - | µm Schnelllaufzahl | Wellenlänge

ν - Querkontraktionszahl

ρ g/cm³ Dichte

σ MPa Spannung

τ MPa Schubspannung

VII

0.3 Indizes

Index Bezeichnung

6E8 bei 6 • 108 Belastungszyklen

a Abschnitt | Auftrieb | Austritt

al Auslegung

am Amplitude

an Anstell

au Auftrieb

b Bezug | Bezogen

B Biege

br Referenzbild

bv Vergleichsbild

D Druck

dm Massenänderung

e Eintritt

E E-Modul

ew Eingabewert

ex Extrem

F Verstärkungsfaser

fb Faserbündel

fe Fertigungseinfluss

fr Faser relativ zum Faserdurchmesser

g Gewicht

ges Gesamt

h Feinheitsbezogen

i Zählvariable | Zeile

ir IR-Strahler

j Zählvariable | Spalte

k Schichtnummer

ke Kern

la1 Lastfall A1

lc1 Lastfall C1

lu Luft

lv Licht im Vakuum

VIII

Index Bezeichnung

m Zählvariable

M Matrix

ma Massebezogen

max Maximal

mi Mittel

n Zählvariable

n1 Auf 1 normiert

na Nabe

ne Nenn

ob Ober

oo Objektiv zum Objekt

p Leistungs | Profil

pa Profilabschnitt

pi Pixel

pl Platte

pu Punkte

q Quadrant

r Rotor

R Festigkeit

ra Radial

rb Rotorblatt

re Resultierend

s Schub

se Scher

si Schicht

sk Schwarzer Körper

sp Schwerpunkt

st Zeitstandbelastung

sw Schwellfestigkeit

Ta Teil für Aerodynamische Belastung

te Temperatureinfluss

Ts Teil für Belastung durch Schwerkraft

Tt Teil für Belastung durch Trägheitskräfte

tw Tsai Wu

IX

Index Bezeichnung

u Umfang

un UNIVO

ut Unter

vo Volumenbezogen

w Wasser | Werkzeug | Wind

we Wechselfestigkeit

wi Widerstand

x In x-Richtung

xy In Schichtebene

y In y-Richtung

z In z-Richtung

Z Zug

zk Zyklen

zw Zwischenring

0.4 Abkürzungen

EP Epoxidharz

EPDM Hochmolekularer amorpher Ethylen/Propyläen-Kautschuk

FVK Faserverstärkter Kunststoff

GFK Glasfaserverstärkter Kunststoff

IR Infrarot

KBR Kaliumbromid

MAH Maleinsäureanhydrid

mass. % Masseprozent

NFK Naturfaserverstärkte Kunststoffe

PE Polyethylen

PP Polypropylen

PU Polyurethan

UNIVO Unidirektionales vorkonsolidiertes Band

vol. % Volumenprozent

WKA Windkraftanlage

1 Einleitung 1

1 Einleitung

Faserverstärkte Kunststoffe (FVK) werden aufgrund ihrer verschiedenen Eigenschaften in

vielen Anwendungsgebieten eingesetzt. So zeichnen sich Hightechverbunde mit Kohlenstoff-

fasern durch ihre hohe spezifische Festigkeiten und Steifigkeiten aus. Da ihre Herstellung sehr

kostenintensiv ist, kommen sie vor allem in der Militärtechnik und in der Luft- und

Raumfahrtindustrie zum Einsatz. Als Anwendungsbeispiel können Panzerbrücken aus

Aluminium mit Kohlenstofffasern als Verstärkungsfasern, Nutzlastadapter für Raketen aus

kohlenstofffaserverstärktem Duroplast und Raketendüsen aus kohlenstofffaserverstärkter

Keramik genannt werden. Weitere Einsatzgebiete für Hightechverbunde sind z.B.

schusssichere Bewehrung für Fahrzeuge, wo aramidfaserverstärkte Kunststoffe, wegen der

hohen Duktilität der Aramidfasern, verwendet werden.

Diesen Hightechverbunden stehen die Verbunde mit Glasfaserverstärkung gegenüber. Deren

Nachteil besteht darin, dass der E-Modul sehr viel geringer als der von Stahl ist und die

Festigkeit eines quasiisotropen Verbundes etwa der von Aluminium entspricht. Der Einsatz ist

deshalb nur in Bauteilen sinnvoll, welche anisotrop belastet werden und deren Verbund

entsprechend der Belastung aufgebaut ist. Weitere Einsatzfelder werden durch die sehr hohe

Chemikalienbeständigkeit im Chemieanlagenbau und durch die elektrische Isolations-wirkung

in der Elektrotechnik / Elektronik erschlossen. Auch zu nennen sind die bei kleinen und

mittleren Serien geringeren Herstellungskosten bei großflächigen Bauteilen mit starken

Rundungen und Kanten gegenüber konventionellen Werkstoffen.

Ein wachsendes Einsatzgebiet der Verbundwerkstoffe findet sich im Freizeitsektor. So werden

Fahrräder, Snowboards, Skier, Auspufftöpfe für Motorräder, Ansaugverteilerkästen für PKW

aus aramid- oder kohlenstofffaserverstärkten Duroplasten hergestellt. Diese Anwendungen

erfolgen aber nur in untergeordneten Gesichtspunkten wegen der Leistungsfähigkeit dieser

Verbundwerkstoffe, die Haupteinsatzgründe sind Prestige und Image.

Eine sich zunehmend etablierende Werkstoffgruppe der Verbundwerkstoffe sind die

naturfaserverstärkten Kunststoffe NFK, welche sich durch ihre sehr preiswerte Herstellung

und die Unbedenklichkeit der Verstärkungsfasern auszeichnen [1]. Wegen der geringen

mechanischen Eigenschaften liegt das Hauptanwendungsgebiet dieser Werkstoffe zur Zeit im

Sektor der untergeordneten Bauteile wie Verkleidungen, welche nur sehr geringen

Belastungen ausgesetzt sind. Um einen Einsatz dieser Werkstoffgruppe auch für höher

belastete Bauteile zu ermöglichen, sind neue wissenschaftliche Untersuchungen notwendig.

2 2 Stand der Technik

2 Stand der Technik

2.1 Verstärkungsfaser

Die Verstärkungsfasern können, wie in Abb. 2.1 gezeigt, nach natürlich vorkommend und

industriell hergestellt unterschieden werden. Die Vorteile der industriell hergestellten Fasern

liegen in reproduzierbaren Eigenschaften, hohen Festig- und Steifigkeiten. Als Nachteil sind

die aufwendigen Herstellungsprozesse und damit hohen Kosten zu nennen. Weiterhin sind bei

der Verwendung von Glasfasern die Lungengängigkeit und das Auftreten von Hautirritation

bei der Verarbeitung ohne Schutzmaßnahmen zu beachten. Von den natürlich vorkommenden

Fasern ist Asbest wegen seiner kanzerogenen Wirkung nicht mehr im Einsatz. Die

organischen Fasern auf Eiweißbasis (tierisch) haben als Verstärkungsfasern keine Bedeutung.

Faserarten

natürlich vorkommendindustriell hergestellt

organischanorganischorganischanorganisch

• Aramid• Glas• Kohlenstoff

• Zellulose• Eiweiß

• Asbest

Abb. 2.1: Übersicht Faserarten

Der Einsatz von organischen Fasern auf Zellulosebasis (pflanzlich) hat in den letzten Jahren

einen starken Aufschwung erlebt. Diese Entwicklung ist auf die gestiegenen ökologischen

Anforderungen zurückzuführen. Vorteile von Naturfasern sind, dass sie eine geringe Dichte

haben und mit wenig Energieaufwand hergestellt werden können. In [2] wurden die

Energieaufwendungen für die Herstellung von Glasfasern und Flachsfasern verglichen. Es

ergab sich, dass für die Herstellung von 1 kg Glasfaser 31,7 MJ Energie und für 1 Flachsfaser

nur 6,7 MJ Energie notwendig ist. Weitere Vorteile gegenüber Glasfasern sind die

physiologische Unbedenklichkeit und die geringe Abrasivität bei der Verarbeitung.

Verbundwerkstoffe mit Naturfasern erreichen zwar nicht die hohen Festigkeiten von

kohlenstofffaserverstärkten Kunststoffen, sie weisen aber aufgrund der geringeren Dichte der

Naturfasern eine hohe spezifische Festigkeit auf und können daher mit glasfaserverstärkten

Kunststoffen konkurrieren.

2 Stand der Technik 3

In Abb. 2.2 ist eine Untergliederung der organischen

pflanzlichen Fasern dargestellt. Baumwolle eignet sich

aufgrund ihrer hohen Dehnung nicht als

Verstärkungsfaser.

Wegen ihrer hohen Festigkeit werden die Stengelfasern

von Flachs und Hanf und die Blattfasern von Sisal als

Verstärkungsfasern in Kunststoffen eingesetzt. Aufgrund

der regionalen Verfügbarkeit in Mitteleuropa sind Flachs

und Hanf als Verstärkungsfaser zu bevorzugen.

Die Aufbereitung der Naturfasern erfolgt in den folgenden Schritten:

• Raufen � Pflanze mit Wurzel ausreißen

• Trocknen � Blätter werden spröde

• Riffeln � Entfernen der Samenkapseln und Blätter

• Rösten � Bakterien greifen Rindengewebe an

• Trocknen �Mark, Holz und Rinde werden spröde

• Brechen und Schwingen � Aufbrechen und Abschlagen von Holzschicht und Rinde

• Hecheln �Auskämmen der Fasern

Die so gewonnenen Fasern werden in der Textilindustrie zu Garnen weiterverarbeitet. Als

Verstärkungsfasern für Kunststoffe werden die beim Schwingen anfallenden groben Fasern

(Schwungwerg) verwendet [3]. Es ist auch möglich nicht gerösteten Flachs (Grünflachs)

weiterzuverarbeiten.

Die Qualität der Naturfasern ist von vielen Faktoren abhängig. So spielt der Termin der

Aussaat, der Boden im Anbaugebiet, die Düngung, das Klima während der Wachstums-

periode und der Erntetermin eine

große Rolle. Weiteren Einfluss auf

die Faserqualität hat die Röste. Bei

der natürlichen Röste lösen Bakterien

das Rindengewebe, wodurch die

Fasern freigelegt werden. Damit sich

diese Bakterien vermehren können,

brauchen sie eine feuchte Umgebung.

Diese kann durch folgende Ver-

fahrensweisen geschaffen werden:

organisch Fasern (planzlich)

Pflanzenhaare Bastfasern

Fruchtf.Blattf.Stengelf.

• Flachs/Hanf • Kokos• Sisal

• Baumwolle

Abb. 2.2: Übersicht Pflanzenfasern

Abb. 2.3: Einbringen der Stengelbündel in Wasserkästen [4]


• Feld- oder Tauröste � Die Stengel bleiben auf dem Feld liegen, durch das

Niederschlagen von Tau werden sie feucht.

• Kaltwasserröste � In Kästen werden die gebündelten Stengel in stehende oder

fließende Gewässer eingebracht (siehe Abb. 2.3)

• Warmwasserröste � Die Stengel werden bündelweise in betonierte Röstbecken

mit beheiztem Wasser eingebracht

Als künstliche Faseraufschlussverfahren sind die Heißwasser-, die Dampfröste und die

chemische Röste zu nennen, welche schon 1928 [4] bekannt waren. Die Röstverfahren,

welche direkt im Wasser ablaufen, haben den Nachteil, dass sie zu einer großen Belastung des

Wassers führen. Der Nachteil der künstlichen Aufschlussverfahren liegt im hohen Aufwand

und den damit verbundenen Kosten.

Für die Verwendung von Flachs und Hanf als Verstärkungsfasern in Kunststoffen werden die

Fasern durch Feldröste und rein mechanische Aufbereitung gewonnen. Da dafür keine

kostenintensive Anlagentechnik notwendig ist, stehen die Fasern zu einem sehr geringem

Preis zur Verfügung.

2.2 Matrix

Als Matrix sind Duroplaste oder Thermoplaste einsetzbar. Duroplaste werden ungehärtet

verarbeitet und dann durch Härten vernetzt. Sie sind nicht schmelzbar. Im ungehärteten

Zustand zeichnen sie sich durch eine geringe Viskosität aus, aufgrund welcher es zu einer sehr

guten Benetzung der Verstärkungsfaser und damit zu einer hohen Festig- und Steifigkeit des

Verbundes kommt. Im Gegensatz dazu führt die hohe Viskosität der thermoplastischen

Kunststoffe zu einer schlechteren Benetzung der Verstärkungsfaser und damit zu geringeren

Festigkeits- und Steifigkeitskennwerten des Verbundes. Die Vorteile gegenüber duro-

plastischen Kunststoffen sind die Wiederaufschmelzbarkeit, unbegrenzte Lagerfähigkeit und

die einfachere Verarbeitung. Eine Übersicht über die Matrixwerkstoffe ist in Abb. 2.4

dargestellt.

Matrixwerkstoffe

thermoplastischduroplastisch

natürlichpetrochemischpetrochemisch natürlich

• Polypropylen• Polyethylen

• thermoplastische Stärke

• Tribest• Epoxidharz

Abb. 2.4: Matrixwerkstoffe


Wie bei den Fasern setzt auch bei den Matrixwerkstoffen eine verstärkte Entwicklung in

Richtung umweltverträglichere Werkstoffe ein. Dabei geht es um die Gewinnung der

Matrixwerkstoffe aus nachwachsenden Rohstoffen. Möglichkeiten sind duroplastische Kunst-

stoffe auf Basis von Pflanzenölen oder Zuckerderivaten und thermoplastische Werkstoffe auf

Basis von Stärke oder Zellulose [5].

Wegen der zur Zeit noch schwierigen Verarbeitung der thermoplastischen Werkstoffe aus

nachwachsenden Rohstoffen wird in der vorliegenden Arbeit auf petrochemische Thermo-

plaste zurückgegriffen.

Bei dem Einsatz von Naturfasern als Verstärkungsfasern muss auf die thermische Degradation

der Fasern ab etwa 200 °C geachtet werden. Von den Thermoplasten bieten sich wegen der

geringen Schmelzpunkte die Polyolefine Polyethylen (PE) und Polypropylen (PP) an. Da PP

eine höhere Wärmeformbeständigkeit aufweist, wurde es als Matrixwerkstoff gewählt.

2.3 Faser – Matrixbindung

Die Grenzschicht zwischen Faser und Matrix (Interface) wird, wegen ihres hohen Einflusses

auf die Kennwerte des Verbundes, oft als eine Komponente des Verbundes bezeichnet. Durch

eine gute Anbindung der Matrix an die Faser werden hohe Steifigkeits- und Festigkeitswerte

erreicht. Eine Verbesserung der Faser-Matrixbindung bei naturfaserverstärkten Thermo-

plasten kann durch eine Oberflächenbehandlung der Naturfasern oder durch Einsatz eines

Haftvermittlers realisiert werden.

In [6] wurde durch eine Alkalibehandlung der Naturfasern die Verbundzugfestigkeit um 15 %

und durch Einsatz von 3 % Haftvermittler auf MAH Basis die Verbundbiegefestigkeit um

42 % gesteigert. Eine Erhöhung der Zugfestigkeit von flachsfaserverstärktem PP um 25 %

konnte durch Verwendung eines Haftvermittlers auf Silanbasis erreicht werden [7].

2.4 Recycling

Ein großes Problem der Faserverbundwerkstoffe stellt die Frage dar:

Wie können faserverstärkte Bauteile am Ende ihrer Lebensdauer entsorgt werden ?

Bauteile aus konventionellen Werkstoffe wie Stahl und Aluminium sind durch Umschmelzen

einfach zu neuen Bauteilen verarbeitbar, ohne dass sich die Eigenschaften des Materials

ändern. Bei Faserverbundwerkstoffen ist dies nicht möglich, da sie nicht aus sortenreinem

Material sondern aus einer Mischung stark verschiedener Materialien bestehen.

In Abb. 2.5 sind die Möglichkeiten der Entsorgung graphisch dargestellt.


Bauteil am Ende der Lebensdauer

BeseitigungRecycling

Verbrennen FüllstoffProdukt- Material- Chemisches R. Deponieren

Abb. 2.5: Recycling und Beseitigung

Die Möglichkeit des Deponierens ist ab 2005 ausgeschlossen, da ab dann nur Materialien mit

Glühverlusten unter 5 % deponiert werden dürfen. Die Beseitigung durch Verbrennung ist in

Müllverbrennungsanlagen oder Rohröfen der Zementindustrie möglich [8].

Zitat aus [8] S.49:

„Eine Beeinträchtigung der Umwelt durch die Verbrennung von FKV mit

thermoplastischer Matrix ist nicht zu erwarten.“

Es ist jedoch davon auszugehen, dass bei der Verbrennung von FVK zusammen mit

Verpackungs- und Restmüll in Müllverbrennungsanlagen keine optimale Verbrennung

gegeben ist und damit eine Beeinträchtigung der Umwelt nicht ausgeschlossen werden kann.

Für den Einsatz als Füllstoff werden die Bauteile zerkleinert und Thermo- bzw. Duroplasten

zugegeben, dadurch kommt es zu einer Steigerung der Steifigkeit und zu einer geringen

Erhöhung der Festigkeit [9]. Eingesetzt werden diese Kunststoffe dann für Bauteile mit

geringen Anforderungen (Komposter, Gartenbänke, ...).

Als Möglichkeiten des Produktrecyclings stellen sich die Verwendung des Bauteils für den

gleichen oder für einen anderen Einsatzzweck dar. Dabei kann das Produkt seine Form

behalten oder durch einfache Weiterverarbeitung zu einem neuen Produkt werden. Das

Produktrecycling bietet sich für FVK mit thermoplastischer Matrix an. Die Bauteile können

zu anderen Bauteilen umgeformt werden oder durch Zerkleinern und Spritzgießen zu neuen

Bauteilen verarbeitet werden [10].

Unter Materialrecycling ist das Lösen des Matrixwerkstoffes mittels Lösungsmittel und die

nachfolgende Verarbeitung des Kunststoffes unter Lösungsmittelrückgewinnung zu verstehen.

In [11] wurde in einer Wirtschaftlichkeitsbetrachtung festgestellt, dass bei Herstellung von

Massenkunststoffen aus reinen Altkunststoffen mit dieser Methode das Einsparpotenzial

zwischen 0,9 und 1,5 EUR/kg liegt. Beim Recycling von FVK stellen jedoch die

Verstärkungsfasern ein Problem dar, welche zurückbleiben und gesondert entsorgt werden


müssen [12]. Weiterhin erfordert die Verwendung von Lösungsmitteln besondere

Schutzmaßnahmen.

Ein chemisches Recycling bedeutet, dass z.B. die thermoplastischen Matrix bis auf die

Monomere abgebaut wird. Aus diesen kann dann durch Polymerisation wieder ein

Thermoplast hergestellt und weiterverarbeitet werden. Nachteile sind der hohen technische

Aufwand und die verbleibenden Verstärkungsfasern.

Die Wahl von Naturfasern als Verstärkungsfaser und von Polypropylen als Matrix ist

dementsprechend auch für das Recycling sinnvoll, da durch Produktrecycling ohne großen

technischen Aufwand aus den alten Produkten neue hergestellt werden können.

2.5 Herstellverfahren

2.5.1 Vorbemerkungen

Für die Herstellung von Bauteilen aus FVK sind die verschiedensten Verfahren in

Anwendung, die meisten davon sind für die Herstellung von glasfaserverstärkten und

kohlenstofffaserverstärkten Kunststoffe entwickelt worden. Einen Überblick über Verfahren

geben z.B. [13] [14] und [15].

Da der Schwerpunkt der vorliegenden Arbeit auf naturfaserverstärkten Kunststoffen liegt,

wird im folgenden speziell auf die Verfahren für naturfaserverstärkte Kunststoffe

eingegangen. Dabei handelt es sich um Verfahren, die entweder aus bisher für glas- und

kohlenstofffaserverstärkte Kunststoffe angewendeten Verfahren abgeleitet wurden oder die

speziell für die Naturfaserverarbeitung neu entwickelt wurden.

Die meisten Verfahren zur Bauteilherstellung beruhen auf der Verwendung von Halbzeugen.

Unter Halbzeug wird die Vorstufe von Bauteilen verstanden. Die fertigen Bauteile werden

durch Weiterverarbeitung dieser Halbzeuge hergestellt. Die Halbzeuge können danach

unterteilt werden, ob sie bereits das Matrixmaterial enthalten (imprägniert) oder ob sie nur die

Verstärkungsfasern enthalten (unimprägniert). Die imprägnierten Halbzeuge haben bei der

Verarbeitung von FVK mit thermoplastischer Matrix einen hohen Stellenwert, da die

Umschließung der Verstärkungsfasern bei dem fertigen Bauteil durch die kurzen Fließwege

des Matrixmaterials sehr gut ist. Möglichkeiten der Imprägnierung sind Pulverimprägnierung,

Lösungsmittelimprägnierung, Film-Stacking-Verfahren, Schmelzeimprägnierung und die

Verwendung von Gemischen aus Verstärkungs- und Matrixfasern.

Die Pulverimprägnierung hat den Nachteil, dass die Pulverherstellung sehr kostenintensiv ist.

Bei der Lösungsmittelimprägnierung erfordert das Handling des Lösungsmittels, die


Lösungsmittelrückgewinnung und die Arbeitsschutzmaßnahmen hohen technischen Aufwand.

Bei dem Film-Stacking und der Schmelzeimprägnierung ist die vollständige Imprägnierung

wegen der langen Fließwege und der hochviskosen Schmelze relativ schwierig zu erreichen.

Die Herstellung von Halbzeugen aus einer Mischung von Matrix- und Naturfasern ist wegen

der in der Textilbranche schon lange vorhandenen Technik ein einfaches Verfahren, welches

ohne großen zusätzlichen Technologieaufwand realisierbar ist. Durch das Vorliegen von

Matrix- und Verstärkungsfasern nebeneinander sind extrem kurze Matrixfließwege

vorhanden, was zu einer sehr guten Einbettung der Verstärkungsfaser im Matrixmaterial führt.

2.5.2 Halbzeugherstellung

2.5.2.1 Nadelvliesstoff

Vliesstoffe haben wegen ihrer preiswerten Herstellung und guten Weiterverarbeitungs-

eigenschaften eine große Verbreitung. Sie werden unimprägniert nur aus Naturfasern oder

imprägniert als Hybridvliesstoff aus einer Mischung von Matrix- und Naturfasern hergestellt.

Die Faserballen werden im Ballenöffner geöffnet und im Mischbett durch horizontales

Ablegen und vertikales Abnehmen gemischt, es entsteht die Flocke. Die weitere Verarbeitung

erfolgt wie in Abb. 2.6 dargestellt. Die Flocke wird einer Krempel zugeführt und dort zu

einem homogenen dünnen Flor verarbeitet. Durch mehrfaches Ablegen dieses Flores

übereinander entsteht das Vlies. Dieses ist sehr schlecht handhabbar und wird deshalb durch

Vernadelung zu dem gut handhabbaren Halbzeug Nadelvliesstoff weiterverarbeitet, welcher

auch als Wirrvliesstoff bezeichnet wird.

Krempel Ablegeeinheit Vernadelung Wickler

Flocke Flor Vlies Vliesstoff

Abb. 2.6: Vliesherstellung mit Längsableger

Das Ablegen des Flors kann längs oder quer zur Verarbeitungsrichtung erfolgen. Durch dieses

Ablegen sind die Fasern leicht orientiert. Bei quer abgelegtem Vlies ist die Vorzugsrichtung

quer zur Verarbeitungsrichtung und beim Längsableger längs zur Verarbeitungsrichtung. Die

mechanischen Kennwerte Zugfestigkeit und E-Modul sind in Vorzugsrichtung leicht höher.

Das Potenzial der Verstärkungsfasern wird aber insgesamt nur gering genutzt, die Festigkeiten

der fertigen Bauteile sind deshalb niedrig.


2.5.2.2 Krempelband

Wie bei der Hybridnadelvliesstoffherstellung erfolgt das Mischen der Verstärkungs- und

Thermoplastfasern im Mischbett und das Herstellen des Flors auf einer Krempel. Bei der

Krempelbandherstellung wird dieses Flor nicht abgelegt, sondern durch einen Bandabzug zu

einem Krempelband kompaktiert. Das entstehende Krempelband wird in einer Kanne abgelegt

(siehe Abb. 2.7 ).

Abzug Kanne

Krempel-band

Flocke Flor

Krempel

Abb. 2.7: Krempelbandherstellung

Im Krempelband liegen die Fasern gerichtet vor. Ein Problem bei der Weiterverarbeitung ist

die sehr geringe Festigkeit des Krempelbandes, da dieses nicht verdreht ist. Die Arten der

Weiterverarbeitung sind in Abb. 2.8 gezeigt.

GarnVorgarn

Gelege

Pull-Drill

Krempelband

LangfasergranulatGewebe

Compoundierung

KurzfasergranulatGarn Gestricke

Abb. 2.8: Weiterverarbeitung des Krempelbandes

Eine Möglichkeit der weiteren Verarbeitung besteht darin, das Band durch Strecken und

Verdrehen zu einem Vorgarn und dann zu einem Garn zu verarbeiten. Dieses Garn ist

ausreichend fest, um es von Spulen abziehen zu können. Für die Weiterverarbeitung wird

entweder das Garn direkt verwendet oder aus dem Garn werden Gelege, Gewebe und

Gestricke hergestellt. Unter Gelegen sind nicht nur in eine Richtung abgelegte Garne zu

verstehen, sondern es gibt auch die Möglichkeit der Herstellung multiaxialer Gelege [16]. Die

Gewebe und Gestricke haben den Nachteil, dass durch den Web- oder Strickprozess hohe

Herstellungskosten entstehen. Ein weiterer Nachteil ist, dass durch die Umlenkung der Fasern

nicht die maximal möglichen Festigkeits- und Steifigkeitswerte des Verbundes erreicht

werden. Die Gelege weisen den Nachteil dieser Faserumlenkung nicht auf, die Festigkeit und


Steifigkeit des fertigen Verbundes ist dementsprechend höher, nachteilig ist jedoch die

schlechte Handhabbarkeit durch die geringe Anzahl der Fixierfäden.

Beim Compoundieren wird das Krempelband aus Naturfasern und Thermoplastgranulat einem

Extruder zugeführt, extrudiert und granuliert. Im entstehenden Granulat liegen die

Verstärkungsfasern wirr und als Kurzfasern vor [17]. Bei dem PULL-DRILL Verfahren wird

Hybridkrempelband verwendet, welches aufgeheizt, verdreht und durch eine Matrize gepresst

wird. Der Vorteil des hergestellten stäbchenförmigen Granulates ist, dass die Länge der

Verstärkungsfasern durch die Verdrehung länger als die Granulatlänge ist, dadurch kommen

die Verstärkungseigenschaften der Naturfasern besser zur Geltung als bei der Verwendung

von Granulat, welches durch Compoundieren hergestellt wurde. Das Langfasergranulat eignet

sich für die Spritzgieß- und die Plastifizierpresstechnik [18] [19]. Die Orientierung der Fasern

in den Bauteilen wird jedoch durch die Fließprozesse während der Herstellung beeinflusst und

kann nicht direkt gesteuert werden.

2.5.2.3 Organoblech

Die Herstellung von Organoblech kann aus Hybridvliesstoffen durch eine Doppelbandpresse

erfolgen (siehe Abb. 2.9).

Heiz- Kühlzone

KraftVliesstoff Organoblech

Band

Abb. 2.9: Doppelbandpresse

Als Vorteile werden das geringere Volumen des Organobleches gegenüber Hybridvliesstoffen

und die geringere Feuchtigkeitsaufnahme genannt [20]. Dabei erfolgt das Aufheizen,

Konsolidieren und Abkühlen des Hybridvliesstoffes zwischen zwei Stahlbändern. Die

Doppelband-presstechnik ist sehr aufwendig, da die Kühlung und Aufheizung der Vliesstoffe

durch das bewegte Stahlband erfolgen muss.

Eine weitere Herstellungsmöglichkeit von Organoblech ist, die Hybridvliesstoffe durch eine

IR Heizeinrichtung aufzuheizen und durch ein Walzwerk zu konsolidieren [21]. Vorteil dieser

Herstellungsmethode ist die einfachere Anlagentechnik gegenüber der Doppelbandpresse.


2.5.2.4 Gegenüberstellung

Als Kriterien für die Beurteilung der Halbzeuge wurden die Handhabbarkeit, die

Faserorientierung, der Herstellungsaufwand, die Bauteilfestigkeit und die -steifigkeit gewählt.

Die Handhabbarkeit ist für die Weiterverarbeitung des Halbzeuges ein entscheidendes

Kriterium, sie umfasst die Empfindlichkeit des Halbzeug beim Transport und beim Platzieren

für weitere Verarbeitungsschritte. Für Vliesstoffe, Granulate und Organobleche ist sie gut, da

diese Halbzeuge auch bei rauer Handhabung nicht ihre Eigenschaften verlieren. Eine mittlere

Handhabbarkeit haben Garne, Gewebe und Gestricke. Beim Transport und der Platzierung

sind besondere Maßnahmen notwendig, um ein Verknoten oder Aufreißen der Gewebe- bzw.

Gestrickestruktur zu vermeiden. Die schlechteste Handhabbarkeit liegt bei den Gelegen vor.

Diese sind wegen der nur geringen Anzahl von Stabilisierungsfäden sehr empfindlich, es kann

zu einer Verschiebung des Geleges kommen und dieses dadurch unbrauchbar werden.

Ein weiteres Kriterium ist die Faserorientierung. Sie sagt aus, ob es mit einfachen technischen

Mitteln möglich ist, die Orientierung der Verstärkungsfasern im Halbzeug einzustellen. Die

Faserorientierung ist bei der Verwendung von Granulat am geringsten, die Fasern werden nur

durch die Fließprozesse im Werkzeug ausgerichtet. Eine höhere Ausrichtung der Fasern liegt

im Vliesstoff vor, wobei durch das Ablegen des Flors und durch die Vernadelung ein geringer

Einfluss auf die Faserorientierung genommen wird. Die Garne, Gelege, Gewebe und

Gestricke haben eine hohe Faserorientierung, da durch die Herstellung direkt die Lage der

Verstärkungsfasern im Halbzeug eingestellt werden kann.

Der Aufwand für die Herstellung des Halbzeuges ist für Granulat und Vliesstoffe gering, denn

für ihre Herstellung sind nur wenige Prozesse notwendig. Das Halbzeug Organoblech hat

einen mittleren Herstellungsaufwand, da nach der Vliesstoffherstellung noch der Prozess der

Konsolidierung notwendig ist. Der höchste Herstellungsaufwand und damit die höchsten

Kosten liegen bei den Garnen, Gelegen, Geweben und Gestricken vor, da für deren

Herstellung sehr viele Prozesse durchlaufen werden müssen.


In Tab. 2.1 sind die Eigenschaften der Halbzeuge zusammengefasst.

Tab. 2.1: Vergleich der Halbzeuge

EigenschaftVlies-

stoffeGarne Gelege

Gewebe

GestrickeGranulat

Organo-

blech*

Handhabbarkeit + � – � + +

Faserorientierung � + + + – �

Herstellungsaufwand** + – – – + �

– gering / schlecht � mittel + hoch / gut

* bei Verwendung von Vliesstoff ** geringer Aufwand +

Durch die gute Handhabbarkeit und den geringen Herstellungsaufwand sind die Vliesstoffe

und das Granulat die Halbzeuge mit der besten Gesamtbewertung, sie spielen deshalb auch in

den Anwendungsgebieten der naturfaserverstärkten Thermoplaste eine große Rolle. Ihr großer

Nachteil ist jedoch die geringe Faserorientierung und damit eine geringe Festigkeit und

Steifigkeit der Bauteile. Die Halbzeuge Garne, Gelege, Gewebe und Gestricke ermöglichen

die Herstellung von Bauteilen mit hoher Festigkeit und Steifigkeit, ihr hoher

Herstellungsaufwand und die schlechte Handhabbarkeit sind jedoch von Nachteil.

Es ergibt sich aus dieser Gegenüberstellung, dass kein bisher verwendetes Halbzeug die

Kriterien gute Handhabbarkeit, hohe Faserorientierung und geringer Herstellungsaufwand

gleichzeitig erfüllt. Es ist dementsprechend die Entwicklung eines neuen Halbzeuges

notwendig.

2.5.3 Bauteilherstellung

2.5.3.1 Geschichtliches

Ein Beispiel für den Einsatz von Naturfasern und

die Entwicklung von Verfahren für die Herstellung

von naturfaserverstärkten Kunststoffen ist die

Fahrzeugindustrie. Schon sehr früh erkannte Henry

Ford, dass bei Einsatz von Naturfasern eine

Senkung des Fahrzeuggewichtes und eine

Schonung der Ressourcen möglich ist. Er stellte im

Jahre 1941 nach 12 jähriger Entwicklungszeit ein

Auto vor, dessen Beplankungsteile aus 5 mm dickem, faserverstärktem Kunststoff hergestellt

wurden (siehe Abb. 2.10). Nur der Motor und der Rohrrahmen bestanden aus Stahl.

Abb. 2.10:Ford 1941 [22]


Der verwendete Kunststoff bestand zu 70 % aus Stroh-, Hanf- und Sisalfasern und zu 30 %

aus Harz. Die Herstellung der Teile erfolgte in einer Presse bei einen Druck von 1.500 Pfund

je Quadratzoll (≈ 12 N/mm²). Der Einsatz der Naturfasern ging aber noch weiter, so wurden

die textile Innenausstattung und die Sitze aus Hanf und Sisal gefertigt. Der Treibstoff wurde

aus Hanföl gewonnen. Um weiteres Gewicht einzusparen, wurden die Fensterscheiben aus

Kunststoff gefertigt. Das Gesamtgewicht des Fahrzeuges lag bei 1 Tonne, das Gewicht des

konventionellen Fahrzeuges bei 1,5 Tonnen [22]. Diese Entwicklung von Ford geriet damals

jedoch schnell wieder in Vergessenheit, da ausreichend Öl und Stahl vorhanden waren und

damit eine Ressourcenschonung ökonomisch gesehen nicht sinnvoll war.

2.5.3.2 Polyurethanaufspritzen

Ein Verbundwerkstoff, der in der heutigen Fahrzeug-

industrie Verwendung findet, ist ein Verbund aus

einem Naturfasermix und duroplastischem Poly-

urethan. Die Herstellung erfolgt durch das Appli-

zieren eines duroplastischen Polyurethan (PU) auf

eine Naturfaserwirrvliesstoffmatte aus Flachs und

Sisal. In einem temperierten Werkzeug wird dann

unter Druck das Bauteil geformt und ausgehärtet

(siehe Abb. 2.11) [23] [24] [25]. Anwendung findet

der so hergestellte Verbundwerkstoff als Ersatz für glasfaserverstärkte Kunststoffbauteile mit

untergeordneten Aufgaben. Als Beispiel für solche Bauteile können Innenverkleidungsteile

für Türen und Unterbodenverkleidungen genannt werden [26].

2.5.3.3 Pultrusion

Die Pultrusion eignet sich für Profile mit gleichmäßigem Querschnitt. Der Herstellungs-

prozess wird auf einer Pultrusionsanlage durchgeführt (siehe Abb. 2.12).

Abb. 2.12:Pultrusionsanlage [27]

1 Spulengatter

2 Deckvliesableger

3 Tränkbad

4 Formwerkzeug

5 Greifer

6 Säge

Im Spulengatter {1} werden die Naturfasergarne bereitgestellt, die Deckvliese werden in {2}

auf den Garnen abgelegt, im Tränkbad {3} werden die Garne und die Deckvliese mit Harz

Pressen

Aufspritzen vonPolyurethan

Naturfaserwirr-vliesmatte

Bauteil

Vorstufe

Abb. 2.11:Schema PU-Aufspritzen


imprägniert, anschließend wird im Formwerkzeug {4} dem Profil die Form gegeben. Der

Abzug wird durch die Greifer {5} realisiert, die Trennung des Endlosprofiles in Teilstücke

erfolgt mit der Säge {6} [27].

Vorteil des Verfahrens ist die sehr gute Ausrichtung der Fasern und die damit verbundenen

hohen Festig- und Steifigkeitskennwerte. Nachteile bestehen darin, dass die Fasern als Garne

vorliegen müssen, eine vollständige Imprägnierung durch die Thermoplastschmelze schlecht

realisierbar ist und nur Profile mit über der Länge gleichem Querschnitt herstellbar sind.

2.5.3.4 Pressverfahren

Die Verfahren zur Herstellung von Bauteilen durch die Presstechnik haben bei der

Verarbeitung von faserverstärkten Thermoplasten einen hohen Stellenwert. Die Herstellung

gliedert sich dabei in folgende Prozessstufen:

Das Aufheizen führt zu einem Schmelzen der thermoplastischen Matrix, durch Druckauf-

bringung werden die Verstärkungsfasern von der Matrix umschlossen. Durch Abkühlen

erstarrt die Matrix und es entsteht das fertige Bauteil. Die Prozessstufen sind in Abb. 2.13

dargestellt.

Hybridnadelvliesstoff

Aufschmelzen Matrix

Aufheizen

KonsolidierenElastische Patrize

hydrostatisch

Harte Patrize • Metallwerkzeug

• Siliconkautschuk

Druck

Kühlen

Fertiges Bauteil

Konvektion

Wärmeleitung

Strahlung • IR Strahlung

• Luftströmung

• Metallplatten

• Siliconplatte• Diaphragmatechnik

Abb. 2.13:Pressverfahren

Das Aufheizen des Halbzeuges kann durch Strahlung, Konvektion oder Kontakt innerhalb

oder außerhalb des Werkzeuges erfolgen. Mit Hilfe harter Patrize, elastischer Patrize oder

hydrostatisch kann der Druck aufgebracht werden [28]. Der große Vorteil der hydrostatischen

Druckaufbringung ist die ausgezeichnete gleichmäßige Druckverteilung. Neben der

Druckaufbringung nur durch Druckluft ist auch das Erzeugen eines Vakuums möglich. In [29]


werden die Einsatzmöglichkeiten dieser Diaphragmatechnik für naturfaserverstärkte

Thermoplaste dargestellt. Als Halbzeug kommen Hybridnadelvliesstoffe zum Einsatz.

Vorteile sind die geringen Werkzeugkosten und der geringe Konsolidierungsdruck.

2.5.3.5 Wickelverfahren

Beim Wickelverfahren (Schema siehe Abb. 2.14)

werden Garne auf einen drehenden Wickelkern im

definierten Winkel abgelegt. Dabei ist es möglich,

Hybridgarne zu verwenden oder Garne aus Natur-

fasern, welche vor dem Ablegen auf dem Kern durch

Schmelzeimprägnierung mit Matrixmaterial getränkt

werden. Nachteile sind, dass als Halbzeug Garne

verwendet werden und dass nur rotationssymmetrische

Teile fertigbar sind.

2.5.3.6 Spritzguss

Beim Spritzguss wird Granulat durch eine Schnecke plastifiziert und mit hohem Druck in ein

Werkzeug eingespritzt. Die Verstärkungsfasern werden durch die Schnecke gekürzt. Die

Ausrichtung der Fasern wird dabei durch die Schmelzenströmung bestimmt. Daher können

die Verstärkungsfasern nur eine geringe Verstärkungswirkung erreichen. Sehr großflächige

Bauteile sind, wegen der erforderlichen hohen Schließkräfte, nur mit großem anlage-

technischen Aufwand fertigbar.

2.5.3.7 Gegenüberstellung

Als Hauptkriterien für den Vergleich der Herstellverfahren für Bauteile sind die einstellbare

Faserorientierung im Bauteil, die Verstärkungsfaserlänge, die Zykluszeit und der

Technologieaufwand zu nennen.

Die Faserorientierung ist beim Spritzguss von den Schmelzenströmungen abhängig und kann

durch einfache technische Mittel nicht gezielt beeinflusst werden. Beim Polyurethan-

aufspritzen ist die Faserorientierung durch die verwendeten Vliesstoffe bestimmt und in

diesem liegen die Fasern nur leicht orientiert vor. Die Verfahren Pultrusion, Pressen und

Wickeln erlauben eine gezieltes Ablegen der Fasern und damit eine hohe Faserorientierung.

Die Verstärkungsfaserlänge ist beim Spritzguss gering, da durch die Schnecke die Fasern

eingekürzt werden. Beim Polyurethanaufspritzen ist die Faserlänge durch die verwendeten

Wickelkern

Garnspule

Schlitten

Abb. 2.14:Wickelverfahren


Vliesstoffe länger als beim Spritzguss. Eine hohe Faserlänge liegt, durch die verwendeten

Garne bzw. Gewebe, bei Pultrusion, Pressen und Wickeln vor.

Die Zykluszeit ist für das Wickeln hoch, da die Garne nacheinander abgelegt werden. Für die

anderen Verfahren ergibt sich eine geringe Zykluszeit. Der Technologieaufwand ist bei

Polyurethanaufspritzen durch die Verwendung eines Roboters für das Aufspritzen des PU und

beim Wickeln durch die spezielle Ablegeeinheit hoch. Bei der Pultrusion und dem Spritzguss

ist der technische Aufwand aufgrund des benötigten Extruder bzw. der Spritzgussmaschine

gegenüber den anderen Verfahren mittel. Der geringste technologischen Aufwand ist für das

Pressverfahren nötig, da bereits eine Presse mit temperiertem Werkzeug ausreicht.

Die Einschränkung für Polyurethanaufspritzen und die Pressverfahren ist, dass nur einfache

Geometrien ohne große Hinterschneidungen fertigbar sind. Bei der Pultrusion ist nur ein

Querschnitt fertigbar und die Verstärkungsfasern liegen längs zur Verarbeitungsrichtung vor.

Durch Wickeln sind nur rotationssymmetrische Bauteile fertigbar. Beim Spritzguss können,

wegen der begrenzten Haltekraft keine Bauteile mit großen zweidimensionalen Flächen

hergestellt werden.

In Tab. 2.2 sind die Eigenschaften der Herstellverfahren zusammengefasst.

Tab. 2.2: Vergleich der Bauteilherstellungsverfahren

EigenschaftPU-

AufspritzenPultrusion Pressen* Wickeln Spritzguss

Faserorientierung � + + + –

Faserlänge � + + + –

Zykluszeit** + + + – +

Technologie-

aufwand**– � + – �

Einschränkungen

für Bauteile

einfache

Geometrie

gleicher

Querschnitt

einfache

Geometrie

rotations-

symmetrisch

keine große

Flächen


* bei Verwendung von Gewebe ** geringer Aufwand/geringe Zykluszeit +

Die Pressverfahren erfüllen die Kriterien: hohe Faserorientierung, hohe Faserlänge, geringe

Zykluszeit und geringer Technologieaufwand. Es bietet sich daher an, diese Verfahrensgruppe

für die Herstellung großflächiger Bauteile mit einfacher Geometrie zu verwenden.


2.6 Großflächige Bauteile

Die Faserverbundwerkstoffgruppe glasfaserverstärkte Duroplaste wird für großflächige

Bauteile eingesetzt, da ihre Eigenschaften dem Belastungsfall entsprechend angepasst werden

können und sie auch bei geringen bis mittleren Stückzahlen eine kostengünstige Bauteil-

produktion erlaubt. Als Beispiele für großflächige Bauteile können Silos, Tanks, Boote,

Rotorblätter für Windkraftanlagen (WKA) und Verkleidungen genannt werden. Vorteile sind

der niedrige Preis und die geringen technologischen Anforderungen des Herstellungs-

prozesses.

Die Rotorblätter für WKA sind ein ideales Einsatzgebiet für Verbundwerkstoffe mit einer

hohen Faserorientierung, da die Hauptbelastungen in einer Richtung liegen. Die Herstellung

der Rotorblätter soll kurz dargestellt werden. Als Herstellungsverfahren wird das

Vakuumsackverfahren und das Harzinjektionsverfahren angewendet [30]. Als Halbzeuge

werden Prepeg bzw. Vliesstoffe, Gelege oder Gewebe benötigt. Diese werden in einer

Negativform abgelegt. Nach dem Ablegen wird die Form mit Vakuumfolie abgedeckt und

Vakuum erzeugt. Beim Vakuumsackverfahren werden dadurch Lufteinschlüsse entfernt. Beim

Harzinjektionsverfahren wird gleichzeitig das Harz injiziert. Durch Aufheizen der Form härtet

das Harz aus. Nach dem Aushärten und Abkühlen kann die fertige Rotorblatthälfte der Form

entnommen werden (siehe Abb. 2.15).

Heizen / Aushärten des Harzes

Vakuumsackverfahren Harzinjektionsverfahren (RTM)

Rotorblatthälfte

in Negativform Ablegen

Vakuum anlegen

Prepeg

Lufteinschlüße entfernen

Vlies-Gelege-Gewebe

Harzinjektion

Abb. 2.15:Herstellung von Rotorblättern


Die verwendeten Negativformen können sehr preiswert hergestellt werden, da sie bei Anlegen

des Vakuums nur durch den Luftdruck belastet werden. Sie enthalten Heiz- und Kühl-

schlangen, um eine Temperierung zu ermöglichen. Die Herstellung des gesamten Rotorblattes

erfolgt durch ein Verkleben von zwei entsprechenden Rotorblatthälften. Der gesamte Prozess

der Rotorblattherstellung erfordert einen hohen Personal- und Zeitaufwand, welcher durch das

Ablegen der Einzellagen und den Aushärteprozess des Harzes begründet ist.

Ein sehr großes Problem stellt die Entsorgung der Rotorblätter aus glasfaserverstärkten

Duroplasten am Ende der Lebensdauer dar, welche etwa 20 Jahre beträgt.

Durch den Einsatz von naturfaserverstärktem Thermoplast für Rotorblätter kleiner WKA wäre

eine Reduzierung des Zeitaufwandes für die Fertigung, eine Senkung der Produktionskosten

und ein einfaches Recycling der Rotorblätter am Ende ihrer Lebensdauer möglich.

3 Zielstellung der Arbeit 19

3 Zielstellung der Arbeit

Im Kapitel 2 Stand der Technik konnte dargelegt werden, dass das Recycling von Bauteilen

aus GFK und CFK am Ende ihrer Lebensdauer eine große Problematik ist. Um ein Recycling

zu ermöglichen, ist daher der Einsatz von Thermoplasten als Matrixmaterial notwendig.

Die Verwendung der zur Zeit im großen Maßstab eingesetzten Glasfaser als Verstärkungs-

material bringt Probleme bei der Herstellung und Weiterverarbeitung mit sich. So ist ein

hoher Energieaufwand für die Faserherstellung notwendig und bei der Verarbeitung wirken

die Fasern stark abrasiv auf die Verarbeitungswerkzeuge. Außerdem müssen beim Umgang

mit Glasfasern wegen der Lungengängigkeit und der Auslösung von Hautirritationen

besondere Schutzmaßnahmen ergriffen werden. Die Glasfaser wird deshalb beim Einsatz in

gering belasteten Bauteilen immer mehr durch Naturfasern ersetzt, welche mit geringem

Herstellungsaufwand gewonnen werden können.

Der Einsatz von naturfaserverstärkten thermoplastischen Kunststoffen bietet sich

dementsprechend an, um die gestiegenen ökologischen Anforderungen an die FVK zu

erfüllen. Eine Steigerung der Festigkeit und Steifigkeit der Bauteile aus naturfaserverstärktem

Thermoplast ist durch die Verwendung von gerichteten Halbzeugen möglich, diese

ermöglichen die optimale Ausnutzung der Verstärkungsfasereigenschaften. Ein Nachteil

dieser gerichteten, textilen Halbzeuge stellt der zur Zeit oft hohe Herstellungsaufwand dar.

Für die Lösung dieser Problematik ist es notwendig, ein neues technologisch einfaches

Verfahren für die Herstellung eines Halbzeuges mit unidirektionaler Verstärkungs-

faserausrichtung zu entwickeln und dessen Realisierbarkeit zu untersuchen.

In weiteren Untersuchungen soll der Einfluss der Prozessparameter auf die Werkstoff-

kennwerte der mit diesem neuen Halbzeug hergestellten ebenen Bauteile ermittelt werden.

Nach Feststellung dieser Zusammenhänge ist es möglich ebene Bauteile mit optimalen

Prozessparameter herzustellen und diese auf ihre statischen und dynamischen Eigenschaften

zu prüfen.

Auf Grundlage der ermittelten Werkstoffkenngrößen soll der Einsatz der mit dem neuen

Halbzeug hergestellten Verbunde für ein großflächiges Strukturbauteiles mit Hilfe der FEM

simuliert werden. Als Beispiel dafür bietet sich, wegen der stark in einer Richtung orientierten

Belastung, das Rotorblatt einer WKA an.

20 4 Unidirektionales Halbzeug

4 Unidirektionales Halbzeug

4.1 Verfahrensentwicklung

4.1.1 Anforderungen und allgemeines Verfahrensschema

Im Stand der Technik Kapitel 2.5.2.4 wurden die Halbzeuge, welche aus Matrix- und

Naturfasern bestehen, gegenübergestellt. Aus dieser Gegenüberstellung ergaben sich die

Anforderungen für das neue Halbzeug:

• geringer Herstellungsaufwand

• unidirektional ausgerichtete Verstärkungsfasern

• gute Handhabbarkeit

Als Ausgangsmaterial für die Herstellung des neuen Halbzeuges bietet sich

Hybridkrempelband an, da es zwei der Anforderungen erfüllt. Es ist preiswert herstellbar und

die Verstärkungsfasern liegen ausgerichtet vor. Die Anforderung gute Handhabbarkeit wird

durch das Krempelband nicht erfüllt, da es nur sehr geringe Zugkräfte aufnehmen kann. Es ist

daher notwendig ein Verfahren zu entwickeln, mit welchem es ohne großen technischen

Aufwand möglich ist, aus Hybridkrempelband ein gut handhabbares Halbzeug herzustellen

ohne die Verstärkungsfaserausrichtung negativ zu beeinflussen.

Im Hybridkrempelband liegen Thermoplast- und Naturfasern vor. Eine Möglichkeit, aus dem

Krempelband ein handhabbares Halbzeug herzustellen, ist in Abb. 4.1 gezeigt. Durch

Wärmezufuhr werden die thermoplastischen Fasern aufgeschmolzen, durch Aufbringung von

Druck umschließt die geschmolzene thermoplastische Matrix die Naturfasern. Durch

Wärmeabfuhr erstarrt die Matrix und es ist ein neues gut handhabbares Halbzeug entstanden.

Matrixschmilzt aufKrempelband

Wärmezufuhr

Verbindung Matrix und Verstärkungsfaser

Matrix erstarrt Halbzeug

Druck Wärmeabfuhr

Abb. 4.1: Herstellung von Halbzeug aus Krempelband

4.1.2 Möglichkeiten der Wärmezufuhr

Die Wärmezufuhr kann durch Strahlung, Konvektion und Wärmeleitung erfolgen. Bei der

Strahlung wird elektromagnetische Strahlung durch das Krempelband absorbiert und führt zur

4 Unidirektionales Halbzeug 21

Erwärmung. Ein Beispiel ist die Erwärmung durch IR-Strahler. Die Degradation der

Naturfasern ist als mittel einzustufen, da keine großen Luftmengen zur Oxidation der Fasern

vorhanden sind. Der Wärmeeintrag ist sehr hoch, da die Strahlung direkt von den Fasern

absorbiert wird, die Verarbeitungsgeschwindigkeit ist deshalb hoch.

Unter Konvektion ist die Durch- und Umströmung des Krempelbandes mit einem Fluid zu

verstehen, dessen Temperatur höher als die des Krempelbandes ist. Als Fluid bietet sich Luft

an. Nachteile bestehen in der geringen Wärmekapazität der Luft, sodass ein hoher

Volumenstrom durch das Krempelband geleitet werden muss. Dieser führt, wegen dem in der

Luft enthaltenen Sauerstoff, zu einer hohen Degradation der natürlichen Verstärkungsfasern.

Um eine zu große Schädigung der Verstärkungsfaser zu vermeiden ist es dementsprechend

notwendig mit geringer Luftvolumenumwälzung zu arbeiten, dies hat einen geringen

Wärmeeintrag und damit eine geringe Verarbeitungsgeschwindigkeit zur Folge.

Bei der Erwärmung durch Wärmeleitung wird das Krempelband durch feste Körper, welche

eine höhere Temperatur haben, fest umschlossen. Da Luft nur in sehr geringen Mengen

eingeschlossen wird, ist die Degradation der Naturfasern gering. Ein Verfahrensbeispiel ist die

Doppelbandpresse. Nachteil ist der hohe technische Aufwand bei einer kontinuierlichen

Herstellung. Der Wärmeeintrag ist gegenüber den anderen Möglichkeiten mittel, er wird durch

die Wärmeleitfähigkeit des Krempelbandes bestimmt. Eine hohe Verarbeitungsge-

schwindigkeit ist ohne hohen technischen Aufwand nicht möglich.

Der Vergleich der verschiedenen Möglichkeiten der Wärmezufuhr ist in Tab. 4.1 dargestellt.

Tab. 4.1: Vergleich der Möglichkeiten für Wärmezufuhr

Eigenschaft Strahlung Konvektion Wärmeleitung

Technischer Aufwand * + � –

Wärmeeintrag + – +

Degradation der Naturfasern * � – +

Verarbeitungsgeschwindigkeit + – –


* geringe Degradation | geringer Aufwand +

Es ergibt sich aus der Gegenüberstellung, dass die Erwärmung durch IR-Strahlung am

günstigsten ist. Der technische Aufwand ist gering, der Wärmeeintrag ist hoch, die

Degradation der Naturfasern ist mittel und die Verarbeitungsgeschwindigkeit ist hoch. Für das

neue Verfahren wurde deshalb die Erwärmung durch IR-Strahlung gewählt.


4.1.3 Möglichkeiten der Konsolidierung

Der Druck zum Konsolidieren kann flächen- oder linienförmig aufgebracht werden. Eine

Einrichtung zur linienförmigen Aufbringung von Druck ist das Walzwerk. Sowohl der

technische Aufwand als auch die Anlagengröße sind gering, da es nur aus 2 Walzen und einer

Antriebseinheit besteht. Die Verarbeitungsgeschwindigkeit ist hoch.

Eine kontinuierliche flächenförmige Druckaufbringung kann durch eine Doppelbandpresse

erfolgen. Der technische Aufwand für die Doppelbandpresstechnik ist hoch. Die

Druckaufbringung ist flächenförmig und damit materialschonend. Doch ist die Verarbeitungs-

geschwindigkeit gering, da hohe Geschwindigkeiten zu Problemen bei der Druckaufbringung

auf den Werkstoff und bei der Wärmezu- bzw. Wärmeabfuhr führen. Die Anlagengröße ist,

verglichen mit der Größe eines Walzwerkes, groß.

Der Vergleich von verschiedenen Möglichkeiten der Druckaufbringung ist in Tab. 4.2

dargestellt.

Tab. 4.2: Vergleich der Möglichkeiten für Druckaufbringung

Eigenschaftflächenförmig

(Doppelbandpresse)

linienförmig

(Walzwerk)

Technischer Aufwand * – +

Schonende Druckaufbringung + –

Verarbeitungsgeschwindigkeit – +

Anlagengröße * – +

– gering / schlecht + hoch / gut

* geringer Aufwand | geringe Anlagengröße +

Aus der Gegenüberstellung ergibt sich, dass die Verwendung eines Walzwerkes die günstigste

Möglichkeit zur Druckaufbringung darstellt. Für das Walzwerk ist ein geringer technischer

Aufwand nötig, es erlaubt hohe Verarbeitungsgeschwindigkeiten und hat eine geringe

Anlagengröße. Für das neue Verfahren wurde deshalb die Druckaufbringung durch ein

Walzwerk gewählt. Die Abkühlung des Halbzeuges kann durch eine dem Walzwerk

nachgeschaltete Kühlwalze erfolgen.

4.1.4 Anlagenschema

Es ergibt sich als Gesamtprozess zur Herstellung des neuen Halbzeuges eine Aufheizung

durch IR-Strahler, eine Druckaufbringung durch ein Walzwerk und eine Abkühlung durch

eine Kühlwalze.


Der schematische Aufbau der Anlage zur Herstellung von unidirektionalem vorkonsolidiertem

Band (UNIVO) ist in Abb. 4.2 dargestellt (veröffentlicht in [31]).

IR-Strahlerfelder

Walzwerk

Krempel-bänder*

Wickler

Kühlwalze

Abzug

Kettenförderer Schieber*

* um 90 ° gedreht dargestellt

Abb. 4.2: Herstellung von unidirektionalem vorkonsolidiertem Band

Der Abzug der Krempelbänder erfolgt wegen der geringen Zugfestigkeit der Bänder aktiv

durch ein Walzenpaar. Die Förderung innerhalb des IR-Strahlerfeldes wird durch einen

Kettenförderer realisiert. Durch Schieber, die dem Walzwerk vorgeschaltet sind, wird

sichergestellt, dass das UNIVO eine gleichbleibende Dicke über die Breite hat. Durch das

temperierte Walzwerk und die nachgeschaltete Kühlwalze wird das Halbzeug konsolidiert.

Der aktive Abzug nach der Kühlwalze verhindert, dass das UNIVO sich verformt. Der

Wickler wickelt das UNIVO auf.

Um die Realisierbarkeit dieses neuen Herstellungsprozesses nachzuweisen und die Kennwerte

des neuen Halbzeuges UNIVO ermitteln zu können, waren experimentelle Betrachtungen

erforderlich.

4.2 Versuche

4.2.1 Versuchsvorbereitungen

4.2.1.1 Ermittlung der technischen Parameter der PP-Fasern

Für die Versuche wurden PP Fasern des Typs FH 1000 und FV 10 D0 verwendet. Die vom

Hersteller angegebene Faserlänge beträgt 60 mm für beide Fasersorten, sie eignen sich daher

gut für die Weiterverarbeitung auf der Krempel. Für die Herstellung der FV 10 D0 Fasern

wurde nach Aussage des Herstellers der gleiche Polypropylengrundkörper wie für die

FH 1000 Fasern verwendet. Dem FV 10 D0 wurde vor dem Schmelzspinnprozess der


Haftvermittler in Form von auf PP aufgepfropftem MAH beigemischt. Der Haftvermittler-

anteil beträgt ca. 1 %. Eine Untersuchung der Faserfeinheit nach DIN EN ISO 1973 und der

Höchstzugkraft-Höchstzugkraftdehnung nach DIN EN ISO 5079 wurde durchgeführt, um

sicherzustellen, dass die Kennwerte der Fasern nicht zu stark voneinander abweichen und

damit die Kennwerte der mit diesen Fasern hergestellten Halbzeuge und Verbunde

vergleichbar sind. Die ermittelten Werte sind in Tab. 4.3 dargestellt.

Tab. 4.3: Polypropylen Faseranalyse

Kennwert FH 1000 FV 10 D0

Faserfeinheit Hf [dtex] 1,63 1,56

Feinheitsbezogene Höchstzugkraft Fh [cN/tex] 46,4 43,9

Dehnung ε [%] 24,2 31,0

Da die Faserfeinheiten fast identisch sind, treten bei der Halbzeugherstellung keine unter-

schiedlichen Schmelzeströmverhältnisse auf. Die Höchstzugkraft ist bei der Sorte FV 10 D0

geringer, da durch die Propfreaktion mit MAH kurzkettige Moleküle eingebracht werden,

welche weichmachend wirken. Es kann dementsprechend davon ausgegangen werden, dass

der Unterschied in den Kennwerten der Halbzeuge und Verbunde bei Verwendung dieser zwei

Fasersorten auf den Haftvermittler zurückgeführt werden kann.

4.2.1.2 Ermittlung der Kennwerte des unverstärkten Polypropylen

Die Kennwerte des unverstärkten PP waren als Vergleichsmaß für die mit Naturfaser-

verstärkung erreichbare Verstärkungswirkung notwendig. Um die Kennwerte zu ermitteln,

wurden die PP-Fasern einer Spritzgussmaschine zugeführt und Platten hergestellt. Diesen

Platten wurden Proben entnommen, die Kennwerte dieser Platten sind in Tab. 4.4 dargestellt

(siehe auch Anlage 1).

Tab. 4.4: Polypropylen unverstärkte spritzgegossene Platten


Zugfestigkeit RxZ [MPa] 30,0 28,0

Zug-E-Modul ExZ [GPa] 1,5 1,4

Dehnung bei max. Spannung εσmax [%] 8,1 9,3

Auch aus diesen Kennwerten wird ersichtlich, dass die PP-Sorten fast identisch sind. Die

Festigkeit und Steifigkeit ist bei der Verwendung der Sorte FV 10 D0 wegen der enthaltenen

kurzkettigeren Moleküle geringer.


4.2.1.3 Ermittlung der technischen Parameter der Naturfasern

Die Eignung der verwendeten Fasern für den Einsatz als Verstärkungsfaser wurde durch

Untersuchungen der Kennwerte der Fasern ermittelt. Als Verstärkungsfasern wurden

Flachsfasern E0 Typ 3 und Hanffasern VF 6 verwendet. Die Faserlänge betrug bei beiden

Sorten 40 mm, sie sind damit für die Weiterverarbeitung auf der Krempel geeignet. Eine erste

haptische und optische Beurteilung ergab, dass die Flachsfasern eine gleichmäßige

Faserbündelstärke und einen geringen Staubanteil haben. Die Hanffasern wiesen dagegen

einen sehr hohen Staubanteil und eine stark unregelmäßige Faserbündelstärke auf. Zur

weiteren Beurteilung wurden die Fasern mikroskopisch untersucht. Bei den Hanffasern wurde

eine starke Überröstung festgestellt, die Flachsfasern zeigten eine gute Qualität. Wegen der

sehr schlechten Qualität der Hanffasern wurden sich bei den weiteren Untersuchungen auf die

Verwendung der Flachsfasern konzentriert. Die Auflichtmikroskopaufnahmen der Flachs-

fasern sind in Abb. 4.3 und Abb. 4.4 gezeigt.

Lumen

Einzelfaser

Faserbündel

Einzelfaser

Abb. 4.3: Flachseinzelfasern V 1:1000 Abb. 4.4: Flachsfaserbündel V 1:500

Die Einzelfasern haben einen scharf begrenzten Rand ohne Ausfransungen. Die Begrenzung

des Flachsfaserbündels ist ebenfalls scharf. Dies bedeutet, dass die Fasern eine sehr gute

Qualität haben und durch das Rösten nicht angegriffen wurden.

Die Zugfestigkeit der Fasern ist ein Maß für die zu erwartende Verstärkungswirkung der

Fasern im Verbund, geprüft wurde die Faserbündelfestigkeit, da die Flachsfasern

hauptsächlich in Bündeln vorlagen. Die Einspannlänge der Faserbündel betrug 10 mm, da eine

solche Länge praktisch sehr gut prüfbar ist und verwertbare Ergebnisse liefert.


In Tab. 4.5 sind die Kennwerte dargestellt (siehe auch Anlage 1).

Tab. 4.5: Naturfasern Zugversuch 10 mm Einspannlänge

Kennwert Hanf VF 6 Flachs E0 Typ3

Faserbündeldurchmesser dfb [mm] 0,120 0,072


Bei den Hanffasern waren nur sehr wenige brauchbare Faserbündel vorhanden, diese hatten

einen sehr großen Faserbündeldurchmesser, da die feineren Faserbündel durch die starke

Überröstung zerstört wurden. Die Faserbündel des Flaches haben einen geringeren

Durchmesser und bestehen aus etwa 10-20 Einzelfasern.

Als Wert für die Zugfestigkeit von Flachsfaserbündeln bei 10 mm Einspannlänge wird in [32]

695 MPa angegeben. Die Festigkeit der hier vorgelegenen Flachsfasern kann dement-

sprechend als vergleichbar angesehen werden.

4.2.1.4 Dichtebestimmung

Die Dichten der Naturfasern und des PP werden für die Berechnung des Massenverhältnisses

von Naturfasern und PP-Fasern bei der Mischbettherstellung benötigt. Die Bestimmung

erfolgte nach der in DIN 53479 beschriebenen Auftriebsmethode. Es ergaben sich folgende

Dichten ρHanf = 1,38 g/cm³, ρFlachs = 1,39 g/cm³, ρPP = 0,9 g/cm³ (siehe auch Anlage 1).

4.2.1.5 IR Spektroskopieuntersuchung

Die IR-Spektroskopieuntersuchung eignet sich für die Untersuchung der chemischen

Zusammensetzung von Proben, deren Alterung, deren Wasseraufnahme und für die

Bestimmung ihrer Transmissions- bzw. Absorptionseigenschaften [33]. Das Grundprinzip ist

das Erzeugen einer Wechselwirkung von elektromagnetischen Wellen mit der zu

untersuchenden Probe, diese absorbiert, reflektiert oder emittiert dabei elektromagnetische

Wellen. Die zwei angewandten Methoden sind in Abb. 4.5 und Abb. 4.6 gezeigt.

ATR-Kristall Probe

Ie

Ia

Ie

Ia

Probe eingebettet in KBR

Abb. 4.5: ATR Methode Abb. 4.6: Transmissionsmethode


Mit der ATR Methode wird die Probe auf und unter einem ATR Kristall aufgebracht. Der in

den ATR-Kristall einfallende Lichtstrahl mit der Intensität Ie hat einen so flachen

Einfallswinkel, dass es im ATR-Kristall zu einer Totalreflexion kommt. Nach mehrfacher

Reflexion tritt der Strahl aus dem ATR Kristall mit der Intensität Ia aus. Die Methode wird

auch abgeschwächte Totalreflexion genannt, da das Licht nicht sofort an der Grenzfläche

zwischen Probe und Kristall reflektiert wird, sondern etwas in die Probe eindringt und dann

erst reflektiert wird. Aus dem Verhältnis der Intensitäten Ia/Ie für die jeweilige Wellenzahl des

Lichtes berechnet sich die Absorption A. Durch Auftragen dieser Absorptionswerte über die

jeweilige Wellenzahl wird das ATR-Absorptionspektrum gezeichnet.

Eine weitere Methode ist die in Abb. 4.6 gezeigte Transmissonsmethode. Dabei wird die

Probe gemahlen und unter hohen Druck in das Salz Kaliumbromid (KBR) eingebettet. Dieses

Salz weist im IR Wellenlängenbereich keine Absorption auf und führt daher zu keiner

Verfälschung der Messergebnisse. Aus dem Verhältnis der Intensitäten Ia/Ie für die jeweilige

Wellenlänge des Lichtes berechnet sich die Transmission T. Durch Auftragen der

Transmissionswerte über die jeweilige Wellenzahl wird das Transmissionsspektrum

gezeichnet.

Im folgenden wird die Wellenlänge λ [µm] und die Wellenzahl W [cm-1] verwendet. Die

Wellenzahl gibt an, wie viele Wellen je cm auftreten, während die Wellenlänge angibt, wie

lang eine Welle ist. Die Umrechnung erfolgt nach Gl. 4.1.

=1°104

Wbzw. W =

1°104

Gl. 4.1

4.2.1.6 Untersuchung von FV 10 D0 auf MAH

Um eine Untersuchung der PP Sorte FV 10 D0 auf MAH Gehalt durchzuführen wurden ATR

Absorptionspektren für FH 1000 und FV 10 D0 ermittelt. Als Charakterisierungsmerkmal für

MAH werden in [34] die Schwingungen der Carbonylgruppen des MAH genannt, sie treten

bei einer Wellenzahl von 1773 bis 1778 cm-1 stark und von 1715 bis 1720 cm-1 etwas

schwächer auf. Es wurden deshalb genaue Absorptionsspektren mit einer Auflösung von

2 cm-1 zwischen 1800 und 1550 cm-1 vorgenommen. Um eine Unterschied der Spektren zu

zeigen, wurde in Abb. 4.7 das Absorptionsspektrum von FV 10 D0 subtrahiert um das

Spektrum von FH 1000 dargestellt.


0,2

0,25

0,3

155016001650170017501800

Wellenzahl W [cm-1]

Absorption A [-]

FV 10 D0 - FH 1000

Abb. 4.7: Absorptionsspektrum FV 10 D0 – FH 1000

Die Schwingungen der MAH Carbonylgruppen treten bei der PP-Sorte FV 10 D0 bei

1735 cm-1 stark und 1630 cm-1 etwas schwächer auf. Es ist dementsprechend MAH in der PP

Sorte FV 10 D0 enthalten. Diese Verschiebung der Wellenzahl gegenüber den in der Literatur

genannten Werten kann durch Absorptionserscheinungen erklärt werden.

4.2.1.7 Vergleich Absorptionsspektren von Flachs und Polypropylen

Um das Verhalten der PP- und der Flachsfasern bei Bestrahlung zu charakterisieren, wurden

die Absorptionspektren der PP Fasern und der Flachsfasern in dem Wellenzahlbereich von

500 bis 4000 cm-1 untersucht. Die Spektren wurden durch 32 Scans mit einer Auflösung von

4 cm-1 ermittelt und sind in Abb. 4.8 dargestellt.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

5001000150020002500300035004000

Wellenzahl W [cm-1]

Absorption A [-]

Flachs Polypropylen

1 2

Abb. 4.8: Absorptionspektren von PP FH1000 und Flachsfasern

Die Absorption von PP im Bereich 1 (2800 bis 3000 cm-1) und im Bereich 2 (1340 bis

1480 cm-1) ist signifikant höher als die von Flachs. Dies bedeutet, dass bei Erwärmung mit

Strahlung in diesem Wellenlängenbereichen eine optimale Erwärmung des PP und eine


geringere Erwärmung der Flachsfasern erzielt wird. Dadurch ist es möglich, die thermische

Schädigung der Flachsfasern gering zu halten.

Es ist dementsprechend sinnvoll, die Erwärmung mit IR Strahlung durchzuführen, welche

hauptsächlich in diesen Bereichen ein Maximum aufweist.

4.2.1.8 Berechnung der optimalen Strahlertemperatur

Um eine optimale Aufheizung der Krempelbänder zu erzielen, ist es notwendig, die Strahlung

der IR-Strahler an das zu verarbeitende Material anzupassen.

Als Modell für die Wärmestrahlung von Körpern wird der schwarze Körper verwendet. Dieser

ist ein idealer Strahler, er strahlt diffus, reflektiert keine Strahlung und lässt keine Strahlung

hindurch.

Die spektrale spezifische Ausstrahlung isk eines schwarzen Körpers berechnet sich nach Gl.

4.2 und ist abhängig von der Temperatur des Körpers Tsk und von der Wellenlänge λ [35].

isk=

2°°vlv

2 °h

5°evlv°h/k °°T sk 1

Gl. 4.2

vlv - Lichtgeschwindigkeit im Vakuum

h - Plancksches Wirkungsquantum

k - Bolzmannkonstante

Die spektrale spezifische Ausstrahlung ist in Abb. 4.9 für die Wellenlänge von 0,5 bis 15 µm

und für die Körpertemperatur von 400 bis 600 K dargestellt.

Abb. 4.9: Spektrale spezifische Ausstrahlung

Mit steigender Körpertemperatur kommt es zu einem starken Anstieg der Gesamtausstrahlung

und zu einer Verschiebung des Intensitätsmaximum zu einer kleineren Wellenlänge. Die in

der Versuchsanlage eingesetzten IR Strahler können als einfache Näherung durch das Modell


des grauen Lampert Strahler beschrieben werden. Dabei wird die spektrale spezifische

Ausstrahlung iir nach Gl. 4.3 berechnet. Der hemisphärische Gesamtemissionsgrad ε ist dabei

nach [36] 0,85.

iir=°i

skGl. 4.3

Die Wellenlänge λmax, bei der die maximale Intensität der Ausstrahlung auftritt berechnet sich

nach dem Wienschen Verschiebungsgesetz Gl. 4.4 [37].

max

=2898T

ir

Gl. 4.4

Durch Umstellen von Gl. 4.4 ergibt sich die IR Strahlertemperatur Tir für ein

Intensitätsmaximum bei der Wellenlänge λmax nach Gl. 4.5.

Tir=2898

max

Gl. 4.5

Um eine optimale Aufheizung des PP zu erreichen, ist es sinnvoll die Temperatur der IR

Strahler so einzustellen, dass das Maximum der spektralen spezifischen Ausstrahlung bei der

Wellenlänge liegt, wo das PP die größte Absorption aufweist. Die mittlere Wellenzahl der in

Abb. 4.8 gezeigten Bereiche 1 und 2 liegt bei 2900 cm-1 bzw. 1410 cm-1, dies entspricht einer

Wellenlänge von 3,45 µm für Bereich 1 bzw. 7,1 µm für Bereich 2. Nach Gl. 4.5 ergibt sich

dann für die IR Strahler eine optimale Temperatur von Tir = 840 K | 567 °C für den Bereich 1

und 408 K | 135 °C für den Bereich 2. Wegen der geringen Oberflächentemperatur des

Strahlers von 135 °C eignet sich der Bereich 2 nicht, um ein Aufschmelzen des PP zu

erreichen. In Abb. 4.10 ist die spektrale spezifische Intensität iir des IR Strahler für eine

Temperatur von Tir = 567 °C und das Absorptionspektrum für PP dargestellt.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

2,5 5 7,5 10 12,5 15 17,5 20

Wellenlänge W [µm]

Absorption A [-]

0

1000

2000

3000

4000

5000Absorption Polypropylen

spektrale spezifische Intensität

Spektrale spezifische

Intensität i ir [W/m

2um]

Abb. 4.10:Absorption PP und spektrale spezifischen Ausstrahlung IR Strahler


Das Maximum der spektralen spezifischen Intensität der IR-Strahler liegt im Absorptions-

maximum des PP, es wird dadurch ein hoher Wirkungsgrad erreicht. Als Problem stellt sich

der hohe Energiegehalt der Strahlung dar. Um ein Verbrennen zu vermeiden, ist eine sehr

hohe Fördergeschwindigkeit des Krempelbandes innerhalb der IR Anlage erforderlich.

4.2.2 Versuchsprogramm

Die folgenden experimentellen Untersuchungen waren notwendig, um das Herstellungs-

verfahren für das neue Halbzeug UNIVO auf seine praktische Eignung für verschiedene

Verstärkungsfasergehalte zu überprüfen und um die Kennwerte des UNIVO für verschiedene

Verstärkungsfasergehalte und den Einfluss von Haftvermittler auf die Kennwerte zu ermitteln.

Die zu untersuchenden Verstärkungsfaservolumengehalte wurden auf ϕvo = 0,4; 0,5; 0,6

Flachsfaser festgelegt, da maximale Festig- und Steifigkeitskennwerte für ϕvo = 0,5 erwartet

wurden. Um einen signifikanten Unterschied bei geringerem bzw. höherem Faser-

volumengehalt der Steifigkeits- und Festigkeitskennwerte zu erreichen, wurden die anderen

Flachsfaservolumengehalte auf ϕvo = 0,4 bzw. 0,6 festgelegt. Die PP-Sorte mit Haftvermittler

wurde bei einem Flachsfasergehalt von ϕvo = 0,5 verwendet. Die Unter-suchungen mit Hanf

als Verstärkungsfaser wurden, wegen der schlechten Faserqualität und den deshalb zu

erwartenden schlechten Eigenschaften des UNIVO, auf einen Verstärkungs-

faservolumengehalt von ϕvo = 0,5 beschränkt.

4.2.3 Versuchsaufbau und -durchführung

4.2.3.1 Krempelband

Die Feinheit des Krempelbandes wurde auf 5 ktex (Gewicht: 5 kg je 1 km Bandlänge)

festgelegt. Da die Fasergehalte als Volumengehalte ϕvo festgelegt wurden, in der Praxis jedoch

für die Mischung der Flachs und der PP-Fasern die Massegehalte ϕma benötigt werden, war

eine Umrechnung der Volumengehalte in Massegehalte notwendig. Die Berechnung des

Verstärkungsfasermassegehaltes ϕFma erfolgt nach Gl. 4.6, dabei ist ρ die Dichte, der Index F

steht für Faser und M für Matrix.

Fma

=

Fvo°

F

Fvo

°F

M M

Gl. 4.6

Die Mischbettherstellung erfolgte aus PP und Naturfasern. Da es bei den verschiedenen

Verarbeitungsstufen bis zur Krembelbandherstellung zu einem Masseverlust der Naturfasern


durch Entfernen von Schäben und Staub kommt, wurde auf Grundlage von Erfahrungen der

berechnete Wert des Verstärkungsfasermassegehaltes um 0,02 erhöht. Die in Tab. 4.6

dargestellten Krempelbänder wurden angefertigt.

Tab. 4.6: Chargen der Krempelbandherstellung

Charge PP-FaserHaftver-

mittler

Verstärk-

ungsfaser

Flachsfasergehalt

ϕvo | ϕma

Krempelband-

masse m [kg]

1 FH 1000 ohne Flachs 0,4 0,53 20

2 FH 1000 ohne Flachs 0,5 0,63 50

3 FH 1000 ohne Flachs 0,6 0,72 20

4 FV 10 D0 MAH Flachs 0,5 0,63 20

5 FH 1000 ohne Hanf 0,5 0,63 20

Das der Kanne entnommene Krempelband ist in

Abb. 4.11 dargestellt. Die Weiterverarbeitung

dieser Krempelbänder erfolgten mit der

Vorkonsolidierungsanlage zu unidirektionalen

vorkonsolidierten Bändern (UNIVO).

Abb. 4.11: Krempelband

4.2.3.2 Unidirektionales vorkonsolidiertes Band

Die Versuchsanlage für die Herstellung des UNIVO ist in Abb. 4.12 dargestellt. Auf der

linken Seite ist die Bereitstellung der vier Krempelbänder zu sehen, sie werden durch eine

elektrisch angetriebene Rolle abgezogen. Die IR-Heizstrecke ist verkleinert dargestellt, um

das Bild übersichtlich zu halten. Die IR-Anlage besteht aus 4 IR-Strahlerpaaren, von denen je

zwei oben und unten angeordnet sind. Die Förderung innerhalb der IR-Strecke erfolgt durch

einen Kettenantrieb mit Zwischenstreben. Das Walzwerk wird durch ein Temperiergerät

beheizt, die Kühlwalze ist dem Walzwerk nachgeschaltet und kühlt das UNIVO ab. Der

Abzug verhindert ein Verformen des UNIVO und der Wickler wickelt das UNIVO auf eine

Rolle.


Abzugwalze

IR-Strahlerfeld

(verkleinert dargestellt)

Regler

Walzwerk

Temperiergerät Walzwerk

Kühlwalze

Wickler

Abzug

Krempelbänder

Schieber SteuerungWalzwerk

Abb. 4.12:Vorkonsolidierungsanlage

Die Herstellung des UNIVO aus vier Krempelbändern soll im folgenden schematisch darge-

stellt werden (siehe Tab. 4.7).

Tab. 4.7: schematische Darstellung Herstellung UNIVO

1

Die Krempelbänder werden durch die Abzug-

walze abgezogen und laufen parallel in das IR-

Strahlerfeld ein.

2

Im IR-Strahlerfeld verkürzen sich die PP-Fasern,

da sie bei der Herstellung gereckt wurden und

sich bei Erwärmung wieder zusammenziehen.

Die Krempelbänder bauschen sich durch das

Zusammenziehen auf.

3

Durch den Schieber werden die Krempelbänder

quer zusammengeschoben, da nur so eine gleich-

mäßige Dicke des UNIVO garantiert werden

kann.

4

Durch das Walzwerk werden die Krempel-

bänder kompaktiert und das geschmolzene PP

umschließt die Naturfasern. Nach dem Abkühlen

wird das UNIVO aufgewickelt.

Durch Vorversuche wurden die optimalen Parameter für die Herstellung des UNIVO ermittelt,

sie sind in Tab. 4.8 dargestellt. Die IR-Strahlertemperatur wurde geringer als die optimale

Strahlertemperatur gewählt, da die dazu notwendigen hohen Verarbeitungs-geschwindigkeiten

bei Versuchen nicht sinnvoll sind.


Tab. 4.8: Parameter der Vorkonsolidierungsanlage

Parameter Wert

Verarbeitungsgeschwindigkeit 1,8 m/min

Temperatur der IR-Strahler 240 °C

Temperatur des Walzwerkes 90 °C

Temperatur der Kühlwalze 15 °C

Konsoliderungsdruck durch Walzwerk 3,8 MPa

Eintrittsbreite in Walzwerk 70 mm

In Abb. 4.13 ist das Walzwerk, der Abzug und der Wickler dargestellt.

AbzugWalzen

Wickler

UNIVO

Abb. 4.13: Walzwerk, Abzug, Wickler

Das aufgewickelte UNIVO ist in Abb. 4.14 und eine mikroskopische Aufnahme für ϕvo = 0,5

ist in Abb. 4.15 gezeigt.

Polypropylen Flachsfaserbündel

Abb. 4.14: UNIVO aufgewickelt Abb. 4.15: UNIVO Mikroskopaufnahme V 1:100

Das UNIVO ist sehr unempfindlich gegen mechanische Einwirkung, da die Flachsfaserbündel

sehr gut in das Polypropylen eingebunden sind (siehe Abb. 4.15). Daraus ergibt sich eine

einfache Handhabung. Den vorkonsolidierten Bändern mit den verschiedenen Verstärkungs-

fasergehalten wurden Proben entnommen und auf ihre mechanischen Kennwerte untersucht.


4.2.4 Versuchsergebnisse und -auswertung

Das Flächengewicht Mun der UNIVO betrug durchschnittlich 270 g/m², und die Dicke

fun = 0,37 mm. Die Ermittlung der Kennwerte Zugfestigkeit, E-Modul und Dehnung erfolgte

in Anlehnung an DIN EN ISO 527-5. Die ermittelten Kennwerte für die UNIVO sind in Dia.

4.1 grafisch dargestellt (siehe auch Anlage 2).

0

40

80

120

0,4 0,5 0,6 0,5

(mit MAH)

0,5

HanfFlachsfasergehalt ϕFvo

0

2

4

6

E-Modul ExZ [GPa]

Zug-E-Modul Zugfestigkeit

Festigkeit R

xZ [Mpa]

Dia. 4.1: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul der UNIVO

Bei geringem Verstärkungsfasergehalt ist die Zugfestigkeit und der E-Modul höher als bei

hohem Verstärkungsfasergehalt, dies ist durch den höheren PP-Fasergehalt zu erklären. Es

schmelzen mehr PP-Fasern auf und führen zu einer Verfestigung des Krempelbandes. Der

Einfluss des Haftvermittlers ist für den Flachsfaservolumengehalt von ϕvo = 0,5 dargestellt,

die Festigkeit ist um 8 % und der E-Modul um 12 % höher als bei der Verwendung von PP-

Fasern ohne Haftvermittler. Der Einsatz eines Haftvermittlers bringt dementsprechend eine

Verbesserung der mechanischen Eigenschaften. Die Kennwerte des UNIVO mit Hanf-

verstärkungsfasern ist zum Vergleich dargestellt. Die Zugfestigkeit und der E-Modul sind sehr

viel geringer als bei dem UNIVO mit Flachsfaser. Dies ist durch die schlechte Qualität der

verwendeten Hanffaser bedingt.

Es konnte mit den durchgeführten Versuchen die vorgegebene Zielstellung erfüllt werden. Die

technische Realisierbarkeit des neuen Herstellungsverfahrens und die Eignung für die

verschiedenen Verstärkungsfasergehalte wurde an der Vorkonsolidierungsanlage nachge-

wiesen. Die hohen mechanischen Kennwerte des UNIVO lassen das Potential dieses

Halbzeuges erkennen. Um die Anwendbarkeit dieses neuen Halbzeuges für die Herstellung

von Verbunden zu prüfen und die Kennwerte der Verbunde zu ermitteln, waren weitere

Untersuchungen notwendig.

36 5 Ebene Bauteile

5 Ebene Bauteile

5.1 Berechnung der Kennwerte

Die Berechnung von FVK kann in drei Punkte untergliedert werden. In Abb. 5.1 ist die

Übersicht dargestellt.

Mikromechanik

Grenzwertüberprüfung

Mechanische Analyse

Eigenschaften der Einzelschicht

Makromechanik

Versagensanalyse

• Eigenschaften der Faser• Eigenschaften der Matrix• Faservolumengehalt• Orientierung der Fasern

• Eigenschaft Einzelschicht• Anzahl der Lagen• Lagendicke• Lagenwinkel• Belastung

• Versagensanalyse anhand Versagenskriterium

Abb. 5.1: Berechnungsablauf für FVK

Mit Hilfe der Mikromechanik können aus den Eigenschaften der Faser, Eigenschaften der

Matrix, Faservolumengehalt und Faserorientierung die Eigenschaften einer UD Einzelschicht

errechnet werden. Durch die makromechanischen Modelle ist es möglich, aus diesen

mechanischen Kennwerten, der Anzahl, der Dicken und der Winkel der Schichten die

mechanischen Eigenschaften eines Verbundes zu berechnen, dabei werden die Eigenschaften

der einzelnen Schichten „verschmiert“. Durch die Festlegung der Belastung kann dann die

Verformung des Verbundes berechnet werden. Bei der Versagensanalyse wird untersucht, ob

einzelne Schichten oder der gesamte Verbund durch Überschreiten der maximal zulässigen

Spannung bzw. Dehnung versagen.

Die Berechnung der Eigenschaften einer Einzelschicht sollen im folgenden betrachtet werden.

Für das mikromechanische Modell werden folgende Annahmen getroffen:

• zweidimensionale Betrachtung des UD Verbundes

• Fasern liegen parallel und in gleichmäßigen Abständen in dem Verbund vor

• Dehnungen sind bei Belastungen in Faserlängsrichtung für Fasern und Matrix gleich

• Spannungen sind bei Belastungen in Faserquerrichtung für Matrix und Fasern gleich

In Abb. 5.2 ist der UD Verbund in 3-D dargestellt, in Abb. 5.3 die Ansicht der y-z-Ebene.

5 Ebene Bauteile 37

eF/2

dF

30°

eF

Abb. 5.2: UD Verbund Abb. 5.3: maximale Packungsdichte (hexagonal)

Die Richtung x wird auch als längs und Richtung y als quer bezeichnet, die z-Richtung ist die

Dickenrichtung.

Die Berechnung des Faservolumengehaltes ϕFvo ergibt sich anhand des in Abb. 5.3

dargestellten Dreieckes nach Gl. 5.1, dabei ist dF der Faserdurchmesser und eF der

Faserabstand.

Fvo

=

4°d

F2

32 d F

eF 2

Gl. 5.1

Um die geometrischen Verhältnisse wiederzugeben, wird der relative Faserabstand eFr

definiert, er gibt die Größe des Faserabstandes eF relativ zum Faserdurchmesser dF an. Die

Ersetzung von ef ist in Gl. 5.2 dargestellt.

eF

= eFr°d

FGl. 5.2

Durch Einsetzen von Gl. 5.2 in Gl. 5.1 ergibt sich nach Gl. 5.3 der Faservolumengehalt in

Abhängigkeit von eFr.

Fvo

=

2°3 °1eFr

2Gl. 5.3

Für die Annahme, dass kein Faserabstand vorhanden ist, ergibt sich ein Faservolumengehalt

von 0,91. Da aber die Fasern dabei eine linienförmige Berührung aufweisen, kommt es nicht

zu einer Ausbildung eines Verbundes. Bei der Annahme, dass der kleinstmögliche

Faserabstand 0,1 des Faserdurchmessers beträgt ( eFr = 0,1 • dF ), ergibt sich ein maximaler

Faservolumengehalt ϕFvomax = 0,75.

Als Berechnungsformeln für die Eigenschaft einer UD Schicht wurden die Mischungsregeln

verwendet Gl. 5.4 bis Gl. 5.8 [38] [39] [40].

38 5 Ebene Bauteile

Zugfestigkeit längs zur

VerstärkungsfaserrichtungRxZ=Fvo°RFx1Fvo°RM Gl. 5.4

Zug-E-Modul längs zur

VerstärkungsfaserrichtungE xZ=Fvo°E Fx1Fvo°EM Gl. 5.5

Zug-E-Modul quer zur

VerstärkungsfaserrichtungE

yZ=

EM°E

Fy

Fvo

°EM1

Fvo°EFy

Gl. 5.6

Schubmodul in Schichtebene Gxy=

GM °GF

Fvo°GM1Fvo°GF

Gl. 5.7

Querkontraktionszahl xy=Fvo°nuyF1Fvo°nuyM Gl. 5.8

Die Kurvenverläufe von ExZ und EyZ sind mit

der Annahme EM=0,05·EFx in Dia. 5.1

dargestellt. Bei dem schraffierten Bereich wird

der maximale Faservolumengehalt ϕFvomax

überschritten, daher werden die errechneten E-

Modulwerte für größere Faservolumengehalte

in der Praxis nicht erreicht.

Bei der Berechnung der Verbundzugfestigkeit nach Gl. 5.4 ergibt sich die Frage, welche

Faserzugfestigkeit RFx eingesetzt wird. Die Faserzugfestigkeit ist, wie Dia. 5.2 entnommen

werden kann, von der Einspannlänge der Fasern abhängig. In Dia. 5.3 ist die Abhängigkeit der

Verbundzugfestigkeit RxZ von der Faserzugfestigkeit für ϕFvo = 0,5 dargestellt. Die horizontale

Linie stellt dabei den in der Praxis erwarteten Wert der Verbundzugfestigkeit dar. Bei einer

Einbettung in einer PP-Matrix kann davon ausgegangen werden, dass Einspannlängen von

kleiner 1 mm vorhanden sind, dies würde nach Dia. 5.2 einer Faserzugfestigkeit von größer

1200 MPa und nach Dia. 5.3 einer Verbundfestigkeit von größer 400 MPa entsprechen. Dieser

Wert ist als unrealistisch hoch einzustufen. Damit zeigt sich, dass die Mischungsregeln für die

Ermittlung der Verbundkennwerte nicht anwendbar sind.

0

20

40

60

80

100

0 0,5 1

Faservolumengehalt ϕFvo

E-Modul [% von E

Fx]

__ ExZ

__ EyZ

ϕFvomax

Dia. 5.1: E-Modul in x und y Richtung des

Verbundes

5 Ebene Bauteile 39

0

200

400

600

800

1000

1200

0 10 20 30

Einspannlänge [mm]Faserzugfestigkeit R

Fx [Mpa]

0

100

200

300

400

500

0 200 400 600 800

Faserzugfestigkeit RFx [MPa]

erwartete Zugfestigkeit

Verbundfestigkeit R

xZ [Mpa]

Dia. 5.2: Faserzugfestigkeit [32] Dia. 5.3: Berechnete Verbundfestigkeit

Die Kritikpunkte an den Mischungsregeln zusammengefasst:

• Die Annahmen der parallelen Faser in gleichmäßigen Abständen sind in der Praxis

nicht realisierbar

• Querkontraktionszahl und E-Modulwerte der Fasern sind schwierig bestimmbar

• Verbundsteifigkeit steigt bei einem Faservolumengehalt von 100 % bis zur

Steifigkeit der Verstärkungsfaser an

• Verarbeitungsparameter und Verarbeitungsverfahren zur Verbundherstellung haben

keinerlei Einfluss auf die berechneten Eigenschaften des Verbundes

• Für Verbundfestigkeit ergeben sich viel zu große Kennwerte

Aufgrund dieser Kritikpunkte war es notwendig die Eigenschaften der UD-Schicht durch

Versuche zu bestimmen.

5.2 Eigenschaften in Abhängigkeit der Verarbeitung

5.2.1 Versuchsprogramm

In Kapitel 5.1 wurde festgestellt, dass die Berechnung der Kennwerte der UD-Schicht mit

Hilfe der Mischungsregeln nicht möglich ist. Das Ziel der folgenden Versuche sollte es daher

sein, empirische Formeln für die Berechnung der mechanischen Kennwerte Zugfestigkeit, E-

Modul und Dehnung ebener UD-Verbunde in Abhängigkeit der Verarbeitungsparameter, des

Verstärkungsfaservolumengehaltes und bei Einsatz von Haftvermittler zu ermitteln. Die

Versuche wurden nur unter Verwendung von Flachs als Verstärkungsfaser durchgeführt.

Als Verfahren für die Herstellung der UD-Verbunde wurde das einstufige Pressverfahren

angewendet. Der Verfahrensablauf ist schematisch in Abb. 5.4 dargestellt. Als Halbzeug

wurde UNIVO verwendet.

40 5 Ebene Bauteile

Einlegen Kühlen BauteilUmformenAufheizen

Abb. 5.4: Einstufiges Pressverfahren

Das Umformen, Konsolidieren und

Abkühlen erfolgt im gleichen Werkzeug.

Der Vorteil dieses Pressverfahrens ist

der geringe technische Aufwand. Es

eignet sich daher sehr gut für Versuche.

Der Nachteil ist, dass das Aufheizen und

Abkühlen im gleichen Werkzeug erfolgt

und damit lange Taktzeiten entstehen.

Als Parameter sind die Temperatur des

Werkzeuges Tw und der Druck auf das

Bauteil ppl variierbar.

Die Versuchsmatrix ist in Abb. 5.5 dargestellt. Die schwarzen Punkte stellen durchgeführte

Versuche dar, welche für die UNIVO mit den verschiedenen Flachsfasergehalten

( ϕFvo = 0,4; 0,5; 0,6) und der PP-Faser FH 1000 bzw. für das UNIVO mit der PP-Faser

FV 10 D0 durchgeführt wurden. Die Anzahl von 17 Versuchen je Versuchsreihe ist für eine

Auswertung ausreichend.

5.2.2 Versuchsaufbau und -durchführung

Die Versuche wurden mit der in Abb. 5.6 gezeigten 40 kN Laborpresse durchgeführt. Die

Herstellung der Versuchsplatten erfolgte durch Einlegen mehrerer Lagen UNIVO in das

vorgeheizte Plattenwerkzeug. Das Aufheizen und Konsolidieren des UNIVO erfolgte unter

Druck. Danach wurde das Werkzeug gekühlt und die fertige Platte bei 70 °C dem Werkzeug

entnommen.

In Dia. 5.4 sind als Beispiel die Kurve des Druckes auf die Platte ppl und die Temperaturkurve

Tw des Werkzeuges für einen Versuch mit TW = 200 °C und ppl = 3 N / mm² dargestellt. Der

Druck reduziert sich nach 2 und 4 Minuten auf Null, da dort eine Öffnung des

160

170

180

190

200

210

220

0 1 2 3 4

Druck ppl [N/mm²]

Temperatur T

w [°C]

Abb. 5.5: Versuchsmatrix

5 Ebene Bauteile 41

Plattenwerkzeuges erfolgte, um eine Entgasung des UNIVO zu ermöglichen. Die Heizung des

Werkzeuges wurde 2 Minuten später ausgeschaltet und die Kühlung eingeschaltet. Die

Entnahme der fertigen Platte konnte nach 25 Minuten durchgeführt werden. Für das erneute

Aufheizen des Werkzeuges muss eine Zeit von 15 Minuten einkalkuliert werden. Somit ergibt

sich die Taktzeit aus Aufheizen des Werkzeuges (15 min), Konsolidieren (6 min) und Kühlen

(19 min) und Beschickung / Entnahme (5 min) zu 45 Minuten.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5Temperatur Druck

Zeit t [min]

Temperatur Tw [°C]

Druck ppl [N/mm²]

Abb. 5.6: 40 kN Laborpresse Dia. 5.4: Druck-Temperaturverlauf des Plattenwerkzeuges

Während der Herstellung erfolgte eine Messung der Verlaufkurven für die Temperaturen unter

der ersten Lage (Randtemperatur) und zwischen den

mittlersten Lagen (Kerntemperatur) (siehe Abb. 5.7).

Nach dem Pressen wurden die Plattendicken

bestimmt und aus den Platten Probekörper für die

Prüfung der mechanischen Kennwerte hergestellt.

5.2.3 Versuchsergebnisse und -auswertung

5.2.3.1 Temperaturverlaufkurven

Die Temperaturverlaufkurven für die UNIVO mit FH 1000 und einem Flachsfasergehalt von

ϕFvo = 0,4; 0,5 und für die PP Sorte FV 10 D0 mit ϕFvo = 0,5 Flachs sind fast identisch. Die

Temperaturkurve des UNIVO mit ϕFvo = 0,6 Flachs weicht jedoch aufgrund des höheren

Flachsfasergehaltes ab. In Dia. 5.5 ist sie im Vergleich zum UNIVO mit FH 1000 und

ϕFvo = 0,5 Flachs für die Versuche bei ppl = 2 N/mm² | Tw = 190 °C dargestellt.

Kern-temperatur

Rand-temperatur

UNIVO-Lagen

Abb. 5.7: Temperaturmessstellen

42 5 Ebene Bauteile

50

100

150

200

0 5 10 15 20 25 30

Temperatur T [°C]

Zeit t [min]

---- ϕvo=0,5 / Rand

---- ϕvo=0,6 / Rand

---- ϕvo=0,5 / Kern

---- ϕvo=0,6 / Kern

Dia. 5.5: Temperaturverlauf UNIVO, Fasergehaltabhängigkeit

Beim Aufheizen ist der Temperaturanstieg im UNIVO mit ϕFvo = 0,5 Flachs außen und innen

größer als bei ϕFvo = 0,6, was durch den höheren Flachsfasergehalt des ϕFvo = 0,6 UNIVO

bedingt ist, die Flachsfasern wirken isolierend. Die beiden Temperatureinbrüche nach 2 und 4

Minuten resultieren aus dem Öffnen des Werkzeuges zum Entlüften der Platte. Beim

Abkühlen trat bei der Temperatur im Kern von 125 °C eine Verzögerung der Abkühlung auf,

dies ist auf das Kondensieren des aus den Flachsfasern entwichenen Wassers zurückzuführen.

Erst wenn der in der Plattenmitte enthaltenen Wasserdampf vollständig kondensiert ist, sinkt

die Temperatur weiter. Die Abkühlverzögerung ist bei ϕFvo = 0,6. Flachs größer, da durch die

höhere Menge an Flachsfasern auch mehr Wasser durch die Gleichgewichtsfeuchte einge-

bracht wurde.

Anhand der Temperaturkurven kann die Aussage getroffen werden, dass nach 7 min die

Temperatur von Außenlagen und Kernlagen gleich ist und dementsprechend eine Heizzeit von

6 min für eine optimale Durchwärmung der UNIVO Lagen ausreicht

Der Einfluss des Druckes auf die Kerntemperaturkurve ist in Dia. 5.6 für ϕFvo = 0,5 Flachs und

FH 1000 dargestellt.

50

100

150

200

0 5 10 15 20 25 30

4 N/mm²

2 N/mm²

0,5 N/mm²

Kerntemperatur Tke [°C]

Zeit t [min]

Dia. 5.6: Temperaturverlauf UNIVO, ϕFvo = 0,5 Flachs, Druckabhängigkeit

5 Ebene Bauteile 43

Bei hohem Druck erfolgt eine schnellere Aufheizung des UNIVO bedingt durch die starke

Komprimierung des Bandes. Beim Abkühlen verschiebt sich das Plateau der

Abkühlverzögerung bei hohem Plattendruck in Richtung höherer Temperaturen. Dies

resultiert daraus, das sich die Kondensation des Wassers bei hohem Druck bei höheren

Temperaturen vollzieht.

Ein höherer Druck führt nur in den ersten 6 min zu einer schnelleren Erwärmung des Kernes,

nach 7 min ist die Kerntemperatur bei den verschiedenen Drücken gleich. Es ist deshalb nicht

sinnvoll mit sehr hohen Drücken zu arbeiten, da die Zeit, bis alle Lagen des UNIVO die

gleiche Temperatur haben, unabhängig vom Druck ist. Hohe Drücke (4 N/mm²) sind nicht

sinnvoll, da es zu einer mechanischen Schädigung der Verstärkungsfasern kommt. Bei zu

geringen Drücken (1 N/mm²) ist das Auftreten von schlecht durchwärmten Stellen

wahrscheinlich. Der optimale Druck ist dementsprechend ein Druck von etwa 2 N/mm².

Durch die Verwendung von UNIVO wird eine sehr viel schnellere Durchwärmung des

Halbzeuges während des Pressens erreicht als bei der Verwendung von Vliesstoffen, da

Vliesstoffe durch ihr großes Volumen und die schlechte Wärmeleitfähigkeit wie eine Isolation

wirken.

5.2.3.2 Abmessung in z-Richtung der ebenen Struktur

Um eine Aussage über die Größe der Dicke des fertigen Bauteils treffen zu können, ist es

notwendig, die Bauteildicke in Abhängigkeit der Pressparameter Druck und Temperatur

darzustellen.

Um eine vergleichbare Plattendicke zu erhalten, wurde die reale Plattendicke fpl mit dem

Flächengewicht des UNIVO Mun und der Schichtenanzahl nsi in die, auf ein Flächengewicht

von 200 g/m² bezogene, Plattendicke fplb umgerechnet (siehe Gl. 5.9).

fplb=

fpl

Mun°n

si

°200g

m2

Gl. 5.9

Die Abhängigkeit der bezogenen Plattendicke fplb von den Parametern Druck auf die Platte ppl

und Werkzeugtemperatur Tw wurde durch eine nichtlineare multiple Regressionsanalyse

berechnet. Der Ansatz ist in Gl. 5.10 wiedergegeben. Der quadratische Ansatz wurde gewählt,

da bei hohem Druck und hoher Temperatur ein starker Abfall der Dicke eintritt.

fplb=a

f0a

f1° p

pla

f2° p

pl

2 af3°T

wa

f4°T

w

2af5° p

pl°T

w Gl. 5.10

0,5≤ ppl≤4 [N /mm² ] 160≤T

w≤220 [° C ] Definitionsbereich Gl. 5.10

44 5 Ebene Bauteile

Es ergaben sich in Abhängigkeit vom Flachsfaservolumengehalt die in Tab. 5.1 aufgelisteten

Koeffizienten af0 bis af5.

Tab. 5.1: Koeffizienten für die Berechnung der bezogenen Plattendicke und R²

PP

Faser

Flachs

ϕvo

af0 af1 af2 af3 af4 af5 R²

FH1000 0,4 0,078 1,13•10-1 -2,53•10-3 1,19•10-3 -2,74•10-6 -7,04•10-4 0,95

FH1000 0,5 0,254 3,86•10-2 -2,88•10-3 -3,04•10-4 -8,40•10-8 -2,21•10-4 0,94

FH1000 0,6 0,161 3,60•10-3 6,47•10-5 7,95•10-4 -2,25•10-6 -1,32•10-4 0,95

FV10D0 0,5 0,171 8,03•10-2 -1,46•10-3 5,24•10-4 -2,22•10-6 -5,04•10-4 0,95

Die Werte des Bestimmtheitsmaßes R² zeigen mit 0,94 bzw. 0,95 an, dass eine sehr gute

Übereinstimmung (94 bzw. 95 %) des Modells mit den im Versuch ermittelten Werten

vorliegt.

Die reale Plattendicke fpl errechnet sich aus dem Flächengewicht des UNIVO Mun, der

bezogenen Plattendicke fplb, (nach Gl. 5.10) der Lagenanzahl nsi und dem Bezugs-

flächengewicht (200 g/m²) nach Gl. 5.11 durch Umstellen der Gl. 5.9

f pl=f plb°M un°nsi

200 g /m2[mm] Gl. 5.11

In Dia. 5.7 und Dia. 5.8 sind die 3-D Diagramme für die bezogene Dicke der Platten mit

FH 1000 und ϕvo = 0,4; 0,6 Flachs gezeigt. Auf der x Achse ist der Druck auf die Platte ppl, auf

der y Achse die Temperatur des Werkzeuges Tw und auf der z Achse die bezogene Dicke der

Platte fpbl aufgetragen.

Bezogene Dicke der Versuchsplatten

Dia. 5.7: ϕvo = 0,4 Flachs Dia. 5.8: ϕvo = 0,6 Flachs

5 Ebene Bauteile 45

Die Graphen der Dickenfunktionen der Platten mit FH 1000 bzw. FV 10 D0 und ϕvo = 0,5

Flachs liegen zwischen den beiden gezeigten Graphen.

Die zu erwartende Dicke der Platten bei geringem Druck und veränderlicher Temperatur ist

fast konstant, bei geringer Temperatur und steigendem Druck fällt die Dicke ab. Steigt der

Druck und die Temperatur, dann fällt die zu erwartende Dicke der gepressten Platten sehr steil

ab.

Der Unterschied zwischen den Graphen erklärt sich aus dem unterschiedlichen PP-Faseranteil.

Bei ϕvo = 0,4 Flachs ist mehr PP vorhanden, dieses wird bei hoher Temperatur und hohem

Druck aus dem Werkzeug herausgedrückt, dadurch fällt die Dicke der Platten steil ab. Bei

einem Faservolumengehalt von ϕvo = 0,6 ist der Abfall der Dicke nicht so steil, da weniger PP

innerhalb des Verbundes vorhanden ist.

5.2.3.3 Bestimmung der optimalen Verarbeitungsparameter

Die optimalen Verarbeitungsparameter sind die Parameter, bei denen eine maximale

Zugfestigkeit und ein maximaler Zug-E-Modul der fertigen Versuchsplatte in Verstärkungs-

faserrichtung zu erwarten sind.

Zur Bestimmung der Zugfestigkeit und des E-Moduls der entsprechend der Versuchsmatrix

(siehe Abb. 5.5) angefertigten Platten wurden diesen Proben entnommen und nach

DIN EN ISO 527-5 auf einer Zugprüfmaschine geprüft.

Um die Abhängigkeit der Zugfestigkeit RxZ und des Zug-E-Moduls ExZ in Verstärkungs-

faserlängsrichtung von den Verarbeitungsparametern zu ermitteln, wurde mit den ermittelten

Stichproben eine nichtlineare multiple Regressionsanalyse durchgeführt.

Als Modelle wurden quadratischen Ansatzfunktionen gewählt, da aus dem 3-D Streuungs-

diagramm eine parabelförmige Verteilung der Stichproben deutlich wurde. Das Modell für die

Zugfestigkeit ist in Gl. 5.12 und das Modell für den Zug-E-Modul in Gl. 5.13 dargestellt.

RxZ=a

R0a

R1° p

pla

R2° p

pl

2 aR3°T

wa

R4°T

w

2aR5° p

pl°T

w [MPa ] Gl. 5.12

ExZ=a

E0a

E1° p

pla

E2° p

pl

2 aE3°T

wa

E4°T

w

2aE5° p

pl°T

w [GPa ] Gl. 5.13

0,5≤ ppl≤4N /mm² 160≤T

w≤220° C Definitionsbereich Gl. 5.12 / Gl. 5.13

Es ergaben sich in Abhängigkeit vom Flachsfaservolumengehalt die in Tab. 5.2 für die

Zugfestigkeit und in Tab. 5.3 für den E-Modul aufgelisteten Koeffizienten aR0 bis aR5 bzw. aE0

bis aE5.

46 5 Ebene Bauteile

Tab. 5.2: Koeffizienten für die Berechnung Zugfestigkeit RxZ

PP

Faser

Flachs

ϕvo

aR0 aR1 aR2 aR3 aR4 aR5 R²

FH1000 0,4 -556 91,7 -5,09 6,81 -1,76•10-2 -0,414 0,94

FH1000 0,5 -2427 118,0 -6,59 25,7 -6,41•10-2 -0,471 0,84

FH1000 0,6 -1475 37,1 -1,75 16,2 -4,14•10-2 -0,100 0,89

FV10D0 0,5 -2302 147,0 -5,36 24,6 -6,13•10-2 -0,710 0,86

Tab. 5.3: Koeffizienten für die Berechnung des E-Moduls ExZ

PP

Faser

Flachs

ϕvo

aE0 aE1 aE2 aE3 aE4 aE5 R²

FH1000 0,4 -22,2 7,75 -0,519 0,299 -6,90•10-4 -3,15•10-2 0,85

FH1000 0,5 -146,0 9,41 -0,543 1,560 -3,77•10-3 -3,48•10-2 0,83

FH1000 0,6 -80,7 2,45 -0,170 0,885 -2,17•10-3 -3,91•10-3 0,91

FV10D0 0,5 -121,0 12,30 -0,514 1,310 -3,14•10-3 -5,44•10-2 0,80

Die Werte des Bestimmtheitsmaßes R² mit größer 0,80 zeigen, dass eine befriedigende

Übereinstimmung vorliegt, während die Werte mit R² mit größer 0,90 zeigen, dass eine gute

Übereinstimmung des Modells mit den im Versuch ermittelten Werten vorhanden ist.

In Dia. 5.9 und Dia. 5.10 sind die Diagramme für die Zugfestigkeit und den Zug-E-Modul für

FH 1000, ϕvo = 0,5 Flachs und einen Schichtwinkel ϑ = 0° gezeigt (veröffentlicht in [41]). Die

Diagramme für ϕvo = 0,4; 0,6 Flachs enthält Anlage 3.

Mechanische Kennwerte für FH 1000, ϕvo = 0,5 Flachs und ϑ = 0°

Dia. 5.9: Zugfestigkeit Dia. 5.10: Zug-E-Modul

Die Parameter für den Extremwert der Zugfestigkeit und des Zug-E-Moduls wurden durch die

partielle Ableitung von Gl. 5.12 und Gl. 5.13 berechnet. Da die Modellansätze für Zugfest-

igkeit und Zug-E-Modul gleich sind, wird die Berechnung ohne Index Z bzw. E durchgeführt.

5 Ebene Bauteile 47

Die 1. partielle Ableitung von Gl. 5.12 nach dem Druck ist Gl. 5.14 und die 1. partielle

Ableitung nach der Temperatur ist Gl. 5.15.

f ' ppl=a12°a2° p

pla5°T

wGl. 5.14

f ' Tw=a32°a4°T

wa5° p

plGl. 5.15

Durch Nullsetzen von Gl. 5.15 und Gl. 5.14 und Umformen ergeben sich Druck ( Gl. 5.16 )

und Temperatur ( Gl. 5.17 ) für die Extremwerte.

ppl=a1a5°T

w

2°a2

Gl. 5.16

Tw=a3a5° p

pl

2°a4

Gl. 5.17

Der Druck für die Extremwerte, ohne Abhängigkeit von der Temperatur, ergibt sich nach Gl.

5.18 durch Einsetzen von Gl. 5.17 in Gl. 5.16 und Umformen. Die Temperatur für die

Extremwerte, ohne Abhängigkeit vom Druck, ergibt sich nach Gl. 5.19 durch Einsetzen von

Gl. 5.16 in Gl. 5.17 und Umformen.

ppl=

a3°a52°a4°a1

4°a2°a4a52

Gl. 5.18

Tw=

a1°a52°a2°a3

4°a2°a4a52

Gl. 5.19

Die Berechnung, welche Extremwertarten vorliegen, wurde durch die 2. partielle Ableitung

nach Druck und Temperatur durchgeführt. Es ergeben sich aus Gl. 5.14 und Gl. 5.15 die

2. partiellen Ableitungen nach dem Druck( Gl. 5.20 ) und nach der Temperatur ( Gl. 5.21 ).

f ' ' ppl=a2

Gl. 5.20

f ' ' T w=a4Gl. 5.21

Für die Extremwertart gilt: f ' ' ..<0 Maximum und f ' ' ..>0 Minimum

Die Werte für aR2, aR4, aE2 und aE4 sind Tab. 5.2 und Tab. 5.3 zu entnehmen. Diese

Koeffizienten sind für alle Modelle negativ. Dies bedeutet, dass der Extremwert von

Zugfestigkeit bzw. Zug-E-Modul ein Maximum ist.

48 5 Ebene Bauteile

In Tab. 5.4 sind die berechneten Parameter Druck (nach Gl. 5.18) und Temperatur (nach Gl.

5.19) für maximale Zugfestigkeit und maximalen Zu-E-Modul, sowie die gemittelten Werte

für einen Kompromiss zwischen maximaler Zugfestigkeit und maximalem Zug-E-Modul,

aufgelistet.

Tab. 5.4: Parameter Druck und Temperatur für maximale Kennwerte

PP Flachs für max. Zugfestigkeit für max. Zug-E-Modul gemittelt

Faser ϕvo ppl Tw ppl Tw ppl Tw

FH 1000 0,4 2,2 168 2,6 160 2,4 164

FH 1000 0,5 2,1 193 2,6 193 2,3 193

FH 1000 0,6 4,0 190 4,0 200 4,0 195

FV 10 D0 0,5 0,7 196 1,8 193 1,2 195

Das Maximum für Zugfestigkeit und E-Modul bei ϕvo = 0,4 Flachs wird bei einer geringeren

Temperatur erreicht als bei ϕvo = 0,5 Flachs, was durch den höheren PP Gehalt begründet ist.

Bei einem Flachsfasergehalt von ϕvo = 0,6 ist, wegen des geringen PP Gehalt, ein höherer

Druck als bei ϕvo = 0,5 Flachs erforderlich. Bei Einsatz von Haftvermittler durch die

Verwendung von FV 10 D0 sind geringere Drücke für ein Erreichen der maximalen

mechanischen Kennwerte als bei Verwendung von PP ohne Haftvermittler ausreichend.

Die Ermittlung der Kennwerte der UD-Verbunde erfolgte durch Versuche, in denen die

ermittelten optimalen Verarbeitungsparameter angewendet wurden.

5.3 Bestimmung der Verbundkennwerte durch Versuche


Um praktisch ermittelte Kennwerte vergleichen zu können, ist es notwendig die Ermittlung

der Kennwerte bei gleichen Prüfbedingungen mit gleichen Probekörpern und bei gleicher

Prüfart durchzuführen, dies soll durch die DIN, DIN-EN und DIN-EN-ISO Normen

sichergestellt werden. Es sind jedoch unter Umständen für die Ermittlung eines Kennwertes

verschiedene Normen vorhanden, welche mit verschiedenen Prüfkörperabmessungen und

Prüfarten arbeiten. Es ist deshalb bei der Angabe von Kennwerten wichtig, die verwendete

Norm anzugeben. Eine Übersicht über die Ermittlung von Kennwerten für Faserverbund-

werkstoffe gibt [42].

Die folgenden Kennwerte sind Ergebnis der Prüfung von Verbunden, die mit den in Tab. 5.4

dargestellten optimalen Verarbeitungsparametern hergestellt wurden.

5 Ebene Bauteile 49

5.3.2 Experimentelle Bestimmung Zugfestigkeit und Zug-E-Modul

Die Ergebnisse dieser Versuche wurden nach DIN EN ISO 527-5 ermittelt und sind in Dia.

5.11 und Dia. 5.12 dargestellt (siehe auch Anlage 4). Der Schichtwinkel von ϑ = 0° gibt an,

dass die Schichten des UD-Verbundes in Richtung der Belastung ausgerichtet sind. Der

Schichtwinkel von ϑ = 90° bedeutet, dass die Schichten quer zur Belastungsrichtung

ausgerichtet sind.

0

50

100

150

200

250

300

350

0,4 0,5 0,6 0,5

(mit MAH)

0,5

HanfFlachsfasergehalt ϕFvo

Festigkeit R

xZ [MPa]

0

5

10

15

E-Modul ExZ [GPa]

Zug-E-Modul Zugfestigkeit = 0° ϑ

Dia. 5.11: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϑ = 0°

0

20

40

60

80

0,4 0,5 0,6 0,5

(mit MAH)Flachsfasergehalt ϕFvo

Festigkeit R

yZ [MPa]

0

1

2

3

4

E-Modul EyZ [GPa]

Zug-E-Modul Zugfestigkeit = 90° ϑ

Dia. 5.12: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϑ = 90°

Die maximale Zugfestigkeit in Längs- und Querrichtung wird bei einem Faservolumengehalt

von ϕvo = 0,5 erreicht.

In Dia. 5.11 sind auch die Kennwerte bei der Verwendung von Hanffasern gezeigt, die

Zugfestigkeit und der E-Modul sind geringer als die beim Einsatz von Flachs. Dies ist auf die

schlechte Faserqualität des Hanfes zurückzuführen.

50 5 Ebene Bauteile

Den Diagrammen ist entnehmbar, dass eine Haftvermittlerzugabe von 1 % bei der

Verarbeitung durch Pressen keinen signifikanten Einfluss auf die Erhöhung von Zugfestigkeit

und Zug-E-Modul hat. Bei Verwendung des Pressverfahrens sind dementsprechend höhere

Haftvermittlerzugaben (größer 3 %) nötig, um eine Steigerung der Zugfestigkeit und des Zug-

E-Moduls zu erreichen.

Die Zugfestigkeit für unverstärktes PP FH1000 liegt bei 30 MPa und der Zug-E-Modul bei

1,5 GPa, es wird also quer zur Verstärkungsfaserrichtung die gleiche Festigkeit wie bei

unverstärktem PP und eine Erhöhung des E-Moduls erreicht.

Um eine Einordnung der Kennwerte gegenüber anderen Werkstoffen treffen zu können, ist in

Dia. 5.13 eine Gegenüberstellung der spezifischen Zugfestigkeit und des spezifischen E-

Modul für einen Verstärkungsfasergehalt von ϕvo = 0,5 dargestellt. Die Berechnung erfolgt

durch Division der Zugfestigkeit bzw. des Zug-E-Modul durch die Dichte des Werkstoffes.

Gegenübergestellt sind Verbunde, welche aus Vliesstoffen hergestellt sind. N-PU ist ein

Verbundwerkstoff aus einem Naturfasermix mit Polyurethan als Matrix.

0

5

10

15

20

25

30

H-PP F-PP F-EP N-PU G-EP F-PP

0°-90°

F-PP

0°

spez. Zugfestigkeit [km]

0

500

1000

1500

spez. E-Modul [km]spez. E-Modul spez. Zugfestigkeit

Verwendung von Vliesstoffen

Verw. von

UNIVO

H-Hanf | F-Flachs | N-Naturfasermix | G-Glas

EP-Epoxidharz | PP-Polypropylen | PU-Polyurethan

Dia. 5.13: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϕvo = 0,5

Die spezifische Zugfestigkeit und der spezifische Zug-E-Modul von Verbunden, die aus dem

Halbzeug UNIVO mit den Schichtwinkeln ϑ = 0° und ϑ = 90° hergestellt wurden, liegen

höher als die Festigkeiten von Verbunden aus PP bzw. EP und Naturfaservliesstoffen. Dies ist

auf die starke Ausrichtung der Verstärkungsfasern im UNIVO zurückzuführen.

Die spezifischen Kennwerte des Flachs-PP mit ϑ = 0° sind höher als die Kennwerte eines

Verbundes, der unter Verwendung von Glasfaservliesstoff und Epoxidharz hergestellt wurde.

Dies zeigt das Potential der aus UNIVO hergestellten Verbunde für den Einsatz in höher

belasteten Bauteilen.

5 Ebene Bauteile 51

5.3.3 Experimentelle Bestimmung Biegefestigkeit und E-Modul

Die Ermittlung der Biegefestigkeit erfolgte nach DIN EN ISO 14125.

In Dia. 5.14 und Dia. 5.15 sind die Kennwerte der Versuche dargestellt (siehe auch Anlage 5).

0

50

100

150

200

250

300

350

0,4 0,5 0,6 0,5

( mit MAH)Flachsfasergehalt ϕFvo

0

5

10

15

Biege-E-Modul Biegefestigkeit = 0°

Biegefestigkeit R

xB [MPa]

Biege-E-Modul ExB [GPa]

ϑ

Dia. 5.14: Biegefestigkeit und Biege-E-Modul für ϑ = 0°

0

20

40

60

80

100

120

140

0,4 0,5 0,6 0,5

( mit MAH)Flachsfasergehalt ϕFvo

0

1

2

3

Biege-E-Modul Biegefestigkeit = 90°

Biegefestigkeit R

yB [MPa]

Biege-E-Modul EyB [GPa]

ϑ

Dia. 5.15: Biegefestigkeit und Biege-E-Modul ϑ = 90°

Die Werte für die Biegefestigkeit und der Biege-E-Modul sind bei ϕvo = 0,5 Flachsfasergehalt

maximal. Der Einsatz des Haftvermittlers bringt auch bei der Biegefestigkeit und bei der

Biegesteifigkeit keine signifikante Kennwerterhöhung.

5.3.4 Kennwerte bei Abkühlung mit geringem Temperaturgradienten

In [43] wurde die Transkristallisation in naturfaserverstärktem PP untersucht. Es wurde

festgestellt, dass die Transkristallisation bei hohen Abkühlraten bei niedrigeren Temperaturen

abläuft, die Dicke der transkristallinen Schicht am Ende der Transkristallisation für die

verschiedenen Abkühlraten aber gleich ist. Eine Beeinflussung der Dicke der Schicht ist durch

eine Oberflächenbehandlung der Fasern möglich. Es ergab sich die größte Schichtdicke bei

MAH modifizierten Fasern, eine mittlere Schichtdicke bei unbehandelten Fasern und die

52 5 Ebene Bauteile

geringste bei alkalisierten Fasern. Polypropylen ist ein teilkristalliner Thermoplast, beim

Abkühlen der Schmelze kommt es zur Ausbildung von kristallinen Gebieten, welche die

Festigkeit des Thermoplastes erhöhen. Um die Ausbildung der kristallinen Gebiete zu fördern,

wurden Versuche mit langsamer Abkühlung durchgeführt. Die durchschnittliche Abkühlrate

betrug 0,28 K/min (die Abkühlrate der Versuche in Kapitel 5.3.2 betrug 5,79 K/min). Für die

verschiedenen Faservolumengehalte ist die Zugfestigkeit in Dia. 5.16 und der Zug-E-Modul in

Dia. 5.17 graphisch dargestellt. Ermittelt wurden die Kennwerte nach DIN EN ISO 527-5 für

einen Schichtwinkel von ϑ = 0°.

0

50

100

150

0,4 0,5 0,6 0,5


Zugfestigkeit R

xZ [MPa] 5,79 K/min 0,28 K/minAbkühlrate

Dia. 5.16: Zugfestigkeit für ϑ = 0°

0

5

10

15

0,4 0,5 0,6 0,5


Zug-E-Modul ExB [GPa] 5,79 K/min 0,28 K/minAbkühlrate

Dia. 5.17: Zug-E-Modul für ϑ = 0°

Für alle Faservolumengehalte ist bei langsamem Abkühlen die Zugfestigkeit geringer und der

Zug-E-Modul höher als bei schnellem Abkühlen. Der Abfall der Zugfestigkeit ist durch die

Degradation der Verstärkungsfasern begründet, durch die längere thermische Belastung

werden die Fasern geschädigt. Das Steigen des Zug-E-Moduls kommt durch die längere Zeit,

die zum Umschließen der Verstärkungsfasern durch die PP-Schmelze zur Verfügung steht, die

Verstärkungsfasern sind besser in der Matrix eingebettet. Der Abfall des Zug-E-Moduls bei

5 Ebene Bauteile 53

der Verwendung von PP mit MAH ist auf den thermisch bedingten Abbau des MAH

zurückzuführen.

Für Anwendungsfälle, bei denen nach der Verbundfestigkeit dimensioniert wird, ist es

dementsprechend nicht sinnvoll, eine langsame Abkühlung des Bauteiles bei der Herstellung

durchzuführen.

5.3.5 Druckfestigkeit

Für die Ermittlung der Druckfestigkeit gibt es verschiedene DIN Normen. In DIN 65380 ist

ein Prüfverfahren mit einer aufwendigen Vorrichtung dargestellt, bei welchem die Probe

durch Keile gehalten wird. In DIN 65375 ist ein Verfahren beschrieben, bei dem als

Vorrichtung gegen Knickung zwei Doppel-T Stützen eingesetzt werden. Die am einfachsten

durchführbare Prüfung ist in DIN EN ISO 604 erläutert. Dabei werden die Proben zwischen

zwei polierten Platten gespannt und auf Druck belastet. Druck-E-Modul und Druckfestigkeit

werden an verschiedenen Probekörpern bestimmt. Die Länge der Probekörper für die

Festigkeitsbestimmung sind, um ein Knicken zu vermeiden, sehr viel kürzer als die zur

Druck-E-Modul Bestimmung.

Untersucht wurde ein Verbund mit ϕvo = 0,5 Flachs ohne Haftvermittler mit den

Schichtwinkeln ϑ = 0° und ϑ = 90°. Es ergaben sich die folgende Kennwerte:

Druckfestigkeit für ϑ = 0° RxD = 69 MPa und für ϑ = 90° RyD = 51 MPa

Druck-E-Modul für ϑ = 0° ExD = 9,7 GPa und für ϑ = 90° EyD = 3,1 GPa

(siehe auch Anlage 4).

5.3.6 Interlaminare Scherfestigkeit

Die interlaminare Scherfestigkeit ist ein Maß für die Haftung der einzelnen Lagen

untereinander, das Versagen durch interlaminare Scherfestigkeit heißt Delamination. Nach

[44] wird in drei grundlegende Rissöffnungsarten unterteilt: Mode I (einfache Rissöffnung),

Mode II (ebener Schub) und Mode III (nicht ebener Schub). Die Rissöffnungsart Mode II tritt

bei dünnen Laminaten, welche nur geringen Belastung in Dickenrichtung ausgesetzt sind auf.

Für die Ermittlung des Wertes der interlaminaren Scherfestigkeit sind nach DIN 3 Normen

mit 3 Punkt Biegeversuch vorhanden:

• DIN EN 2377, für glasfaserverstärkte Kunststoffe

• DIN EN 2563, für unidirektionale Laminate

• DIN EN ISO 14130, für faserverstärkte Kunststoffe (Biegeversuch mit kurzem Balken)

54 5 Ebene Bauteile

Der Nachteil dieser 3 Normen ist, dass sie nur zur Bestimmung der scheinbaren inter-

laminaren Scherfestigkeit geeignet sind und daher eine geringe Aussagekraft haben.

Zitat aus DIN EN ISO 14130:

„Das Verfahren ist zur Feststellung konstruktiver Größen ungeeignet, darf jedoch

zur Vorauswahl von Werkstoffen oder zur Qualitätskontrolle verwendet werden.“

Nur nach DIN 65148 ist eine Bestimmung der „echten“ interlaminaren Scherfestigkeit

möglich. Bei dieser Prüfung wird ein Probekörper eingesetzt, der quer mit Nuten versehen ist,

durch diese Nuten wird eine interlaminare Scherbelastung aufgebracht. Um eine Verfälschung

der Ergebnisse durch ein seitliches Ausweichen der Probe zu verhindern wurden die Proben in

einer Stützvorrichtung eingespannt, welche in Abb. 5.8 dargestellt ist.

Nuten Probe

Abb. 5.8: Stützvorrichtung in Anlehnung an DIN 65148

Die ermittelte Scherfestigkeit für ϕvo = 0,5 Flachs ohne Haftvermittler und ϑ = 0° lag bei

Rse = 11 MPa (siehe auch Anlage 5).

5.3.7 Kennwertermittlung mit Grauwertkorrelationsanalyse

5.3.7.1 Vorbemerkungen

Die Grauwertkorrelation erlaubt das Bestimmen von Verschiebungen. Dazu werden Bilder

verglichen, welche im Pixelformat mit 8 Bit je Pixel vorliegen. Daraus ergeben sich 256

Graustufen. Im folgenden Beispiel werden zwei Bilder miteinander verglichen. Abb. 5.9 stellt

das Referenzbild dar, Abb. 5.10 stellt das Vergleichsbild dar.

Das Suchfeld hat hier die Dimension 2x2 Pixel, der Suchbereich die Dimension 8x8 Pixel.

Bei der Analyse wird das Pixelmuster des Suchfeldes im Referenzbild im Vergleichbild

innerhalb des vorgegebenen Suchbereiches gesucht. Die Abweichung des Pixelmusters wird

als Verschiebung in Pixeln ausgegeben. Sie beträgt hier x = -2 Pixel und y = 2 Pixel.

5 Ebene Bauteile 55

X

Y

Suchfeld

Suchbereich

Abb. 5.9: Referenzbild Abb. 5.10: Vergleichsbild

Das Suchen des Pixelmusters wird durch einen Algorithmus realisiert, welcher im

Vergleichsbild für jede mögliche Anordnung des Pixelmusters einen Korrelations-

koeffizienten api errechnet. Diese Berechnung erfolgt nach Gl. 5.22 [45]. Die Laufvariable ipi

entspricht der Pixelnummer und npi der Anzahl der Pixel im Suchfeld (hier 2x2 -> npi = 4), gbr

ist der Grauwert des Pixel im Referenzbild und gbv der Grauwert im Vergleichsbild.

api=

∑i

pi=1

npi

gbr°g

bv

∑i

pi=1

npi

gbr2° ∑

ipi=1

npi

gbv2

Gl. 5.22

Der Korrelationskoeffizient wird, wenn die Pixelmuster in Referenz- und Vergleichsbild

exakt übereinstimmen, gleich 1. Da dies praktisch nicht vorkommt, wird für das Pixelmuster

im Vergleichsbild, welches den größten Wert des Korrelationskoeffizienten aufweist,

angenommen, dass dies das verschobene Pixelmuster des Referenzbildes ist. Die Ver-

schiebung des Pixelmusters gegenüber dem Referenzbild wird durch ein Grauwert-

korrelationsprogramm berechnet und ausgegeben.

Um die Verschiebung der Pixelmuster über Bildreihen zu berechnen, wird ein Steuer-

programm verwendet, dieses steuert das Grauwertkorrelationsprogramm so, dass die Ver-

schiebungen des Pixelmusters von Bild zu Bild der Bildreihe berechnet werden. Die Daten

werden in Trajektor Dateien abgelegt, welche die Verschiebungen der einzelnen Pixelmuster

in x und y Richtung enthalten.

56 5 Ebene Bauteile

5.3.7.2 Verwendete Technik

Die verwendete Bildaufnahmetechnik ist in Abb. 5.11 und der Auswerte PC in Abb. 5.12

gezeigt. Die Beleuchtung des Probekörpers wird durch eine spezielle Lampe mit Neonröhre

realisiert, punktförmige Beleuchtungsquellen wie Glühbirnen eignen sich nicht zur

Beleuchtung, da es zu punktuellen Überstrahlungen kommt.

Abb. 5.11: Kamerasystem Abb. 5.12: PC zur Auswertung

Das Composite Video Signal wird durch eine CCD Video Kamera bereitgestellt. Das

verwendete Objektiv hat einen korrigierten parallelen Strahlengang, durch welchen am

Bildrand Verzerrungen vermieden werden. Das analoge Kamerasignal wird durch eine

Grabberkarte digitalisiert, die Auflösung der Bilder beträgt 768x572 Pixel. In Abhängigkeit

der verwendeten Zwischenringdicke fzw zwischen Kamera und Objektiv ergibt sich der

Abstand Objektiv-Objekt eoo nach Gl. 5.23 und die Pixelanzahl je mm npi nach Gl. 5.24.

eoo=1880° f

zw

4 /3 Gl. 5.23

npi=0,873° f

zw48 ∧ n

pi∈ℕ Gl. 5.24

In Dia. 5.18 sind die Funktionen eoo(fzw) und npi(fzw) dargestellt.

0

50

100

150

200

5 10 15 20 25 30 35 40

Zwischenringdicke fzw [mm]

50

60

70

80

90Entfernung zum Objekt [mm]

Pixelanzahl je mm [Pixel/mm]

Abstand

Objekt-Objektiv eoo [mm]

Pixelanzahl je mm n

pi

[Pixel/mm]

Dia. 5.18: Abstand Objekt-Objektiv und Pixelanzahl je mm

5 Ebene Bauteile 57

Mit steigender Zwischenringdicke erhöht sich die Anzahl der Pixel je mm. Der Abstand

zwischen Objektiv und Objekt fällt exponentiell ab. Bei steigender Pixelanzahl je mm sinkt

die Lichtstärke, es kann deshalb zu Beleuchtungsproblemen kommen. Bei einem geringen

Abstand zwischen Objekt und Objektiv kommt es zu einer Abschattung des Objektes durch

das Objektiv, es ist auch oft apparatetechnisch nicht möglich, das Objektiv sehr nahe an das

Objekt zu bringen. In den durchgeführten Versuchen wurde eine Zwischenringdicke von 25

mm gewählt, damit ergibt sich ein Abstand Objektiv – Objekt von 26 mm und eine

Pixelanzahl von 70 Pixeln je mm.

5.3.7.3 Durchführung der Messungen

Die Kraftmessung wurde mit Hilfe einer Zugprüfmaschine und die Auswertungen der

Dehnungen durch Grauwertkorrelationsanalyse realisiert. Da Bildreihen aufgenommen und

ausgewertet wurden, kam ein Steuerungsprogramm zum Einsatz. Die Synchronisation von

Kraft und Dehnung erfolgte über die Systemzeit. Es wurde mit folgenden Parametern

gearbeitet: Suchfeld = 35 Pixel, Suchbereich = 45 Pixel, Punkteanzahl = 420, Punkteabstand

ep in x und y Richtung = 20 Pixel, Bildaufnahmeabstand 2 s.

Es war keine Präparation der Proben erforderlich, da die Probekörperoberflächen eine sehr

gute unregelmäßige Optik aufwiesen. In Abb. 5.13 ist die Verschiebung der Pixelmuster für

eine Probe dargestellt welche in x Richtung durch Zug belastet wurde. Die schwarzen Punkte

sind die Mittelpunkte der Pixelmuster ohne Belastung, die Linien sind die Verschiebungs-

vektoren der Punkte, die anzeigen, wohin sich die Pixelmuster unter Belastung verschoben

haben.

FxY

X

Fx

Abb. 5.13: Verschiebungsvektoren

Durch die Zugbelastung in Richtung der x-Achse wird die Probe in x-Richtung gedehnt und in

y-Richtung gestaucht. Im Mittelpunkt der Probe finden keine Verschiebungen statt.

58 5 Ebene Bauteile

Die Verschiebungen jedes Punktes in x und y Richtung von Bild zu Bild wurde in Trajektor

Dateien abgelegt. Die Auswertung dieser Daten erfolgt in einem Tabellenkalkulations-

programm. Dazu wurden die Punkte Quadranten zugeordnet, welche in Abb. 5.14 dargestellt

sind.

III

III VIvx34

vy23

vx12

vy14

Y

X

Fx

Fx

Abb. 5.14: Quadranten

Der Mittelwert der Verschiebung wird in y Richtung für die Quadranten I / IV ( v y14 ) und

II / III ( vy23 ) berechnet. Die mittlere Verschiebung in x Richtung wird für die Quadranten

I / II ( vx12 ) und III / IV ( v

x34 ) berechnet. Die Berechnung ist für v y14 beispielhaft in Gl.

5.25 dargestellt, die Berechnung der anderen Verschiebungen erfolgt analog durch Tausch der

Indizes. Die Verschiebung der einzelnen Punkte ist vyqm, wobei q den Quadranten angibt, m

die Punktenummer und npu die Punkteanzahl je Quadrant ist.

vy14

=∑m=1

n pu

vy1m

∑m=1

n pu

vy4m°2°n

pu1 Gl. 5.25

Die Dehnung ist ein Relativwert, sie berechnet sich für die x Richtung (εx) nach Gl. 5.26 npux

ist die Punkteanzahl in x-Richtung (je Spalte) und epu der Punkteabstand. Die Berechnung von

εy erfolgt nach Gl. 5.27, npuy ist die Punkteanzahl in y-Richtung (je Zeile).

x=2°v x12

vx34

epu°n

pux1

Gl. 5.26

y=2°v y14

vy23

epu°n

puy1

Gl. 5.27

5 Ebene Bauteile 59

Die Berechnung dieser Dehnungen erfolgte für jedes aufgenommene Bild. Diese berechneten

Dehnungen wurden über die Systemzeit mit dem durch die Prüfmaschine aufgezeichneten

Kraftverlauf synchronisiert.

5.3.7.4 Schubmodul und Schubspannungsbestimmung

Die Ermittlung des Schubmoduls wurde nach DIN EN ISO 14129 durchgeführt. Die

Probenabmessungen betrugen 250 x 25 x 2 mm. Der Laminataufbau bestand aus

abwechselnden +45° / -45° Lagen.

Die Ermittlung der Kraft und der Dehnungen erfolgte wie in 5.3.7.3 beschrieben. Die

Berechnung der Schubverformung γxy wurde nach Gl. 5.28 durchgeführt.

xy=

x

yGl. 5.28

In Dia. 5.19 ist die Schubspannungs-Schubverformungskurve gezeigt. Die Berechnung des

Schubmoduls in Lagenebene erfolgt durch das Anlegen einer Sekante zwischen 0,001 und

0,005 Schubverformung.

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0 5 10 15 20 25

Schubspannung τxy [MPa]

Schubverformung

Sekante

Dia. 5.19: Schubverformungskurve

Der ermittelte Sekanten-Schub-Modul beträgt Gxy = 1,47 Gpa und die Schubfestigkeit

Rxy = 25 MPa (siehe auch Anlage 6).

5.3.7.5 Ermittlung der Querkontraktionszahlen

Für die Querkontraktionszahlmessung wurden Proben mit dem quadratischen Querschnitt

5 x 5 mm verwendet, um den Geometrieeinfluss gering zu halten. Der Laminataufbau erfolgte

aus UD-Lagen mit dem Schichtwinkel ϑ = 0° zur x-Achse (siehe Abb. 5.15).

60 5 Ebene Bauteile

ZY

X

5

5

XY

Z

Lagen

Abb. 5.15:Probe für Messung der Querkontraktionszahl

Die Ermittlung der Kraft und der Dehnungen erfolgte wie in 5.3.7.3 beschrieben. Die

Berechnung der Querkontraktionszahl νxy wurde nach Gl. 5.29 und die Berechnung der

Querkontraktionszahl νxz wurde nach Gl. 5.30 durchgeführt.

xy=y

x

Gl. 5.29

xz=

z

x

Gl. 5.30

Die Messungen wurden im Spannungsbereich von 1,5-12 MPa durchgeführt. Es ergab sich

νxy = 0,467 und νxz = 0,355 (siehe auch Anlage 6). Die Stauchung in z-Richtung ist geringer

als die in y-Richtung, da sie durch die Lagenübergänge behindert wird. Daraus resultiert der

kleinere Wert von νxz.

5.3.8 Festigkeitskennwerte bei dynamischer Belastung

Bauteile sind bei ihrem Einsatz oft Belastungen ausgesetzt, welche sich zeitlich in ihrem

Betrag und in ihrer Richtung ändern können. Es reicht deshalb nicht aus, die statische

Festigkeit zu bestimmen, da der Verbund schon bei einmaliger Belastung mit dieser

ermittelten Spannung versagt.

Zur Ermittlung der ertragbaren dynamischen Belastungen wurden Dauerversuche durchge-

führt. In DIN 50100 wird eine Begriffsbestimmung durchgeführt. Die Kraftaufbringung

erfolgt in den meisten Fällen sinusförmig. Eine Periode wird als Zyklus oder Schwingspiel

bezeichnet, die Anzahl der Zyklen ist nzk. Die maximal auftretende Spannung in einem Zyklus

wird als Oberspannung σob, die mittlere als Mittelspannung σmi und die geringste als

Unterspannung σut bezeichnet. Die Differenz zwischen Ober- und Unterspannung ist die

Spannungsamplitude σam. In Dia. 5.20 ist ein Spannungsverlauf einer dynamischen Prüfung

dargestellt.

5 Ebene Bauteile 61

-50

0

50

100

0 1 2

Zeit t (s)

Spannung (MPa) Oberspannung

Unterspannung

Mittel-

spannungSpannungsamplitude

Zyklus

Spannungsverlauf

Dia. 5.20: Spannungsverlauf bei dynamischer Prüfung

Die Zyklenanzahl, bei welcher die Probe bricht, wird als Bruchzyklenzahl oder Bruch-

schwingspielzahl bezeichnet, in Abhängigkeit der Spannungsparameter wird die zugehörige

Festigkeit als Schwingfestigkeit (σob, σmi, σut ≠ 0), Wechselfestigkeit (σmi = 0) oder

Schwellfestigkeit (σob oder σut = 0) bezeichnet.

Durch Versuchsreihen ist es möglich, Wöhlerkurven darzustellen, welche die Abhängigkeit

der Bruchzyklenzahl von den Spannungsparametern beschreiben.

In [46] und [47] wurden durch dynamische Dauerversuche festgestellt, dass flachsfaser-

verstärktes Polypropylen einen geringeren E-Modulabfall über die Zyklenanzahl und eine

deutlich höhere Dämpfung als GFK aufweist. Als signifikante Merkmale für eine eingesetzte

Schädigung des Werkstoffes wurden in [48] und [49] ein starker Dämpfungsanstieg und ein

starker E-Modulabfall bestimmt. Eine höhere Oberspannung bzw. eine höhere Zyklenzahl

lässt sich nach [50] durch Verwendung alkalisierte Fasern erreichen.

Für die Charakterisierung der dynamischen Eigenschaften des unidirektional

flachsfaserverstärkte PP wurden in der vorliegenden Arbeit Dauerversuche zur Ermittlung der

Schwellfestigkeit und der Wechselfestigkeit durchgeführt.

Die Dauerversuche zur Schwellfestigkeit wurden in Anlehnung an DIN 65586 im

Einstufenversuch auf einer dynamischen hydraulischen Zugprüfmaschine realisiert. Mit Hilfe

der Vorspannungsregler wird die Unterspannung während der Versuchsdauer konstant

gehalten. Die Ansteuerung des Hydraulikzylinders erfolgt weggesteuert, dies ist bei

flachsfaserverstärktem PP problemlos möglich, da der E-Modul nur sehr gering über die

Versuchsdauer abfällt. Das Anlagenschema ist in Abb. 5.16 dargestellt.

62 5 Ebene Bauteile

Hydraulik-einheit

Vorspannungsregler

Prüfkammer

Proben

Hydraulikzylinderzur Kraftaufbringung

Funktionsgenerator u. Auswerteeinheit

Abb. 5.16:Prüfmaschine für dynamischen Zugversuch

Geprüft wurden Probenreihen aus flachsfaserverstärktes PP ohne Haftvermittlerzusatz mit

folgenden Schichtwinkeln ϑ und Faservolumengehalten:

• ϕvo = 0,4; 0,5 und 0,6 Flachsfasergehalt, ϑ = 0°

• ϕvo = 0,5 Flachsfasergehalt, ϑ = 90°

Die verwendeten Spannungsparameter waren:

• σut = 1 MPa

• σmi = ½ σam

• σob = σam

Die Prüffrequenz wurde für alle Versuche auf f = 5 Hz festgelegt. Wegen der sehr guten

statischen Eigenschaften des flachsfaserverstärkten PP mit ϕvo = 0,5 Flachsfasergehalt wurde

das Hauptaugenmerk der dynamischen Untersuchungen auf diesen Werkstoff gelegt. Da eine

Belastungszyklenzahl von 1•107 zur Beurteilung des Schwellfestigkeitsverhaltens als

ausreichend betrachtet werden kann, wurden die Versuchsreihen für ϕvo = 0,5 mit ϑ = 0° und

ϑ = 90° bei dieser Zyklenzahl ohne Bruch beendet. Die Versuchsreihen für ϕvo = 0,4 und 0,6

wurden nur zum Erkennen des Einflusses vom Verstärkungsfaservolumengehalt auf die

Schwellfestigkeit σsw durchgeführt, deshalb waren 3.460.000 bzw. 600.000 Belastungszyklen

ausreichend.

Als Modellansatz für die Beschreibung der Abhängigkeit der Schwellfestigkeit von der

Zyklenanzahl Rsw = f (nzk) wurde ein logarithmischer Ansatz zur Basis e (natürlicher

Logarithmus) gewählt (siehe Gl. 5.31).

Rsw=a

sw0a

sw1° ln n

zk Gl. 5.31

Die Ermittlung der Koeffizenten asw0, asw1 und der Bestimmtheitsmaße R² für die

verschiedenen Fasergehalte und Schichtwinkel erfolgte durch eine Regressionsanalyse, die

Werte sind in Tab. 5.5 aufgeführt.

5 Ebene Bauteile 63

Tab. 5.5: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaße für Schwellfestigkeit

PPFlachs

ϕFvo

Schicht-

winkel ϑ [°]asw0 asw1 R²

FH1000 0,4 0 101,930 -3,6777 0,979

FH1000 0,5 0 162,890 -6,4426 0,990

FH1000 0,6 0 120,440 -4,3853 0,996

FH1000 0,5 90 31,304 -1,1210 0,957

Die sehr hohen Werte von R² zeigen, dass der gewählte Modellansatz sehr gut geeignet ist die

Schwellfestigkeit in Abhängigkeit der Zyklenzahl zu beschreiben.

Die Schwellfestigkeit bei einem Belastungszyklus (nzk = 1) ist theoretisch etwas geringer als

die statische Festigkeit. Es gilt nzk = 1 � 1n(1) = 0 � asw0 ≈ RZ. Durch Vergleich der praktisch

ermittelten statischen Zugfestigkeit mit asw0 ergibt sich eine Übereinstimmung, dies ist als

Bestätigung des Koeffizienten asw0 zu werten.

Die praktisch ermittelten Werte und die Funktionen Rsw = f (nzk) für die einzelnen Versuchs-

reihen sind im Zyklenanzahl-Schwellfestigkeit-Diagramm Dia. 5.21 dargestellt.

0

50

100

150

1 E+03 1 E+04 1 E+05 1 E+06 1 E+07

Zyklenanzahl nzk

Schwellfestigkeit R

sw (MPa)

ohne Bruch

beendet

ϕvo = 0,4

ϕvo = 0,5 / ϑ = 0°

ϕvo = 0,6

ϕvo = 0,5 / ϑ = 90°

Dia. 5.21: Zyklenanzahl-Schwellfestikeit-Diagramm für flachsfaserverstärktes PP

Es wird auch graphisch die sehr gute Übereinstimmung von Messwerten und der rechnerisch

ermittelten Funktionen deutlich. Die Schwellfestigkeitswerte sind, wie auch schon die

statischen Kennwerte für ϕvo = 0,5 Flachsfasergehalt, am höchsten. Die Schwellfestigkeiten

für ϕvo = 0,4 und 0,6 Flachsfasergehalt sind niedriger, dies kann bei ϕvo = 0,4 auf den

64 5 Ebene Bauteile

geringeren Verstärkungsfasergehalt und bei ϕvo = 0,6 auf die schlechte Einbettung der

Verstärkungsfasern im Matrixmaterial zurückgeführt werden. In der Darstellung des

Zyklenanzahl-Schwellfestigkeit-Diagramms mit logarithmischer Skalierung der Zyklenanzahl

stellen sich die Funktionen als Geraden dar, dabei gibt der Koeffizient asw1 den Abfall der

Geraden über die Zyklenanzahl an.

Es ist graphisch (siehe Dia. 5.21) und tabellarisch (siehe Tab. 5.5) ersichtlich, dass dieser

Abfall bei den Versuchsreihen mit höher matrixdominierten Eigenschaften geringer ist. Die

Werkstoffe mit ϕvo = 0,4 und 0,6 können als höher matrixdominiert definiert werden, bei

ϕvo = 0,4 wegen des höheren Matrixgehaltes und bei ϕvo = 0,6 wegen der schlecht einge-

betteten Verstärkungsfasern, welche keine Spannungen übertragen können. Die Versuchsreihe

mit dem Schichtwinkel ϑ = 90 ° ist die, mit den fast ausschließlich matrixdominierten

Eigenschaften, deshalb ist hier der Abfall der Geraden sehr viel geringer als bei allen anderen

Versuchsreihen.

Für die Ermittlung der Wechselfestigkeit Rwe in Abhängigkeit der Zyklenanzahl wurden

Wechselbiegedauerversuche in Anlehnung an DIN 53442 durchgeführt. Die Ermittlung der

Wechselfestigkeit im Biegeversuch bietet sich deshalb an, weil beim Biegeversuch

Druckspannungen auftreten ohne dass es zum Knicken der Proben kommt. Es wurde das

Verhalten der Wechselbiegefestigkeit des flachsfaserverstärkten PP mit ϕvo = 0,5 und ϑ = 0°

untersucht. Die Prüffrequenz wurde für alle Proben auf 10 Hz festgelegt. Dies wird möglich,

da bei Biegeversuchen die hohen Spannungen nur in Probenoberflächennähe auftreten, die

durch die innere Reibung dort entstehende Wärme kann sehr gut durch das Umgebungs-

medium abtransportiert werden. Es kommt dementsprechend zu einer geringeren Erwärmung

als beim dynamischen Zugversuch.

Der Modellansatz für die Beschreibung der Abhängigkeit der Wechselfestigkeit von der

Zyklenanzahl Rwe = f (nzk) erfolgt analog Gl. 5.31 und ist in Gl. 5.32 aufgeführt. Unter

Wechselfestigkeit wird dabei die Oberspannung verstanden (σmi = 0, σut = - |σob|).

Rwe=a

we0a

we1° ln n

zk Gl. 5.32

Durch eine Regressionsanalyse wurden die Koeffizenten a0we, a1we und das Bestimmtheitsmaß

R² bestimmt, die Werte sind in Tab. 5.6 aufgeführt.

Tab. 5.6: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaß für Wechselfestigkeit

PPFlachs

ϕFvo

Schicht-

winkel ϑ [°]awe0 awe1 R²

FH1000 0,5 0 100,05 -4,4606 0,934

5 Ebene Bauteile 65

Der hohe Wert von R² zeigt, dass der gewählte Modellansatz gut geeignet ist, die

Wechselfestigkeit in Abhängigkeit der Zyklenzahl zu beschreiben.

Die praktisch ermittelten Werte und die Funktion Rbwe = f (nzk) für die Versuchsreihe mit

ϕvo = 0,5 Flachsfasergehalt ist im Zyklenanzahl-Wechselfestigkeits-Diagramm Dia. 5.22

dargestellt.

0

10

20

30

40

50

60

1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08

Zyklenanzahl nzk

Wechselbiegefestigkeit R

we (MPa) ϕ = 0,5 / ϑ = 0°

Dia. 5.22: Zyklenanzahl-Wechselbiegefestigkeit-Diagramm für flachsfaserverstärktes PP

Auch hier wird graphisch die gute Übereinstimmung von Messwerten und der rechnerisch

ermittelten Funktionen deutlich. Die Funktion Rwe = f (nzk) stellt sich im Zyklenanzahl-

Wechselfestigkeits-Diagramm mit logarithmisch skalierter Zyklenanzahl als Gerade dar. Der

Abfall dieser Gerade (= awe1) ist geringer als der Abfall bei Schwellbeanspruchung, da die

Wechselfestigkeit mehr durch die Eigenschaften der Matrix bestimmt wird als die

Schwellfestigkeit. Dadurch ist auch der geringere Wert des Koeffizienten awe0 zu erklären.

5.3.9 Wasseraufnahmeverhalten

Die Untersuchung des Wasseraufnahmeverhaltens wurde nach DIN EN 2378 durchgeführt.

Untersucht wurde eine Probenreihe mit ϕvo = 0,5 Flachs ohne Haftvermittler. Eine weitere

Probenreihe wurde, durch zusätzliches Einlegen einer 0,5 mm PP-Folie in die Pressform, mit

einer beidseitigen PP Deckschicht versehen. Die Probengröße betrug 50 x 50 x 1 mm. Um den

Einfluss der Wasseraufnahme durch die Ränder zu begrenzen, wurden diese mit Stearin

versiegelt.

66 5 Ebene Bauteile

Für die Berechnung der Massenänderungsfunktion wurde die Weibullfunktion angenommen

[51]. Dieser Gleichung wurde, um den Abfall der Massenänderung zu beschreiben, der Term

adm2

° t2 angefügt.

Es ergibt sich die Massenänderung ∆m nach Gl. 5.33 aus der maximalen Massenänderung

∆mmax, der Zeit t und den Koeffizienten adm0 bis adm2.

m=mmax

°1et

adm0

adm1a

dm2° t2

Gl. 5.33

Die Koeffizienten adm0 - adm2 wurden durch eine multiple nichtlineare Regressionsanalyse

berechnet. Als Startwert für die Analyse wurde für adm0 die interpolierte Zeit bei 0,632 ∆mmax

gesetzt. Die Ermittlung der Startwerte für adm1 und adm2 erfolgte durch grafische Interpolation.

In Tab. 5.7 sind die maximale Massenänderung ∆mmax, die berechneten Koeffizienten adm0 bis

adm2 und das Bestimmtheitsmaß R2 aufgeführt.

Tab. 5.7: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaß für Massenänderung

Messreihe ∆mmax adm0 adm1 adm2 R2

ohne Deckschicht 14,50 2,320 9,04•10-5 9,04•10-5 0,998

mit Deckschicht 5,36 0,714 1,82•10-4 1,82•10-4 0,997

Das sehr hohe R2 zeigt, dass Gl. 5.33 sehr gut die Massenänderung beschreibt.

In Dia. 5.23 sind die Messwerte und die Wasseraufnahmefunktionen der beiden verschiedenen

Probenreihen für die ersten 7 Tage dargestellt (Einheit von t ist Tag [d]).

0

5

10

15

0 1 2 3 4 5 6 7Zeit t [d]

ohne mit Deckschicht ∆mmax•(1-e-(t/adm0)^adm1)-adm2•t

2

Masseänderung m [%]

Dia. 5.23: Wasseraufnahmefunktionen

5 Ebene Bauteile 67

Die Wasseraufnahme ist für die Proben ohne Deckschicht nach 4 Tagen beendet. Bei den

Proben mit Deckschicht verzögert sich durch diese Deckschicht die Wasseraufnahme, so das

nach 7 Tagen noch immer Wasser aufgenommen wird.

Dia. 5.24 enthält die Massenänderung nach DIN EN 2378 für die gesamte Dauer der

Wasserlagerung (6 Wochen). Auf der Zeitachse ist t [Tag ] aufgetragen. Die Wasser-

aufnahme für die Proben mit Deckschicht ist nach 9 Tagen (3²) beendet. Nach 2 Wochen

kommt es zu einem Abfall der Abfall der Massenänderung, dieser kann durch Auflösungs-

erscheinungen der Naturfasern begründet werden.

0

5

10

15

0 1 2 3 4 5 6 Zeit t [d]

ohne mit Deckschicht ∆mmax•(1-e-(t/adm0)^adm1)-adm2•t

2

Masseänderung m [%]

Dia. 5.24: Wasseraufnahmefunktionen nach DIN EN 2378

Die Steigung am Anfang der Massenänderungsfunktion ist die Wasseraufnahmerate αw, sie

berechnet sich nach Gl. 5.34 aus der Massenänderung ∆m und aus t.

w=

m

tGl. 5.34

Es ergibt sich für die Probekörper ohne Deckschicht w=11,82 [% /d ] und für die

Probekörper mit Deckschicht W=2,68[% /d ] .

Die maximale Massenänderung entspricht der Wasseraufnahme, sie beträgt für die

Probekörper ohne Deckschichten 14,5 %. Die mit Deckschichten versehenen Probekörper

weisen mit 5,4 % eine geringere Wasseraufnahme auf.

Durch das Einbringen von Deckschichten aus PP Folie beim Herstellungsprozess kann die

Wasseraufnahme dementsprechend um den Faktor 4,4 reduziert werden. Ein Eindringen von

Wasser in den Verbund kann aber nicht verhindert werden. Dies resultiert daraus, dass die PP

Folie während der Verbundherstellung aufschmilzt und geringe Mengen von Verstärkungs-

fasern die geschmolzene PP Folie durchdringen. Diese Fasern liegen dann auf der

Verbundoberfläche ungeschützt vor und nehmen Wasser auf, welches durch die Fasern in das

Innere des Verbundes transportiert wird.

68 5 Ebene Bauteile

In [52] wurden für PP ohne Haftvermittler mit 35 vol.% Flachsfaserverstärkung ein Abfall des

E-Moduls auf 27 % des E-Moduls vor der Wasserlagerung und ein Abfall der Zugfestigkeit

auf 64 % der Festigkeit vor Wasserlagerung.

Um diesen Abfall der Kennwerte zu verhindern, muss eine Wasseraufnahme des Verbundes

durch geeignete Maßnahmen unterbunden werden. Da das Einbringen von PP Folien während

der Verbundherstellung keine Lösungsmöglichkeit ist, sind Beschichtungen zu wählen,

welche auf den fertigen Verbund aufgebracht werden. Als Möglichkeit dafür kann das

Aufspritzen von PU genannt werden.

6 Großflächiges Bauteil 69

6 Großflächiges Bauteil

6.1 Vorbemerkungen

Beispiele für großflächige Bauteile, die aus Faserverbundwerkstoffen hergestellt werden, sind

Boote, Tanks und Rotorblätter für WKA. Als Anwendungsbeispiel für die in der vorliegenden

Arbeit untersuchten Verbunde mit gerichteten Verstärkungsfasern bot sich, wegen der stark in

einer Richtung orientierten Belastung, ein Rotorblatt für eine WKA an. Im weiteren Verlauf

dieser Arbeit wurde aus diesem Grund der Einsatz eines, aus UNIVO hergestellten,

Verbundes am Beispiel eines Rotorblattes mit Hilfe der FEM simuliert.

Um ein Modell des Rotorblattes in der FEM simulieren zu können, war es notwendig Aus-

legungsparameter festzulegen, ein Rotorblatt zu konstruieren, eine Beanspruchungsanalyse

durchzuführen, die werkstoffspezifischen Kennwerte für diese Beanspruchung zu ermitteln

und ein FEM Modell zu erstellen.

6.2 Auslegung eines Rotorblattes

6.2.1 Auslegungsparameter

Der Durchmesser des Rotors dr wurde auf 8 m festgelegt, da bei dieser Größe ein relativ

einfacher Rotorblattaufbau ohne inneren Holm realisiert werden kann. Die auftretenden Kräfte

werden dabei über die beiden Rotorblatthalbschalen aufgenommen.

Die Rotorblattanzahl nrb wurde auf 3 festgelegt, da bei 3 Rotorblättern geringere dynamische

Unwuchten als bei 1 oder 2 Blattrotoren zu erwarten sind. Weiterhin wird das Laufbild von

Windkraftanlagen mit 3 Blattrotoren als ruhiger empfunden, weshalb in einigen Bundes-

ländern nur Genehmigungen für die Aufstellung von WKA mit 3 Blättern erteilt werden.

Als Masthöhe bzw. Nabenhöhe hna wurde 18 m festgelegt, da diese Höhe einen sinnvollen

Kompromiss zwischen Kosten für den Mast und Ertrag der WKA darstellt.

Ein wichtiges Auslegungskriterium ist die mittlere zu erwartende Windgeschwindigkeit am

Aufstellort. Diese kann Windatlanten, zum Beispiel [53], entnommen werden. Für die hier

durchgeführte Auslegung wurde die in Abb. 6.1 dargestellte vereinfachte Windkarte benutzt.

In der Legende sind die Grauwert erläutert, sie geben die Windverhältnisse wieder.

70 6 Großflächiges Bauteil

GrauwertWindgeschw. [m/s] (hb = 45m)

Ebene Küste Hügel

> 7,5 > 8,5 > 11,5

6,5 - 7,5 7 – 8,5 10 – 11,5

5,5 - 6,5 6 - 7 8,5 - 10

4,5 – 5,5 5 - 6 7 – 8,5

< 4,5 < 5 < 7

Abb. 6.1: Windkartenausschnitt Westeuropa [54]

Da die WKA mit 8 m Rotordurchmesser eine relativ kleine Anlage ist, wird die Aufstellung

direkt beim Energieendverbraucher in der ländlichen Gegend erfolgen. Aus diesem Grund

wurde als mittlere Windgeschwindigkeit die Windgeschwindigkeit für Mitteldeutschland auf

einem Hügel mit vmi = 9 m/s angenommen und mit Gl. 6.1 von der Bezugshöhe hb = 45 m auf

die Windgeschwindigkeit vwna in der Nabenhöhe hna= 18 m umgerechnet. Der Faktor z ist die

Oberflächenrauhigkeitslänge. Für eine sehr glatte, ebene Umgebung (Wiesen und Weiden) gilt

z = 0,01 m.

vwna

=vb°ln h

na/ z

ln hb/ z

Gl. 6.1

Damit ergibt die Auslegungsgeschwindigkeit vwal = 8 m/s.

Die Drehzahl nral des Rotors für diese Geschwindigkeit wurde auf 2 s-1 festgelegt, um die

Lärmbelastung durch die Luftströmungen gering zu halten.

6.2.2 Profilabschnitte des Rotorblattes

Die Geometrie des Rotorblattes wird, wie

in Abb. 6.2 dargestellt ist, durch 6 ver-

schiedene Profile beschrieben, welche auf

der Rotorblattachse aufgereiht sind.

Als Profilreihe wurde die NACA 44 Reihe

ausgewählt. Diese Auswahl erfolgte, da die

Profile dieser Reihe eine gerade Profil-

unterkante haben und damit leichter

herstellbar sind als zum Beispiel Profile der

FX 66 Reihe. Weiterhin reagieren sie auf Änderung der Anströmungsverhältnisse, zum

4424

4424

4421

4418

4415

y

x

NACA Profile

z

Abb. 6.2: Rotorblatt-Profile (ohne Winglet)


Beispiel durch Verschmutzung oder nicht exakt eingestelltem Anströmwinkel, nicht so

empfindlich wie Hochleistungsprofile.

Um die hohen Biegemomente am Rotorblattfuß aufnehmen zu können und um der geringen

Festigkeit des flachsfaserverstärkten PP gerecht zu werden, kam am Fuß das relativ dicke

Profil NACA 4424 zur Verwendung. Der hohe Strömungswiderstandsbeiwert dieses Profiles

spielt wegen der am Rotorblattfuß kleinen resultierenden Windgeschwindigkeit eine

untergeordnete Rolle. Zur Rotorblattspitze hin wurden die dünneren und strömungstechnisch

günstigeren Profile NACA 44 - 21 / 18 / 15 eingesetzt.

Die Kennzeichnung der einzelnen Profile erfolgt durch die Laufvariable i 1≤i≤6 i∈N .

Für das NACA 4424 Profil am Rotorblattfuß ist i = 1. Das 6 te Profil ist das Abschlussprofil

des Winglets (NACA 4415) und in Abb. 6.2 nicht dargestellt.

6.2.3 Berechnung der Anströmverhältnisse

Die Grundlagen der Berechnung wurden [55], [56] und [57] entnommen.

Windgeschwindigkeiten

vre

vu

vw

Kräfte

Fwi

Fau

αan

αreProfilmittellinie

Drehrichtung

A

Schnitt A-A:

αp

tp

tp/4

Rotorblattachse

r p

Nabenachse

A

Abb. 6.3: Windgeschwindigkeiten, Winkel und Kräfte am Rotorblatt

In Abb. 6.3 sind die Windgeschwindigkeiten und Kräfte am Rotorblatt dargestellt.

Die Umfangsgeschwindigkeit vu ergibt sich nach Gl. 6.2 aus der Drehzahl nr des Rotors und

dem Abstand r von der Achse der Nabe.

vu=2°°r °n

rGl. 6.2

Die Schnelllaufzahl λ wird berechnet nach Gl. 6.3. Für die Rotorblattspitze (r = dr/2) beträgt

sie 6,3 und ist für eine WKA mit 3 Rotorblättern als gut anzusehen.

=v

u

vw

Gl. 6.3


Der Winkel αre der resultierenden Windgeschwindigkeit vre ergibt sich nach Gl. 6.4.

re=23°arctan 1 Gl. 6.4

Die resultierende Windgeschwindigkeit vre wird aus der Windgeschwindigkeit vw, der

Umfangsgeschwindigkeit vu und dem Winkel αre nach Gl. 6.5 errechnet.

vr e=vw

2vu2°cos13 °re Gl. 6.5

6.2.4 Geometrie des Rotorblattes

Der Anstellwinkel αan der einzelnen Profile wurde so gewählt, dass ein großer Auftriebs-

beiwert cau und ein kleiner Widerstandsbeiwert cwi wirken, diese Beiwerte wurden den

Polarendiagrammen [58] entnommen.

Die Profiltiefe tp des jeweiligen Profiles berechnet sich aus der Rotorblattanzahl nrb, dem

Auftriebsbeiwert cau, dem Abstand des Profiles von der Rotornabe rp und dem Winkel der

resultierenden Windgeschwindigkeit αre nach Gl. 6.6.

tp=16°

nrb

°r

p

cau

°sin12 °re2

Gl. 6.6

Der Profilwinkel αp errechnet sich aus dem Winkel der resultierenden Windgeschwindigkeit

αre und dem Profilanstellwinkel αan nach Gl. 6.7.

p=re

anGl. 6.7

X

YZ

Y

Z

αptp/4normiertes Profil

transformiertes Profil

Abb. 6.4: Rotorblattkoordinatensystem Abb. 6.5: Koordinatentransformation

In Abb. 6.4 ist die Lage des Blattkoordinatensystems für das obere Blatt eingezeichnet. Die z-

Achse liegt auf der Nabenachse und zeigt von der Nabe in Richtung der WKA Gondel, die x-


Achse liegt auf der Rotorblattachse und zeigt von der Nabe in Richtung der Rotorblattspitze.

Die y-Achse ergibt sich aus der Rechtehandregel.

Die auf 1 normierten Koordinaten yn1 und zn1 für die Profile wurden nach [59] berechnet und

auf die Profiltiefe tp skaliert. Anschließend wurde eine Koordinatentransformation durchge-

führt, sie unterteilt sich in eine Translation des Koordinatensystems um – tp/4 und eine

Rotation um αp (siehe Abb. 6.5).

Die Translation wird durchgeführt, da bei einer Profiltiefe von – tp/4 der Kraftangriffspunkt

der Auftriebskraft Fau ist (siehe Abb. 6.3) und damit das Moment um die Rotorblattachse x

Null wird.

Die kombinierten Gleichungen für die Skalierung und die Koordinatentransformation sind in

Gl. 6.8 für die y-Koordinate und in Gl. 6.9 für die z-Koordinate angegeben.

y=tp° y

n114°cos p

zn1° t

p°sin

pGl. 6.8

z= zn1° t

p°cos

pt

p° y

n114 °sin p

Gl. 6.9

Das Rotorblatt wurde als geglätteter Verbundschnitt konstruiert, wobei die einzelnen Schnitte

als Spline mit den umgerechneten Profilkoordinaten konstruiert wurden. Anlage 7 enthält eine

genaue Beschreibung der Blattgeometrie. Das Blatt hat keine innere Struktur.

3750

φ 250

548

XY

Z

RotorblattachseFlansch

vordere Blatthälfte

hintere Blatthälfte

Winglet

Abb. 6.6: Draufsicht und Seitenansicht des Rotorblattes

In Abb. 6.6 ist das aus zwei Hälften aufgebaute Rotorblatt dargestellt. Die vordere Blatthälfte

ist dem Wind und die hintere Blatthälfte dem Mast zugewandt. Das Winglet an der

Rotorblattspitze verringert die Umströmungsverluste.

Die Übertragung der erzeugten Geometriedaten erfolgte durch die IGES Schnittstelle in das

FEM Programm.


6.2.5 Auftrieb- und Widerstandskraft am Rotorblatt

Die Berechnung der Kräfte wurden je Profilabschnitt vorgenommen. Jedem Profil ist dabei

ein Profilabschnitt zugeordnet. Der Zusammenhang zwischen Profilen und Profilabschnitten

ist in Abb. 6.7 dargestellt.

0

0,2

0,4

0,6

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Abstand von Nabenmitte r [m]

Profiltiefe tp [m]

Profile NACA (p)

4424 (1,2)

4421 (3) 4418 (4) 4415 (5,6)

Profilabschnitte (pa)

Profiltiefe

1 6432 5

Abb. 6.7: Profile und Profilabschnitte

Für die Berechnung der Kräfte wird die Breite bpa der Profilabschnitte benötigt, sie berechnet

sich nach Gl. 6.10 für die Abschnitte 1 bzw. 6 und nach Gl. 6.11 für die Abschnitte 2 bis 5 aus

den Abständen rp der einzelnen Profile von der Nabenachse.

bpa1

=r p2r p1

2b

pa6=

r p6r p5

2Gl. 6.10

bpai=

rpi1r

pi1

22≤i≤5 Gl. 6.11

An den Profilen wirkt die Auftriebskraft

Fau und die Widerstandskraft Fwi (siehe

Abb. 6.8), die Auftriebskraft entsteht

durch den Auftrieb des Profiles und wirkt

senkrecht zur resultierenden Windge-

schwindigkeit. Die Widerstandskraft

entsteht durch den Luftwiderstand und die

resultierende Windgeschwindigkeit, sie

wirkt in Richtung der resultierenden

Windgeschwindigkeit.

Fre

Auftriebs- und

Widerstandskraft

FauFre

Schub- und

Umfangskraft

Fu

Fs

Fwi

vre

αre

Abb. 6.8: Kräftezerlegung am Profilabschnitt


Die Berechnung der Auftriebskraft erfolgt nach Gl. 6.12 und die der Widerstandskraft nach

Gl. 6.13 aus dem Abstand rp der Profile von der Nabenachse, der Breite der Profilabschnitte

bpa, dem Auftriebs- bzw. Widerstandsbeiwert (cau, cwi) und der Profiltiefe tp. ρlu ist die Dichte

der Luft bei 20 °C.

Fau=

lu

2°vre

2 ° tp°b

pa°c

auGl. 6.12

Fwi=lu

2°v re

2 ° tp°b

pa°c

wiGl. 6.13

Die Berechnung der Schubkraft Fs erfolgt nach Gl. 6.14 und die der Umfangskraft Fu nach Gl.

6.15 aus der Auftriebskraft Fau, der Widerstandskraft Fwi und dem Winkel αre der

resultierenden Windgeschwindigkeit (siehe Abb. 6.8). Die in Abb. 6.8 dargestellte Kraft Fre ist

eingezeichnet, um die Abbildung übersichtlicher zu gestalten. Sie wird nicht zur Berechnung

herangezogen.

Fs=F

au°cos reF

wi°sin re

Gl. 6.14

Fu=F

au°sin reF

wi°cos re

Gl. 6.15

Die Schubkraft wirkt parallel zur Nabenachse, daraus resultiert, dass diese Kraft kein

Drehmoment um die Nabenachse erzeugt, sondern nur eine Verformung des Rotorblattes zum

Mast hin. Die Umfangskraft wirkt senkrecht zur Nabenachse und schneidet diese nicht, damit

erzeugt sie ein Drehmoment um die Nabenachse.

6.3 Beanspruchungsanalyse

6.3.1 Festlegen der Lastfälle

Nach DIN IEC 88/82/CDV erfolgt die Auslegung einer WKA nach der Normalsicherheits-

klasse. Dies bedeutet, dass ein Ausfall der Anlage oder von Teilen der Anlage zu einer

Gefährdung von Personen führt oder wirtschaftliche und soziale Folgen hat.

Zu berücksichtigende Lastfälle sind dabei:

• Produktionsbetrieb

• Produktionsbetrieb und auftreten eines Fehlers

• Start der Anlage

• Normale Abschaltung

• Notabschaltung

• Parken (Stillstand oder Leerlauf)

• Extreme Windgeschwindigkeit

• Extreme Windböe im Betrieb


Für kleine WKA ist dieser Berechnungsaufwand unvertretbar groß, deshalb werden für WKA

mit einer überstrichenen Rotorfläche bis 40 m² vereinfachte Sicherheitsanforderungen in

DIN EN 61400-2 festgelegt. In dieser Arbeit wird die Auslegung nach diesen vereinfachten

Sicherheitsanforderungen durchgeführt. In Tab. 6.1 sind die zu berücksichtigen Lastfälle und

die Sicherheitsfaktoren S dargestellt. Bei den auftretenden Windgeschwindigkeiten wird dabei

zwischen Nennwindgeschwindigkeit vwne und extremer Windgeschwindigkeit vwex

unterschieden. Die Nennwindgeschwindigkeit ist für jede WKA unterschiedlich, es ist die

Geschwindigkeit, bei der die WKA im Nennleistungsbetrieb arbeitet. Für die vorliegende

Anlage entspricht das einer Geschwindigkeit von vwne = 11 m/s (Berechnung der Nennleistung

siehe Anlage 8). Die extreme Windgeschwindigkeit ist in DIN EN 61400-2 mit vwex = 35 m/s

festgelegt.

Tab. 6.1: Zu berücksichtigende Lastfälle für kleine WKA

Lastfall Beschreibung Auslegung nachSicherheits-

faktor S

A Produktionsbetrieb

A1Um Nennwindgeschwindigkeit zyklisch

schwankend (Schwingbreite 0,5 bis 1,5 • vwne)Dauerfestigkeit 1,25

A2Maximal mögliche Gierbeschleunigung bei

NennwindgeschwindigkeitBruchfestigkeit 3

A3Unterbrechung der elektrischen Verbindung bei

extremer WindgeschwindigkeitBruchfestigkeit 3

B Abschaltung

B1Normale Abschaltung bei

NennwindgeschwindigkeitBruchfestigkeit 3

C Parkstellung (Rotor im Stillstand)

C1Geringste Angriffsfläche bei 1,4 fachem der

extremen Windgeschwindigkeit vwexBruchfestigkeit 3

C2Größte Angriffsfläche bei extremer

WindgeschwindigkeitBruchfestigkeit 3

Die Auslegung für den Lastfall A1 erfolgt nach der Dauerfestigkeit, da die dort auftretenden

Belastungen dynamisch sind und sehr häufig auftreten. Alle anderen Lastfälle werden nach

der Bruchfestigkeit (statische Festigkeit) dimensioniert, da diese sehr selten auftreten. So

entspricht z.B. die bei C1 angenommene Windgeschwindigkeit der Windgeschwindigkeit

einer Böe, die einmal in 50 Jahren auftritt.

In der vorliegenden Arbeit werden nur die Lastfälle A1 und C1 betrachtet, da diese Lastfälle

die kritischsten sind. Der Lastfall A2 entspricht einer Drehung der Gondel durch die


Giermotoren. Da diese mit sehr geringer Geschwindigkeit arbeiten, treten nur geringe

Beschleunigungen auf und damit nur geringe Belastungen der Rotorblätter.

Bei Lastfall A3 wird die Anlage bei extremer Windgeschwindigkeit im Pitchbetrieb betrieben,

d.h. sie läuft durch die verstellten Rotorblätter mit verringerter Leistung. Damit sind die

angreifenden aerodynamischen Kräfte gering. Bei Ausfall der elektrischen Verbindung

schaltet sich das Notbremssystem ein, dieses kann zum Beispiel eine Scheibenbremse auf der

langsamlaufenden Rotorwelle sein. Durch dieses Abbremsen werden die Rotorblätter in

negativer Umdrehungsrichtung beschleunigt, die Beschleunigung ist durch geeignete

Gestaltung der Notbremse leicht in so geringem Maße zu halten, dass sie zu keiner

Überbeanspruchung der Rotorblätter führt.

Bei der normalen Abschaltung bei Nenngeschwindigkeit (Lastfall B1) kommt das

Betriebsbremssystem zum Einsatz. Dies kann eine Scheibenbremse auf der schnelllaufenden

Welle zum Generator sein. Die Beschleunigungen und Kräfte, die dabei auftreten, sind

geringer, als die bei Lastfall A3 und dementsprechend unkritisch.

Da für die in dieser Arbeit angenommene WKA keine Einrichtung für die Fahnenstellung der

Rotorblätter (aus dem Wind drehen) bei extremen Windgeschwindigkeiten hat, ist die

Angriffsfläche für die Lastfälle C1 und C2 gleichgroß. Sie entspricht der Angriffsfläche,

welche die WKA bei Betrieb im Nennlastbetrieb hat. Der Lastfall C1 schließt daher Lastfall

C2 ein.

Für die Lastfälle gelten nach Art der Belastung Teilsicherheitbeiwerte, diese sind in

DIN ENV 61400-1 festgelegt und in Tab. 6.2 zusammengefasst.

Tab. 6.2: Teilsicherheitbeiwerte

Lastart Beschreibung Teilsicherheitsbeiwert

Aerodynamisch Auftriebs- und Widerstandskraft STa = 1,3

Schwerkraft Rotorblattgewicht STs = 1,1

Trägheitskräfte Radialkraft durch Rotordrehung STt = 1,2

6.3.2 Lasten für Belastungsfall C1 Parkstellung

Für den Lastfall C1 gelten die Annahmen:

• Winkel von vre: αre= 90°, da vu = 0

• Rotordrehzahl: nr = 0 s-1

• Windgeschwindigkeit: vw = 1,4 • vwex = 50 m/s

Für αre = 90° ist der Auftriebsbeiwert cau =0, damit wird nach Gl. 6.12 die Auftriebskraft

Fau = 0. Aus Gl. 6.15 ergibt sich dann für die Umfangskraft Fui = 0 N und aus Gl. 6.14 Fs =Fwi.


Die Belastungen bestehen dementsprechend nur aus den folgenden statischen Kräften:

• Gewichtskraft Fg• Schubkraft Fs

Die Gewichtskraft Fg wirkt in Richtung des Erdmittelpunktes. Die an den Profilabschnitten

angreifende Kraft ist die Schubkraft Fs, sie wirkt in die gleiche Richtung der z-Achse und

führt damit zu einer Verformung des Blattes in Richtung Turm.

In Abb. 6.9 sind die Kräfte an den Rotorblättern

dargestellt, sie wurden vereinfacht am Schwerpunkt des

Rotorblattes angesetzt. Die größten Spannungen

entstehen an dem rechten Rotorblatt, da dort die

Gewichtskraft den größten Hebelarm gegenüber der z-

Achse hat und damit das größte Biegemoment erzeugt.

Dieses Blatt wurde deshalb mit Hilfe der FEM simuliert.

Die Gewichtskraft Fg berechnet sich aus dem Gewicht

des Rotorblattes mrb und der Normalbeschleunigung

g = 9,80665 m/s² nach Gl. 6.16.

F g=mrb° g Gl. 6.16

Die Gewichtskraft wurde im FEM Modell durch eine Beschleunigung des Blattes in negativer

y-Richtung aufgebracht.

Für die Berechnung der Schubkraft Fs wurde Gl. 6.13 verändert:

Für nr = 0 ergibt sich nach Gl. 6.2 vu = 0, nach Gl. 6.5 wird damit vre = vw = 1,4 • vwe. Der

Term tp • bpa, welcher die geometrischen Abmessungen der Profilabschnitte beschreibt wurde

durch die projiziere Fläche Apa des jeweiligen Rotorblattabschnittes auf die Ebene x-y ersetzt,

welche durch eine Flächenanalyse berechnet wurde. Der Widerstandswert cwi wird für

querangeströmte Platten in DIN ENV 61400-2 mit 2 angegeben und für alle Rotorblatt-

abschnitte angenommen.

Es ergeben sich die Schubkräfte für die einzelnen Profilabschnitte nach Gl. 6.17.

Fs=F

wi=

lu

2°1,4°v

wex2°A

pa°c

wiGl. 6.17

Die Belastungen, welche auf das FEM-Modell unter Berücksichtigung der Teilsicherheit-

beiwerte übertragen werden, sind in Tab. 6.3 zusammengefasst.

Fg

Fg

Fg

= Fs

Abb. 6.9: Belastungen Lastfall C1


Tab. 6.3: Belastungen Lastfall C1 Parkstellung

Belastung Belastungsaufbringung auf FEM-Modell Eingabewert

Gewichtskraft Fg negative Beschleunigung in y-Richtung - g • STs

Schubkräfte Fs Knotenkräfte Fs • STa

6.3.3 Lasten für Belastungsfall A1 Produktionsbetrieb

Für den Lastfall A1 gelten die Annahmen:

• Winkel von vre: αre = αap• Rotordrehzahl: nr = nrne = 2,75 s-1

• Windgeschwindigkeit: vw = vwne = 11 m/s

Da die Rotordrehzahl nr ≠ 0 ist, wird der Wert für die Umfangskraft Fu ≠ 0 N, weiterhin wirkt

durch die Trägheit eine Radialkraft Fra auf die Rotorblätter. Die Belastungen aus den

folgenden Kräften wirken dementsprechend auf die Rotorblätter:

• Gewichtskraft Fg• Schubkraft Fs• Umfangskraft Fu• Radialkraft Fra

In der Abbildung Abb. 6.10 sind die Kräfte gezeigt, die

auf die Rotorblätter wirken. Es wurde eine vereinfachte

Darstellung gewählt und alle Kräfte im Schwerpunkt der

Rotorblätter angetragen. Das Verhalten dieser Kräfte

während eines Umlaufes des Rotorblattes ist

verschieden, die Kraft Fg bleibt vom Betrag her gleich

und ändert während eines Rotorumlaufes seine Richtung

innerhalb der x-y-Ebene. Da durch den Mast die

Windgeschwindigkeit vor dem Mast geringer ist, haben

an dieser Stelle die Kräfte Fs und Fu ihr Minimum. Das

Maximum dieser Kräfte wird beim Durchlauf des

höchsten Punktes erreicht, da dort die Windgeschwindigkeit wegen ihrer Höhenabhängigkeit

ein Maximum hat. Die Radialkraft Fra hat den gleichen Betrag und die gleiche Richtung

während eines Umlaufes.

Die größten Belastungen treten, wie beim Lastfall C1 bei dem rechten Rotorblatt auf, da sich

dort die Gewichts- und die Umfangskraft überlagern. Dieses Rotorblatt wurde deshalb

simuliert. Die Berechnung der Gewichtskraft erfolgte nach Gl. 6.16. Die Kräfte Fs und Fu

wurden für die einzelnen Profilabschnitte nach Gl. 6.14 bzw. Gl. 6.15 berechnet.

Fg

Fg

Fg

FuFu

Fu

Fra

Fra

Fra

= Fs

Abb. 6.10:Belastungen Lastfall A1


Die Radialkraft Fra berechnet sich aus der Masse des Rotorblattes mr, der Entfernung rbsb des

Rotorblattschwerpunktes von der Nabenachse und der Nenndrehzahl des Rotors nrne nach Gl.

6.18.

Fra=m

b°r

bsb°2°°n

rne2 Gl. 6.18

Die Radialkraft wurde im FEM Programm durch das spezifizieren einer positiven

Rotationsgeschwindigkeit um die z-Achse des globalen Rotorblattkoordinatensystems

simuliert. Es war deshalb notwendig, den Teilsicherheitsbeiwert STt bei der Eingabe der

Rotationsgeschwindigkeit zu berücksichtigen. Aus Gl. 6.18 ergibt sich durch Umformung die

Nenndrehzahl des Rotors Gl. 6.19.

nrne= F

ra

mb°r

bsb

°2° Gl. 6.19

Unter Berücksichtigung des Teilsicherheitbeiwertes STt ergibt sich der Eingabewert der

Drehzahl nrew nach Gl. 6.20.

nrew

= STt°F

ra

mb°r

sb

°2°=STt° F

ra

mb°r

sb

°2° Gl. 6.20

Durch Einsetzen von Gl. 6.19 in Gl. 6.20 ergibt sich für den Eingabewert verkürzt Gl. 6.21.

nrew

=STt°n

rneGl. 6.21

In Gl. 6.21 ist die Abhängigkeit der Drehzahl von der Größe des Teilsicherheitbeiwertes

erkennbar, der Eingabewert muss dementsprechend nrne • STt betragen.

Die Belastungen unter Berücksichtigung der Teilsicherheitbeiwerte sind in Tab. 6.4

zusammengefasst.

Tab. 6.4: Belastungen Lastfall A1 Produktionsbetrieb

Belastung Belastungsaufbringung auf FEM-Modell Eingabewert

Gewichtskraft Fg neg. Beschleunigung in y-Richtung g • STs

Radialkraft Fra positive Drehgeschwindigkeit um z-Achse nrne • STt

Schubkräfte Fs Knotenkräfte Fs • STa

Umfangskräfte Fu Knotenkräfte Fu • STa


6.4 Bestimmung der werkstoffspezifischen Kennwerte

6.4.1 Abminderungsfaktoren für die Werkstofffestigkeit

Nach dem Spezifizieren der Belastungsgrößen des Rotorblattes und deren Teilsicherheit-

beiwerte war es notwendig, die Abminderungsfaktoren für den Werkstoff festzulegen.

Bei der Dimensionierung von Windkraftanlagen ist die Alterung und Ermüdung des

Werkstoffes zu berücksichtigen, da diese bei den langen Lebenserwartungen der WKA von 10

bis 20 Jahren zu einer Veränderung der mechanischen Kennwerte des Werkstoffes führen.

Unterschieden wird dabei nach inneren und äußeren Einflüssen. Innere Einflüsse sind z.B.

durch die Herstellung bedingt, so kann es bei duroplastischen Werkstoffen zu einem weiteren

Vernetzen des Werkstoffes kommen. Bei dem Einsatz des flachsfaserverstärkten PP als

Werkstoff für ein WKA Rotorblatt müssen die äußeren Einflüsse beachtet werden. Diese

können nach biologisch, chemisch, physikalisch und mechanisch unterschieden werden (siehe

Abb. 6.11).

Alterung und Ermüdung

• weiteres vernetzen

• Strahlung• Wärme

innere Einflüsse äußere Einflüsse

chemisch physikalisch mechanisch

• Wasser• Säuren• Sauerstoff

• dyn. Belastung• Standbelastung• Regen/Schnee

biologisch

• Mikroorganismen

Abb. 6.11:Alterung und Ermüdung

Eine Beschichtung des vorgefertigten Rotorblattes mit hochelastischen, UV-beständigen

Gelcoats auf PUR-Basis schützt das Rotorblatt vor den biologischen und chemischen

Einflüssen [60]. Weiterhin verhindert diese Schicht das Eindringen von UV-Strahlung in den

Werkstoff, welche ohne Schutz zu einer starken Abminderung der Festigkeit führt [61] [62].

Durch die guten Schlägzähigkeitseigenschaften des Gelcoats und die großen Schichtdicken

(>1 mm) sind die mechanischen Impact-Belastungen durch Regen, Schnee und Hagel als

unkritisch anzusehen. Die Abminderung der Festigkeit des Verbundes durch dynamische

Belastung wird durch die Verwendung der dynamischen Festigkeitskennwerte berücksichtigt.

Es ist dementsprechend für die Alterung und Ermüdung nur der Temperatureinfluss als

Abminderungsfaktor zu berücksichtigen. Der Normaltemperaturbereich wird in


DIN EN 61400-2 mit -10 bis +40°C angegeben. Da PP bei tiefen Temperaturen (unter 0 °C)

ein sehr sprödes Verhalten aufweist, ist es notwendig dem PP hochmolekularen amorphen

Ethylen/Propylen-Kautschuk (EPDM) zuzusetzen, dadurch wird bei tieferen Temperaturen

eine höhere Schlagzähigkeit erreicht. Für einen Normaleinsatzbereich bis -10 °C reicht ein

Gehalt von 5-10 % EPDM aus, um eine genügende Schlagzähigkeit zu erreichen [63]. Die

Berechnung des Abminderungsfaktors für die maximale Temperatur Tmax = +40 °C erfolgt für

PP nach Gl. 6.22 [64] zu Ate = 1,25.

Ate=

110,01°T

max20

Gl. 6.22

Weitere Faktoren sind die Faktoren für die Berücksichtigung des Fertigungseinflusses und der

Zeitstandbelastung. Der Fertigungseinfluss kann für die Annahme einer qualifizierten

Fertigung mit Afe = 1,2 [65] und die Zeitstandbelastung über Jahre mit Ast = 1,2 [66]

angenommen werden. In Tab. 6.5 sind die Abminderungsfaktoren zusammenfassend

dargestellt.

Tab. 6.5: Abminderungsfaktoren

Faktor Beschreibung Wert

Ate Temperatureinfluss 1,25

Ast Zeitstandbelastung 1,20

Afe Fertigungseinfluss 1,20

Der Gesamtabminderungsfaktor Ages für die Werkstofffestigkeit ergibt sich nach Gl. 6.23 zu

Ages = 1,8.

Ages=A

te°A

fe°A

stGl. 6.23

6.4.2 Lastfallspezifische Kenngrößen der UD-Schicht

Für die Berechnung mit Hilfe der FEM werden die Kennwerte des PP mit einem

Flachsfasergehalt von ϕvo = 0,5 zugrunde gelegt. Für ein besseres Verständnis der

Bezeichnungen ist in Abb. 6.12 das relevante Koordinatensystem der UD-Schicht dargestellt.

Y

ZX

Abb. 6.12: Koordinatensystem der UD Schicht


Die Festigkeits- und Steifigkeitskennwerte für die y und die z-Richtung sowie die

Schubfestigkeiten und die Schubmodule sind sehr stark von den Eigenschaften der Matrix

abhängig. Da die Matrixeigenschaften keine Richtungsabhängigkeit aufweisen, wurden

folgende Annahmen getroffen:

Festigkeitskennwerte: RzZ = RyZ | RzD = RyD | Ryz = Rxy | Rxz = Rxy

Steifigkeitskennwerte: EzZ = EyZ | Gyz = Gxy | Gxz = Gxy

Querkontraktionszahlen: νyx = νxz

Die Belastungen im Lastfall C1 sind statisch, es wurden deshalb bei der Berechnung als

Festigkeits-, Steifigkeitskenngrößen und als Querkontraktionszahlwerte die Kennwerte

verwendet, welche in den statischen Versuchen (siehe Anlage 4 und Anlage 6) ermittelt

wurden. Dabei ist bei den Festigkeitskenngrößen der Gesamtabminderungsfaktor Ages und bei

der Scherfestigkeit zusätzlich der Sicherheitsfaktor des jeweiligen Lastfalles berücksichtigt

worden.

Für den Lastfall A1 wurden für die Werte der Steifigkeiten und Querkontraktionszahlen

ebenfalls die in den statischen Versuchen ermittelten Werte verwendet. Dies ist für die

Steifigkeiten möglich, da sie bei den dynamischen Versuchen nur einen sehr geringen Abfall

gegenüber den statischen Steifigkeiten zeigten.

Die Festigkeitswerte für den Lastfall A1 wurden anhand der Versuche im Schwellbereich und

unter Berücksichtigung des Gesamtabminderungsfaktor Ages berechnet, da als maximale

Belastung des Verbundes eine Schwellbelastung anzunehmen war. Die Bestimmung der

relevanten Zyklenanzahl nzk erfolgt nach Gl. 6.24 aus der Lebensdauer der WKA L, der

Betriebsdauer je Tag B und der Auslegungsrotordrehzahl nral.

nzk=n

ral°B°L°1,4°106 Gl. 6.24

Für eine mittlere Betriebsdauer am Tag von B = 20 h und eine Lebensdauer von L = 10 a wird

nzk = 5,6 • 108 ≈ 6 • 108. Aus Gl. 5.31 ergibt sich damit die Schwellfestigkeit für die x-

Richtung und eine Zyklenanzahl von 6 • 108 zu RxZ_6E8 = 32,67 MPa. Die Festigkeit für die y-

Richtung ergibt sich zu RyZ_6E8 = 8,65 MPa.

Die Kennwerte RxZla1, RyDla1 und Rxyla1 für die Dauerbelastung im Druckbereich mit σob = 0, σmi

und σut < 0 mussten interpoliert werden. Da für diese Kennwerte eine starke Abhängigkeit von

den Eigenschaften der Matrix zu erwarten ist wurde als Grundlage der Interpolation das

Verhältnis der ebenfalls stark matrixdominierten Festigkeitskennwerte RyZ und RyZ_6E8

festgelegt. Dabei berechnen sich die Festigkeiten bzw. die Schubfestigkeit für 6 • 108


Lastzyklen aus den statischen Kennwerten für die Druckfestigkeiten bzw. der Schubfestigkeit

durch Multiplikation mit dem invertierten Faktor RyZ/R

yZ _ 6E8=3,5 . Bei der Scherfestigkeit

wurde der Werkstoffabminderungsfaktor und der Sicherheitsfaktor des Lastfalles A1

berücksichtigt.

Die für die FEM Simulation verwendeten Werte sind in Tab. 6.6 und Tab. 6.7 dargestellt.

Tab. 6.6: Festigkeitskennwerte mit Gesamtabminderungsfaktor (ϕvo = 0,5 Flachs)

Festigkeitskennwerte Berechnung Wert [MPa]

Lastfall C1

RxZlc1 RxZ / Ages 90,97

RyZlc1 = RzZlce RyZ / Ages 16,82

RxDlce RxD / Ages 38,74

RyDlc1 = RzDlc1 RyD / Ages 28,79

Rxylc1 = Ryzlc1 = Rxzlc1 Rxy / Ages 14,40

Rselc1 Rse / (Ages • Slc1) 2,03

Lastfall A1

RxZla1 RxZ_6E8 / Ages 18,15

RyZla1 = RzZla1 RyZ_6E8 / Ages 4,80

RxDla1 RxD / (3,5 • Ages) 11,06

RyDla1 = RzDla1 RyD / (3,5 • Ages) 8,22

Rxyla1 = Ryzla1 = Rxzla1 Rxy / (3,5 • Ages) 4,11

Rsela1 Rse / (Ages • Sla1) 4,48

Tab. 6.7: Steifigkeitskennwerte und Querkontraktionszahlen (ϕvo = 0,5 Flachs)

Kennwert Wert

ExZ 16,23 GPa

EyZ = EzZ 4,21 GPa

Gxy = Gyz = Gxz 1,47 GPa

νxy 0,467

νyx = νxz 0,355

6.4.3 Versagenskriterium


Die Beschreibung des Bruchverhaltens von faserverstärkten Kunststoffen bei mehrdim-

ensionaler Belastung ist wegen der unterschiedlichen Eigenschaften in verschiedenen

Richtungen und der Beeinflussung der Spannungen untereinander sehr komplex. Um dieses


Verhalten beschreiben zu können sind Versagenskriterien entworfen worden. Durch diese ist

es möglich eine Aussage zu treffen, ob der belastete Verbund der mehrdimensionalen

Belastung standhält.

Die ältesten und einfachsten Versagenskriterien sind die nichtinteraktiven Kriterien der

Maximalspannung und der Maximaldehnung. Die auftretenden Spannungen bzw. Dehnungen

werden für die jeweiligen Richtungen x,y,z und für den Zug- bzw. Druckbereich sowie die

Schubfestigkeiten mit den maximal zulässigen Werten verglichen [67]. Diese Kriterien sind

wegen des einfachen Vergleiches von Werten sehr leicht anzuwenden. Da aber die

gegenseitige Beeinflussung der einzelnen Spannungen bzw. Dehnungen nicht berücksichtigt

wird, ist die Anwendung dieser Kriterien bei zwei- bzw. dreidimensionalen Belastungsfällen

nicht sinnvoll.

Kriterien, die die Interaktion der Spannungen berücksichtigen, werden unterschieden in

Kriterien, welche das Bruchverhalten der Komponenten des Verbundes einzeln betrachten

(Puck [68]) und in Kriterien, die pauschal nur eine Aussage über das Bruchverhalten des

gesamten Verbundes treffen können (deshalb Pauschalversagenskriterien).

Eine weitere Art der Versagenskriterien sind Kriterien, welche auf Grundlage der

Bruchmechanik Aussagen zum Versagensverhalten des Verbundes treffen. Diese gehen davon

aus, dass im Verbund bereits Risse vorhanden sind, welche bei Belastung durch genügend

hohe Verzerrungsenergien vergrößert werden.

In der Abb. 6.13 ist eine Übersicht der Versagenskriterien dargestellt.

Grundlage sind SpannungenGrundlage ist Bruchmechanik

Versagenskriterien

• Puck • Hill• Tsai-Wu

• Maximalspannungskriterium• Maximaldehnungskriterium

Berücksichtigungder Interaktionen

Keine Berücksichtigungder Interaktionen

Pauschal-versagenskriterien

Unterscheidung nachKomponenten

Abb. 6.13:Versagenskriterien


Da die Kriterien Maximalspannung und Maximaldehnung keine ausreichende Aussage über

das Bruchverhalten von mehrdimensional belasteten Verbunden treffen können und die

Kriterien auf Grundlage der Bruchmechanik sehr komplex und rechenaufwendig sind, wurde

sich in der vorliegenden Arbeit auf das Kriterium Tsai-Wu beschränkt.

Die Gültigkeit dieses Kriteriums für faserverstärkte Kunststoffe wurde u.a. in [69] durch

aufwendige Versuchsreihen bestätigt.

6.4.3.2 Tsai Wu Versagenskriterium

Die Tensorschreibweise des Tsai-Wu Kriteriums ist in Gl. 6.25 und die stark vereinfachte

Schreibweise in Gl. 6.26 angegeben [69].

1=Ki°

iKij°

i°

j mit i ; j=1 ;2 ; .. ;6 Gl. 6.25

1=AB Gl. 6.26

σi und σj sind dabei die Spannungen in den Materialhauptrichtungen. In Ki sind die

Festigkeiten des Werkstoffes und in Kij die Parameter für die Wechselwirkungen zwischen

den Hauptspannungen enthalten. Diese Gleichung liefert einen geschlossen Bruchkörper,

wenn die Stabilitätsbedingung Gl. 6.27 erfüllt ist.

Kij

2 ≤ Kii°K

jjGl. 6.27

Für den vereinfachten Fall einer zweidimensionalen Belastung in der x-y-Ebene (σ1 = σx |

σ2 = σy | σ6 = τxy) vereinfacht sich die Gleichung des Tsai-Wu Kriteriums zu Gl. 6.28 [69].

1=K 1° xK 2° y

K 11° x

22°K 12° x°

yK 22° y

2K 66°xy

2 Gl. 6.28

Die Berechnung der Parameter Ki und Kij erfolgt aus den in einachsigen Versuchen ermittelten

Kenngrößen für die Zugfestigkeiten (σyZ; σxZ), Druckfestigkeiten (σyD; σxD) und der Scher-

festigkeit (τxy) (siehe Gl. 6.29).

K 1=1

xZ

1

xD∣ K 2=

1

yZ

1

yD∣ K11=

1

xZ ° xD∣ K 22=

1

yZ ° yD∣ K 66=

1

xy2

Gl. 6.29

Für die Bestimmung des Parameters K12, der die Wechselwirkung zwischen den Kräften σx

und σy beschreibt, ist ein Versuch notwendig, mit dem die Festigkeit bei zweiachsiger

Belastung σx = σy ermittelt werden kann. Da die exakte Ermittlung dieses Parameters sehr

aufwendig ist, wurden in der Literatur verschiedenen vereinfachte Annahmen für den


Wechselwirkungsparameter getroffen, welche in [69] zusammengefasst wurden ( Gl. 6.30 bis

Gl. 6.34 ).

Nach Hoffmann:

K12=12° K 11

K 22

Gl. 6.30

Nach Tsai und Hahn:

K12=12°K 11°K 22

Gl. 6.31

Nach Cowin:

K12= K 11°K 221

G122

Gl. 6.32

Wu und Stachurski:

K12=K 11°K 22

K11K 22

Gl. 6.33

Narayanaswami und Adelman:

K 12= 0 Gl. 6.34

Da die Vereinfachung nach Gl. 6.33 in der Arbeit von Wu und Stachurski eine gute

Beschreibung des Versagenverhaltens von faserverstärkten Thermoplasten lieferte, kommt

diese Annahme auch in der vorliegenden Arbeit zur Anwendung.

6.4.3.3 Darstellung der Tsai-Wu Versagenskörper

Eine Darstellung des Tsai-Wu Versagenskörpers ist für den dreiachsigen Belastungszustand

nicht möglich. Es wurde deshalb die Darstellung der Versagenskörper für eine zweiachsigen

Belastung in der x-y Ebene mit den ermittelten Kenngrößen für die Werkstofffestigkeit der

Lastfälle C1 und A1 durchgeführt. Die Wirkung des Wechselwirkungsparameter K12 ist die

Drehung des Versagenskörpers in der Ebene σx-σy.

Die Bruchkörper sind in Dia. 6.1 und Dia. 6.2 dargestellt (veröffentlicht in [70]).

Tsai-Wu Versagenskörper für die Lastfälle C1 und A1

Dia. 6.1: Tsai-Wu Bruchkörper Lastfall C1 Dia. 6.2: Tsai-Wu Bruchkörper Lastfall A1

Die Belastungen stellen sich als Vektoren im Raum mit den Komponenten (σx; σy; τxy) dar.

Der Bruchkörper definiert dabei die Grenze der maximal zulässigen Belastung. Alle Vektoren


die sich innerhalb des Bruchkörpers befinden können vom Werkstoff ertragen werden, wenn

ein Belastungsvektor den Bruchkörper durchdringt, kommt es zum Bruch des Werkstoffes.

Die Darstellung einer Belastung durch σx und τxy (σy = 0) ist in Abb. 6.14 dargestellt.

Belastungsvektor

Reserve

Abb. 6.14: Tsai-Wu Bruchkörper in 2D Ansicht für σy = 0

Der Belastungsvektor befindet sich innerhalb des Bruchkörpers. Die Reserve, welche der

Werkstoff noch ertragen kann, wird durch den Reservefaktor Rtw beschrieben, dieser

berechnet sich nach Gl. 6.35 [71].

Rtw=

A

2°B A

2°B 2

1B

Gl. 6.35

Bei Werten von Rtw > 0 sind die Spannungen geringer als die zulässigen Grenzwerte, für

Rtw = 0 erreichen die Spannungen die Grenzwerte und für Rtw < 0 versagt der Werkstoff.

6.5 Simulation des Rotorblattes


Die Simulation des Rotorblatt unter Belastung wurde mit einem FEM-Programm

durchgeführt. Die Geometriedaten des Rotorblattes wurden

durch Einlesen des mit dem Konstruktionsprogramm

erzeugten IGES-Files importiert.

Als Elementtyp wurde das Schalenelement SHELL 99

gewählt (siehe Abb. 6.15). Mit diesem 3 D Element können

bis zu 100 Schichten modelliert werden. Es hat 8 Knoten,

6 Freiheitsgrade und erlaubt die Ausgabe der interlaminaren

Scherspannung. Weiterhin kann das Tsai-Wu Ausfall-kriterium berechnet werden [72].

Abb. 6.15: Shell 99 Element [72]


Die Möglichkeiten für die Eingabe der Materialkennwerte enthält Tab. 6.8.

Tab. 6.8: Eingabe der Materialkennwerte

Nr. Eingabe der Materialkenndaten Kommentar

1 Ex; Ey; Gxy; nxy des Laminates näherungsweise Wiedergabe des Verbundverhaltens

2 ABD-Matrix keine Ausgabe des Versagenkriteriums möglich

3 Eingabe des Verbundaufbaus Ausgabe des Versagenskriteriums möglich

Es wurden für diese Arbeit zwei Modelle erstellt und verwendet. Das erste Modell war stark

vereinfacht (1 nach Tab. 6.8) und das zweite Modell sehr detailliert (3 nach Tab. 6.8).

6.5.2 Vereinfachtes Modell


Bei dem stark vereinfachten Modell wurden nur die Steifigkeiten und Querkontraktionszahlen

des gesamten Laminates eingegeben (Ex; Ey; Gxy; nxy). Die Vernetzung war nur sehr grob, um

eine geringe Berechnungszeit gewährleisten zu können. Die Belastungsaufbringung wurde

durch Verteilung der Profilabschnittskräfte auf die Knoten der jeweiligen Profilabschnitte

realisiert. Dieses Modell wurde für eine Grobanalyse der auftretenden Verformungen und

Spannungen und zur Optimierung der Laminatdicke verwendet.

Die Ermittlung der Ingenieurskonstanten des Laminates erfolgte mit der klassischen

Laminattheorie, welche auf der Scheiben- und der Plattentheorie basiert.

Die Darstellung einer Platte ist in Abb. 6.16 gezeigt. Eine Platte ist definiert mit f << l; b. Die

Belastung erfolgt senkrecht zur Laminatmittelebene. Die entstehenden Verformungen sind

Krümmung und Drillung, die Spannungen sind Membranspannungen.

Eine Scheibe ist in Abb. 6.17 dargestellt. Sie ist definiert mit f << h; b. Die Belastung erfolgt

in der Laminatmittelebene. Die resultierenden Verformungen sind Dehnung und Gleitung.

Es treten dementsprechend nur Spannungen in der Laminatmittelebene auf, was dem ebenen

Spannungszustand mit den Belastungen σx, σy, und τxy. entspricht.

b

f

lF

b

f

h

F

Abb. 6.16: Platte, Krümmung bei Belastung Abb. 6.17: Scheibe, Dehnung bei Belastung

Mit den Voraussetzungen der Scheiben- und Plattentheorie [73]:


• Laminat ist dünn f << b,l bzw. h

• linear-elastisches Materialverhalten

• kleine Verformungen

• konstante Laminatdicke

• Querschnitte bleiben eben

und den Voraussetzungen der Laminattheorie [73]:

• Schichten sind quasihomogen und haben ortho- oder isotrope Eigenschaften

• Schichtdicken sind dünn und bei Belastung konstant

• keine Verschiebung der Schichten gegeneinander

• Annahme des ebenen Spannungszustandes für Schichten und Verbund

• Verformungen sind klein im Vergleich zur Laminatdicke

gilt die Gleichung für den Zusammenhang zwischen Belastung, Steifigkeit und Verformung

Gl. 6.36 [74] [75].

∣N

M∣=∣ A B

B D ∣°∣ ∣ mit N Kräfte, M Momente, Dehnungen, Krümmungen Gl. 6.36

Die Matrizen A, B und D sind |3x3| Matrizen und Funktionen der Geometrie, der

Materialeigenschaften der Einzelschichten und des Laminataufbaus. Die A und die D Matrix

sind symmetrisch.

Erläuterung der Matrizen A, B und D:

• Werte der A Matrix sind Scheibensteifigkeiten

� Kopplung von Scheibenkräften mit Dehnungen und Gleitung

• Werte der D Matrix sind Plattensteifigkeiten

� Kopplung von Plattenmomenten mit Krümmung und Verdrillung

• Werte der B Matrix sind Kopplungssteifigkeiten

� bei Scheibenbeanspruchung tritt Krümmung und Verdrillung auf,

bei Plattenbeanspruchung tritt Dehnung und Gleitung auf

Die Matrix mit den Steifigkeiten wird als ABD-Matrix bezeichnet, sie beschreibt das

Verhalten des Laminates unter Belastung vollständig.

Ein möglicher Laminataufbau ist in Abb. 6.18

dargestellt. Das eingezeichnete Koordinaten-

system ist das Laminat-Koordinatensystem, die

x-y-Ebene ist die Laminatmittelebene. Der

Schichtwinkel ϑ ist der Winkel zwischen

Laminat x-Achse und den Verstärkungsfasern in

den einzelnen Schichten. Das gezeigte Laminat

ist symmetrisch und ausgewogen. Symmetrisch

bedeutet, dass der Schichtenaufbau zur

XY

Z

0°

-45°

45°

45°

-45°

0°

ϑ [°]

Abb. 6.18:Pseudoorthotropes Laminat


Laminatmittelebene symmetrisch ist, dabei müssen Schichtdicken und Schichtwinkel der

jeweiligen gegenüberliegenden Schichten gleich sein. Ausgewogen bedeutet, das es zu jeder

Schicht mit einem Schichtwinkel ϑ ≠ 0° eine Schicht mit der gleichen Dicke und anderem

Vorzeichen des Schichtwinkels gibt (hier 45° und -45°). Für diesen pseudoorthotropen

Laminataufbau sind die Werte der B-Matrix gleich Null, es tritt keine Kopplung zwischen

Plattenbelastung und Scheibenverformung bzw. zwischen Scheibenbelastung und

Plattenverformung auf. In der vorliegenden Arbeit wurde ein symmetrischer ausgewogener

Verbundaufbau gewählt. Die Schichten mit den Schichtwinkeln 45° und -45° dienen zur

Erhöhung der Torsionssteifigkeit des Rotorblattes, um bei einer Blattverstellung

niederfrequente Torsionsschwingungen zu vermeiden, weiterhin haben sie die Funktion von

Rissstopperschichten. Zwischen die 45° und -45° Schichten wurde noch eine 0° Schicht

eingefügt, um die interlaminaren Scherspannungen gering zu halten.

In Tab. 6.9 sind die Schichtdicken für eine Gesamtlaminatdicke von 10 mm aufgeführt.

Tab. 6.9: Schichtaufbau des Laminates

Schichtnummer k 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Winkel ϑ der UD-Schicht [°] 0° -45° 0° 45° 0° 45° 0° -45° 0°

Dicke der Schicht fsi [mm] 1,6 0,5 1,6 0,5 1,6 0,5 1,6 0,5 1,6

6.5.2.2 Berechnung der Ingenieurskonstanten

Die Berechnung der ABD-Matrix und der Laminatkennwerte erfolgt wie in Abb. 6.19

dargestellt.

Berechnung der Steifigkeitsmatrix des Laminates

Transformation der Steifigkeitenin Laminat-Koordinatensystem

Steifigkeitsmatrix der Einzelschicht

Berechnung der Ingenieurkonstantendes Laminates

Ex , Ey ,Gxy ,νxy

Schichtwinkel ϑ

SchichtdickenSchichtanordnung ABD-Matrix

Ex , Ey ,Gxy ,νxy

des Laminates

Abb. 6.19:Ablauf für die Berechnung der ABD-Matrix und der Ingenieurkonstanten


Die reduzierte Steifigkeitsmatrix im Schichtkoordinatensystem der Einzelschicht ergibt sich

nach Gl. 6.38 durch Invertieren der Nachgiebigkeitsmatrix, welche sich nach Gl. 6.37

berechnet [76].

S =∣S11 S12 0

S12 S 22 0

0 0 S66∣ mit S11=

1E

x

S12=

xy

Ex

S 22=1

Ey

S66=1

Gxy

Gl. 6.37

Q = S1 Gl. 6.38

Die Transformation der Steifigkeitsmatritzen in das Laminatkoordinatensystem (reduzierte

Steifigkeitsmatrix im Laminatkoordinatensystem) erfolgt für jeden Schichtwinkel ϑ mit der

invertierten Transformationsmatrix T-1 nach Gl. 6.39 [76].

Q = T1°Q °∣T1∣

Tmit T

1=∣cos2 sin2 2sin°cos

sin2 cos2 2sin°cos

sin°cos sin°cos cos2sin2∣ Gl. 6.39

Die Werte der A, B und C Matrizen berechnet

sich nach Gl. 6.40 [76] aus der Dicke der

Laminatschichten fk und den Abständen der

Schichten zur Mittelebene des Laminates ek,

für die Schicht 1 ist f1 und e1 in Abb. 6.20

gezeigt.

Schichtnummer

123

4

e1

f 1

Mittel-ebene

YX

Z

Abb. 6.20: Schichtdicke und Abstand zur

Mittelebene des Laminates

Aij =∑k=1

n

Qij k ° f k ∣ Bij =∑k=1

n

Qij k °ek ° f k ∣ Dij =∑k=1

n

Qij k °ek2

f k2

12 ° f k

i Zeile; j Spalte; k Schichtnr.; n Schichtenanzahl

Gl. 6.40

Die Werte A16 und A26 der A-Matrix sind bei dem gewählten Verbundaufbau 0, da bei

Belastung mit σx oder σy keine Gleitung auftritt. Da der Verbundaufbau symmetrisch ist, tritt

keine Kopplung zwischen Scheibenbeanspruchung und Plattenverformung bzw. zwischen

Plattenbeanspruchung und Scheibenverformung auf, die Werte der B-Matrix sind

dementsprechend = 0. Die Werte D16 und D26 der D-Matrix sind ≠ 0, d.h. es ist eine

Kopplung von Biegung und Torsion bzw. von Krümmung und Drillung vorhanden.

Die A und D Matrizen für den verwendeten Laminataufbau (siehe Tab. 6.9) ergaben sich für

eine Gesamtlaminatdicke von 10 mm zu:


A =∣1,53°105 2,66°104 0

2,66°104 5,16°104 0

0 0 2,05°104∣ D =∣ 1,33°106 2,06°105 2,81°104

2,06°105 4,10°105 2,81°104

2,81°104 2,81°104 1,55°105∣

Aus den Werten dieser Matrizen erfolgt die Berechnung der Querkontraktionszahlen nach Gl.

6.41 und die Berechnung der Steifigkeiten nach Gl. 6.42.

xy=

A12

A22 ∣ yx=

A12

A11 ∣ mit hges=∑

k=1

nsi

tk

Gl. 6.41

Ex=1

xy°

yx°A11

hges

∣ Ey=1

xy°

yx°A22

hges

∣ Gxy=

A66

hges

Gl. 6.42

Es ergaben sich die folgenden Laminatkennwerte (siehe Tab. 6.10).

Tab. 6.10: Steifigkeitskennwerte und Querkontraktionszahlen des Laminates

Bezeichnung Wert

ExZ 13,970 GPa

EyZ 4,693 GPa

Gxy 2,050 GPa

νxy 0,520

Die berechneten Steifigkeitskennwerte und Querkontraktionszahlen wurden den erzeugten

Elementen als Materialkonstanten zugeordnet.

6.5.2.3 Auswertung vereinfachtes Modell

Bei den beiden Lastfällen C1 und A1 werden die größten Belastungen des Laminates durch

die Schubkraft Fs verursacht. Die größten Spannungen traten am Rotorblattfuß auf, da dort das

resultierende Biegemoment aus der Belastung Fs und Fg (Lastfall C1) bzw. aus den

Belastungen Fs, Fg und Fu (Lastfall A1) am höchsten ist. Die größte Laminatdicke wurde

deshalb dem Rotorblattfuß zugeordnet. Die Belastungen aus dem Biegemoment ist für die

Rotorblattmitte mittel und für das Winglet gering, es wurden deshalb der Rotorblattmitte eine

mittlere und dem Winglet eine geringere Dicke zugeordnet.

Die Grobanalyse mit dem einfachen Modell ergab, dass keine extremen Verformungen oder

Spannungen auftreten. Für eine genaue Untersuchung ist es notwendig ein detailliertes Modell

des Rotorblattes zu erstellen und die Simulationen an diesem Modell durchzuführen.


6.5.3 Detailliertes Modell


Für das detaillierte Modell wurde ein feines Netz benutzt und der gesamte Verbundaufbau

simuliert. Die Eingabedatei ist in Anlage 9 enthalten. Ein Element des Modells mit den

Schichten ist in Abb. 6.21 gezeigt. Das Elementkoordinatensystem (siehe Abb. 6.21) hat die

gleiche Ausrichtung wie das Rotorblattkoordinatensystem (siehe Abb. 6.4). Die x-y Ebene des

Schichtkoordinatensystems liegt in der gleichen Ebene wie die x-y Ebene des

Elementkoordinatensystems und ist um den Schichtwinkel ϑ gedreht (siehe Abb. 6.22), dabei

liegt die x-Achse in Verstärkungsfaserrichtung.

YX

Z

Schicht 1

Schicht 9 X

Y

Z

Elementkoord.system

ϑ

ϑ

Schicht Material

Abb. 6.21:Element mit Elementkoordinatensystem Abb. 6.22: Schichtenaufbau eines Elementes

Als Grundlage für die Laminatdicke wurden die mit dem vereinfachten Modell ermittelten

Werte verwendet. Zwischen den drei Dicken am Rotorblattfuß, der Blattmitte und dem

Rotorblattende wurden zwei Übergänge eingefügt, um starke Spannungsänderungen zu

vermeiden (siehe Tab. 6.11).

Tab. 6.11:Laminatdicken Rotorblatt

Rotorblattfuß vordere Blatthälfte hintere Blatthälfte Rotorblattende

Laminatdicke

fges [mm]25 11 20 4

Abstand r von

Nabenachse [m]0,25 bis 0,8 1 bis 2,8 1 bis 2,8 3,6 bis 4

In Abb. 6.23 ist der Dickenverlauf des Laminates dargestellt.

Abb. 6.23:Dickenverlauf Laminat


6.5.3.2 Aufbringung der aerodynamischen Kräfte

Die im vereinfachten Modell angewendete profilabschnittsweise Kraftaufbringung ist nicht

ausreichend genau. Es wurden deshalb für das detaillierte Modell andere Verfahren gewählt.

Die Berechnung der Schubkraft Fs für den Lastfall C1 erfolgte abschnittsweise entlang der

Rotorblattachse nach Gl. 6.43. Die Breite der Abschnitte wurde dabei mit ba = 0,05 m klein

gewählt. Für die Berechnung wurde die Fläche der Profilabschnitte Apa in Gl. 6.17 durch die

Abschnittsbreite ba und die Profiltiefe an dieser Stelle des Rotorblattes tp ersetzt.

Fs=

lu

2°1,4°v

wex2°b

a° t

p°c

wiGl. 6.43

Für die Abhängigkeit der Profiltiefe vom Abstand zur Rotornabenachse r wurde eine

Regressionsanalyse durchgeführt. Die sich ergebenden Gleichungen zur Berechnung der

Profiltiefe sind Gl. 6.44 und Gl. 6.45.

tp=8,1536°r

312,543°r25,283°r0,918 0,25≤r≤0,75 Gl. 6.44

tp=1,37°102°r

30,1421°r20,5267°r0,891 0,75≤r≤4 Gl. 6.45

Die für den jeweiligen Abschnitt berechnete Schubkraft wurde auf die Knoten des Abschnittes

als Knotenlast aufgebracht (siehe Anlage 9 Zeile 498 bis 546).

Die Berechnung der Kräfte Fs und Fu für den Lastfall A1 wurde ebenfalls abschnittsweise

(ba = 0,05 m) realisiert. Um eine hohe Genauigkeit zu erreichen, wurden die Knotenkräfte aus

Streckenlasten berechnet. Der Verlauf der Streckenlasten dFs und dFu ist in Abb. 6.24

dargestellt.

0

100

200

300

400

500

600

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Abstand von Rotorblattnabe r [m]

Streckenlast dF [N/m]

Schubkraft dFs Umfangskraft dFu

Abb. 6.24: Schub- und Umfangskraft als Streckenlasten


Die Streckenlast dFs (siehe Gl. 6.46) wird mit wachsendem Abstand von der Rotorblattnabe r

größer und die Streckenlast dFu (siehe Gl. 6.47) ist über das gesamte Rotorblatt konstant.

dFs=124,4°r36,3 Gl. 6.46 dF

u=59,5 Gl. 6.47

Die Berechnung der Schubkraft erfolgt nach Gl. 6.48 und die der Umfangskraft nach Gl. 6.49.

Fsa=dF

s°b

aGl. 6.48 F

u=dF

u°b

aGl. 6.49

Die für den jeweiligen Abschnitt berechnete Schubkraft und Umfangskraft wurde auf die

Knoten des Abschnittes als Knotenlast aufgebracht (siehe Anlage 9 Zeile 434 bis 473).

Nach Erstellung des Modells und der Belastungsaufbringung wurde für die Lastfälle C1 und

A1 die Berechnung der interlaminaren Scherspannung und des Tsai-Wu Versagenskriteriums

durchgeführt. Das FEM Programm erlaubt die Ausgabe des invertierten Reservefaktors nach

Tsai-Wu 1 / Rtw. Diese Ausgabeart wurde gewählt. Der Reservefaktor entspricht dem

Sicherheitsfaktor des jeweiligen Lastfalles. Es ergeben sich damit die folgenden

Ungleichungen (siehe Gl. 6.50 bis Gl. 6.53):

Lastfall C1

1R

twlc1

≤1

Slc1

Gl. 6.50

Lastfall A1

1R

twla1

≤1

Sla1

Gl. 6.51

1R

twlc1

≤ 0,33 Gl. 6.52 1R

twla1

≤ 0,8 Gl. 6.53

Der maximal zulässige invertierte Reservefaktor ist dementsprechend für Lastfall C1 0,33 und

für Lastfall A1 0,8.


6.5.3.3 Auswertung Lastfall C1 Parkstellung

Die Biegebelastung durch die Gewichtskraft Fg ist sehr gering, die aus ihr resultierenden

Verformungen und Spannungen sind deshalb vernachlässigbar klein. Die Schubkraft Fs wirkt

in die gleiche Richtung wie die z-Achse des Rotorblattkoordinatensystems und schneidet die

x-Achse. Daraus resultiert die Belastung des Rotorblattes durch Biegung um die y-Achse. Die

auftretenden Verformungen in z-Richtung sind in Abb. 6.25 dargestellt. Der maximale Wert

(SMX) wird an der Rotorblattspitze mit uz = 94 mm erreicht. Die Gesamtverformung des

Blattes beträgt ebenfalls uges = 94 mm (DMX). Bezogen auf die Gesamtlänge des Rotorblattes

von 3750 mm ist dieser Wert als unkritisch anzusehen.

Die aus der Biegung um die y-Achse resultierenden größten Spannungen sind die in x-

Richtung (siehe Abb. 6.26). Das Maximum (SMX) tritt an der vorderen Rotorblatthälfte mit

σxZ = 14,3 MPa und das Minimum an der hinteren Rotorblatthälfte mit σxD = 13,0 MPa auf.

Da der Tsai-Wu Bruchkörper für die Spannung in x-Richtung im Druckbereich eine viel

kleinere Abmessung als im Zugbereich hat, sind die Druckspannungen die kritischeren.

In Abb. 6.27 ist deshalb der invertierte Reservefaktor des Tsai Wu Ausfallkriterium für die

hintere Blatthälfte dargestellt. Das Maximum liegt an der Stelle des Maximums der Spannung

in x-Richtung und beträgt 1 / Rtwlc1 = 0.32 (SMX), auf der gegenüberliegenden Rotorblatthälfte

tritt ein Maximum von 1 / Rtwlc1 = 0,2 auf. Der zulässige Wert von 0,33 wird damit nicht

überschritten.

Die Auswertung der interlaminaren Scherspannung ergab ein Maximum von σse = 0,65. Das

zulässige Maximum dieser Spannung liegt bei Rselc1 = 2.

Da die zulässigen Werte nicht überschritten werden, kann die Aussage getroffen werden, dass

das Rotorblatt einer 50 Jahresböe standhält.


Abb. 6.25: Lastfall C1, Verformung des Rotorblattes in z-Richtung [mm]

Abb. 6.26: Lastfall C1, Spannungen in x-Richtung [MPa]

Abb. 6.27: Lastfall C1, Invertierter Reservefaktor Tsai Wu


6.5.3.4 Auswertung Lastfall A1 Produktionsbetrieb

Die durch die Gewichtskraft Fg und die Umfangskraft Fu hervorgerufenen Biegemomente sind

klein und die daraus resultierenden Verformungen gering. Die Radialkraft Fra hat den größten

Betrag der angreifenden Kräfte. Da ihre Wirklinie auf der x-Achse des Rotorblatt-

koordinatensystems liegt, entsteht kein Biegemoment, sondern nur eine geringe Belastung

durch Zugspannungen in x-Richtung. Die größte Belastung entsteht durch die Biegung des

Rotorblattes, welche durch die Schubkraft Fs verursacht wird. Die durch das Biegemoment

hervorgerufene Verformung in z-Richtung ist in Abb. 6.28 dargestellt. Das Maximum (SMX)

wird an der Rotorblattspitze mit uz = 69 mm erreicht. Die Gesamtverformung beträgt ebenfalls

uges = 69 mm (DMX) und hat wegen ihrer geringen Größe keinen negativen Einfluss auf die

Anströmeigenschaften des Rotorblattes.

Die hauptsächlich durch das Biegemoment um die y-Achse hervorgerufenen Spannungen in x-

Richtung sind in Abb. 6.29 gezeigt. Das Maximum (SMX) tritt an der vorderen

Rotorblatthälfte mit σxZ = 13,0 MPa und das Minimum an der hinteren Rotorblatthälfte mit

σxD = 7,3 MPa auf. Der Unterschied zwischen der Zug- und Druckspannung ist auf die

Radialkraft zurückzuführen, welche das Blatt in Richtung der x-Achse auf Zug belastet und

damit die hintere Rotorblatthälfte entlastet.

Da der Tsai-Wu Bruchkörper für die Spannung in x-Richtung im Zugbereich fast die gleiche

Abmessung wie im Druckbereich hat und die auftretenden Zugspannungen doppelt so groß

wie die Druckspannungen sind, ist die kritische Belastung die Zugspannung.

Abb. 6.30 enthält deshalb den invertierten Reservefaktoren des Tsai Wu Ausfallkriteriums für

die vordere Rotorblatthälfte. Die maximalen Werte liegen am Übergang vom Flansch zum

ersten Profil und in der Mitte des Rotorblattes mit 1 / Rtwla1 = 0,78. Auf der hinteren Blatthälfte

ist der maximale Wert 1 / Rtwla1 = 0,65. Der zulässige Wert von 0,8 wird damit nicht

überschritten.

Die Auswertung der interlaminaren Scherspannung ergab ein Maximum von σse = 0,87. Das

zulässige Maximum dieser Spannung liegt bei Rsela1 = 4,8.

Da die zulässigen Werte nicht überschritten werden, kann die Aussage getroffen werden, dass

das Rotorblatt den Belastungen im Produktionsbetrieb standhält (veröffentlicht in [70]).


Abb. 6.28: Lastfall A1, Verformung des Rotorblattes in z-Richtung [mm]

Abb. 6.29: Lastfall A1, Spannungen in x-Richtung [MPa]

Abb. 6.30: Lastfall A1, Invertierter Reservefaktor Tsai Wu

7 Zusammenfassung 101

7 Zusammenfassung

In der vorliegenden Arbeit wurde eine Möglichkeit für die Verwendung von naturfaser-

verstärkten Thermoplasten in hochbelasteten großflächigen Strukturbauteilen aufgezeigt.

Eine Betrachtung der Naturfasern ergab, dass sich Hanf- und Flachsfasern als

Verstärkungsfasern besonders eignen. Für die weiteren Untersuchungen wurden die

Flachsfasern ausgewählt. Da der eingesetzte thermoplastische Kunststoff für die Verarbeitung

mit Naturfasern geeignet sein muss und sich Polypropylen wegen seines geringen

Schmelzpunktes deshalb anbietet, kam Polypropylen als Matrixmaterial zum Einsatz.

Schwerpunkt dieser Arbeit war die Entwicklung eines Verfahrens, dass die preiswerte

Herstellung eines bandförmigen vorkonsolidierten Halbzeuges mit unidirektional

ausgerichteten Verstärkungsfasern ermöglicht (unidirektionales vorkonsolidiertes Band

(UNIVO)).

Als Ausgangsmaterial wurde Hybridkrempelband verwendet, da dieses eine optimales

Umschließen der Verstärkungsfasern mit Matrixmaterial ermöglicht und die

Verstärkungsfasern stark orientiert vorliegen. Aus einer Gegenüberstellung der Arten der

Wärmeeinbringung und der Konsolidierung ergab sich als optimales Verfahren eine

Erwärmung des Hybridkrempelbandes durch IR-Strahler und eine Konsolidierung durch ein

temperiertes Walzwerk mit nachgeschalteter Kühlwalze. Die Realisierbarkeit dieses neuen

Herstellungsprozesses konnte durch experimentelle Betrachtungen für Faservolumengehalte

von ϕvo = 0,4; 0,5; 0,6 Flachs nachgewiesen werden.

Um die Anwendbarkeit dieses neuen Halbzeuges für die Herstellung von Verbunden zu

zeigen, wurden Untersuchungen mit dem Pressverfahren durchgeführt. Ermittelt wurde der

Einfluss der Parameter Faservolumengehalt ϕvo, Werkzeugtemperatur Tw und Druck ppl auf die

Kennwerte Zugfestigkeit und Zug-E-Modul des Verbundes. Weiterhin wurde der Einsatz

eines Haftvermittlers auf MAH-Basis untersucht.

Bei einem Faservolumengehalt von ϕvo = 0,5 wurden die höchsten Kennwerte erreicht. Ein

signifikanter Einfluss des Haftvermittlers auf die mechanischen Kennwerte konnte, wegen des

geringen MAH Gehaltes von 1 %, nicht nachgewiesen werden.

Durch eine nichtlineare multiple Regressionsanalyse wurden die Funktionen der Zugfestigkeit

und des Zug-E-Modul in Abhängigkeit der Verarbeitungsparameter Tw und ppl dargestellt.

102 7 Zusammenfassung

Durch partielle Ableitung dieser Funktionen konnten Tw und ppl für eine maximale

Zugfestigkeit und einen maximalen Zug-E-Modul bestimmt werden.

Für ϕvo = 0,5 Flachs ergaben sich: ppl = 2,3 MPa | Tw = 193 °C.

Die mit diesen Parametern hergestellten Verbunde wiesen bei einem Schichtwinkel von

ϑ = 0° eine Zugfestigkeit von Rx = 163 MPa und einen Zug-E-Modul von Ex = 16,7 GPa auf,

für ϑ = 90° wurden die Werte Ry = 30 MPa und Ey = 4,2 GPa erreicht.

Durch Vergleichsversuche mit geringen Abkühlraten wurde gezeigt, dass eine Erhöhung des

Zug-E-Modul durch Abkühlung der Verbunde mit geringem Temperaturgradienten erreicht

werden kann. Demgegenüber steht jedoch der Abfall der Zugfestigkeit.

Um eine Aussage über die dynamischen Eigenschaften treffen zu können, wurden dynamische

Versuche durchgeführt. Für die Schwellfestigkeit Rsw in Abhängigkeit der Zyklenanzahl

erreichten die Verbunde mit ϕvo.=0,5 Flachs und ϑ = 0° bei einer Zyklenanzahl von 1•107 die

Schwellfestigkeit Rsw = 55 MPa.

Die Anwendungsmöglichkeit der mit UNIVO hergestellten Verbunde in hochbelasteten

Bauteilen konnte am Beispiel eines Rotorblattes für eine Windkraftanlage aufgezeigt werden.

Die dort auftretenden Belastungen sind stark in einer Richtung orientiert und bieten sich daher

für den Einsatz von Verbunden mit unidirektionaler Verstärkungsfaserausrichtung an. Es

wurde ein Rotorblatt mit 3,75 m Länge konstruiert. Als Profilreihe kam die NACA 44 Reihe

zum Einsatz, da diese Profile einen sehr einfachen Aufbau haben und damit im Pressverfahren

leicht fertigbar sind.

Es wurden folgende Lastfälle mit Hilfe der FEM simuliert:

• 50-Jahres-Böe, mit Windgeschwindigkeit von 50 m/s und stehendem Rotor

• Nennlast, mit Windgeschwindigkeit von 11 m/s und drehendem Rotor

Für die Auswertung dieser Lastfälle wurde das Tsai-Wu Versagenskriterium verwendet,

welches eine Aussage über das Versagen eines Verbundes unter mehrachsiger Belastung

erlaubt. Weiterhin wurde eine Berechnung der interlaminaren Scherspannung durchgeführt.

Mit den Simulationen konnte nachgewiesen werden, dass es theoretisch möglich ist durch den

Einsatz des Halbzeuges UNIVO Verbunde aus naturfaserverstärktem Thermoplast

herzustellen die hohen dynamischen und statischen Belastungen standhalten.

8 Verzeichnisse 103

8 Verzeichnisse

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DIN 54205 Quantitative Bestimmung der Anteile binärer Mischungen

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Beuth Verlag, 12.1975

DIN 54215 Quantitative Bestimmung der Anteile binärer Mischungen

Polypropylenfasern mit anderen Fasern, Beuth Verlag, 12.1977

DIN 65148 Luft- und Raumfahrt: Prüfung von faserverstärkten Kunststoffen:

Bestimmung der interlaminaren Scherfestigkeit im Zugversuch,


DIN 65375 Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe: Prüfung von

unidirektionalen Laminaten und Gewebe-Laminaten Druckversuch,


DIN 65380

Entwurf

Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe Prüfung von

unidirektionalen Laminaten: Druckversuch quer zur Faserrichtung,


DIN 65586

Entwurf

Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe

Schwingfestigkeitsverhalten von Faserverbundkunststoffen im

Einstufenversuch, Beuth Verlag, 09.1991

DIN EN 2377 Luft- und Raumfahrt: Glasfaserverstärkte Kunststoffe: Prüfverfahren

zur Bestimmung der scheinbaren interlaminaren Scherfestigkeit,


DIN EN 2378 Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe: Bestimmung der

Wasseraufnahme durch Einlagerung, Beuth Verlag, 09.1995

DIN EN 2563 Luft- und Raumfahrt: Kohlenfaserverstärkte Kunststoffe:

Unidirektionale Laminate, Bestimmung der scheinbaren

interlaminaren Scherfestigkeit, Beuth Verlag, 03.1997

DIN EN 61400-2 Windenergieanlagen Teil 2: Sicherheit kleiner Windenergieanlagen,


110 8 Verzeichnisse

DIN EN ISO 527-5 Kunststoffe: Bestimmung der Zugeigenschaften, Teil 5:

Prüfbedingungen für unidirektional faserverstärkte

Kunststoffverbundwerkstoffe, Beuth Verlag, 07.1997

DIN EN ISO 604 Kunststoffe: Bestimmung von Druckeigenschaften, Beuth Verlag,

1997

DIN EN ISO 1973 Textilien – Fasern - Bestimmung der Feinheit – Gravimetrisches

Verfahren und Schwingungsverfahren, Beuth Verlag, 12.1995

DIN EN ISO 5079 Textilien – Fasern – Bestimmung der Höchstzugkraft und

Höchstzugkraftdehnung, Beuth Verlag, 02.1996

DIN EN ISO 14125 Faserverstärkte Kunststoffe: Bestimmung der Biegeeigenschaften,


DIN EN ISO 14129 Faserverstärkte Kunststoffe: Zugversuch an 45° Laminaten zur

Bestimmung der Schubspannungs/Schubverformungs-Kurve, des

Schubmoduls in der Lagenebene, Beuth Verlag, 1998

DIN EN ISO 14130 Faserverstärkte Kunststoffe: Bestimmung der scheinbaren

interlaminaren Scherfestigkeit nach dem Dreipunktverfahren mit

kurzem Balken, Beuth Verlag, 1998

DIN ENV 61400-1

Vornorm

Windenergieanlagen Teil 1: Sicherheitsanforderungen, Beuth

Verlag, 06.1996

DIN ENV 61400-2 Windenergieanlagen Teil 2: Sicherheit kleiner Windenergieanlagen,


DIN IEC 88/82/CDV

Entwurf

Windenergieanlagen Teil 1: Sicherheitsanforderungen, Beuth

Verlag, 04.1998

DIN IEC 88/115/CDV

Entwurf

Windenergieanlagen Teil 22: Zertifizierung von

Windenergieanlagen, Beuth Verlag, 04.2000

DIN IEC 88/116/CDV

Entwurf

Windenergieanlagen Teil 23: Rotorblätter-Experimentelle

Strukturprüfung, Beuth Verlag, 05.2000

8 Verzeichnisse 111

8.3 Abbildungsverzeichnis

Abb. 2.1: Übersicht Faserarten................................................................................................................................2

Abb. 2.2: Übersicht Pflanzenfasern.........................................................................................................................3

Abb. 2.3: Einbringen der Stengelbündel in Wasserkästen [4].................................................................................3

Abb. 2.4: Matrixwerkstoffe.....................................................................................................................................4

Abb. 2.5: Recycling und Beseitigung......................................................................................................................6

Abb. 2.6: Vliesherstellung mit Längsableger..........................................................................................................8

Abb. 2.7: Krempelbandherstellung.........................................................................................................................9

Abb. 2.8: Weiterverarbeitung des Krempelbandes.................................................................................................9

Abb. 2.9: Doppelbandpresse.................................................................................................................................10

Abb. 2.10: Ford 1941 [22]......................................................................................................................................12

Abb. 2.11: Schema PU-Aufspritzen........................................................................................................................13

Abb. 2.12: Pultrusionsanlage [27]...........................................................................................................................13

Abb. 2.13: Pressverfahren.......................................................................................................................................14

Abb. 2.14: Wickelverfahren....................................................................................................................................15

Abb. 2.15: Herstellung von Rotorblättern...............................................................................................................17

Abb. 4.1: Herstellung von Halbzeug aus Krempelband........................................................................................20

Abb. 4.2: Herstellung von unidirektionalem vorkonsolidiertem Band.................................................................23

Abb. 4.3: Flachseinzelfasern V 1:1000.................................................................................................................25

Abb. 4.4: Flachsfaserbündel V 1:500....................................................................................................................25

Abb. 4.5: ATR Methode........................................................................................................................................26

Abb. 4.6: Transmissionsmethode..........................................................................................................................26

Abb. 4.7: Absorptionsspektrum FV 10 D0 – FH 1000.........................................................................................28

Abb. 4.8: Absorptionspektren von PP FH1000 und Flachsfasern.........................................................................28

Abb. 4.9: Spektrale spezifische Ausstrahlung.......................................................................................................29

Abb. 4.10: Absorption PP und spektrale spezifischen Ausstrahlung IR Strahler....................................................30

Abb. 4.11: Krempelband.........................................................................................................................................32

Abb. 4.12: Vorkonsolidierungsanlage.....................................................................................................................33

Abb. 4.13: Walzwerk, Abzug, Wickler...................................................................................................................34

Abb. 4.14: UNIVO aufgewickelt............................................................................................................................34

Abb. 4.15: UNIVO Mikroskopaufnahme V 1:100..................................................................................................34

Abb. 5.1: Berechnungsablauf für FVK.................................................................................................................36

Abb. 5.2: UD Verbund..........................................................................................................................................37

Abb. 5.3: maximale Packungsdichte (hexagonal).................................................................................................37

Abb. 5.4: Einstufiges Pressverfahren....................................................................................................................40

Abb. 5.5: Versuchsmatrix......................................................................................................................................40

Abb. 5.6: 40 kN Laborpresse................................................................................................................................41

Abb. 5.7: Temperaturmessstellen..........................................................................................................................41

Abb. 5.8: Stützvorrichtung in Anlehnung an DIN 65148......................................................................................54

Abb. 5.9: Referenzbild..........................................................................................................................................55

Abb. 5.10: Vergleichsbild.......................................................................................................................................55

Abb. 5.11: Kamerasystem.......................................................................................................................................56

Abb. 5.12: PC zur Auswertung................................................................................................................................56

Abb. 5.13: Verschiebungsvektoren.........................................................................................................................57

Abb. 5.14: Quadranten............................................................................................................................................58

Abb. 5.15: Probe für Messung der Querkontraktionszahl.......................................................................................60

Abb. 5.16: Prüfmaschine für dynamischen Zugversuch..........................................................................................62

112 8 Verzeichnisse

Abb. 6.1: Windkartenausschnitt Westeuropa [54]................................................................................................70

Abb. 6.2: Rotorblatt-Profile (ohne Winglet).........................................................................................................70

Abb. 6.3: Windgeschwindigkeiten, Winkel und Kräfte am Rotorblatt.................................................................71

Abb. 6.4: Rotorblattkoordinatensystem.................................................................................................................72

Abb. 6.5: Koordinatentransformation...................................................................................................................72

Abb. 6.6: Draufsicht und Seitenansicht des Rotorblattes......................................................................................73

Abb. 6.7: Profile und Profilabschnitte...................................................................................................................74

Abb. 6.8: Kräftezerlegung am Profilabschnitt.......................................................................................................74

Abb. 6.9: Belastungen Lastfall C1........................................................................................................................78

Abb. 6.10: Belastungen Lastfall A1........................................................................................................................79

Abb. 6.11: Alterung und Ermüdung........................................................................................................................81

Abb. 6.12: Koordinatensystem der UD Schicht......................................................................................................82

Abb. 6.13: Versagenskriterien.................................................................................................................................85

Abb. 6.14: Tsai-Wu Bruchkörper in 2D Ansicht für σy = 0....................................................................................88

Abb. 6.15: Shell 99 Element [72]............................................................................................................................88

Abb. 6.16: Platte, Krümmung bei Belastung...........................................................................................................89

Abb. 6.17: Scheibe, Dehnung bei Belastung...........................................................................................................89

Abb. 6.18: Pseudoorthotropes Laminat...................................................................................................................90

Abb. 6.19: Ablauf für die Berechnung der ABD-Matrix und der Ingenieurkonstanten..........................................91

Abb. 6.20: Schichtdicke und Abstand zur Mittelebene des Laminates...................................................................92

Abb. 6.21: Element mit Elementkoordinatensystem...............................................................................................94

Abb. 6.22: Schichtenaufbau eines Elementes..........................................................................................................94

Abb. 6.23: Dickenverlauf Laminat..........................................................................................................................94

Abb. 6.24: Schub- und Umfangskraft als Streckenlasten........................................................................................95

Abb. 6.25: Lastfall C1, Verformung des Rotorblattes in z-Richtung [mm]............................................................98

Abb. 6.26: Lastfall C1, Spannungen in x-Richtung [MPa].....................................................................................98

Abb. 6.27: Lastfall C1, Invertierter Reservefaktor Tsai Wu...................................................................................98

Abb. 6.28: Lastfall A1, Verformung des Rotorblattes in z-Richtung [mm]..........................................................100

Abb. 6.29: Lastfall A1, Spannungen in x-Richtung [MPa]...................................................................................100

Abb. 6.30: Lastfall A1, Invertierter Reservefaktor Tsai Wu.................................................................................100

Abb. 9.1: Koordinatensystem..............................................................................................................................122

Abb. 9.2: Anordnung der Profile.........................................................................................................................122

8 Verzeichnisse 113

8.4 Diagrammverzeichnis

Dia. 4.1: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul der UNIVO........................................................................................35

Dia. 5.1: E-Modul in x und y Richtung des Verbundes.......................................................................................38

Dia. 5.2: Faserzugfestigkeit [32]..........................................................................................................................39

Dia. 5.3: Berechnete Verbundfestigkeit...............................................................................................................39

Dia. 5.4: Druck-Temperaturverlauf des Plattenwerkzeuges.................................................................................41

Dia. 5.5: Temperaturverlauf UNIVO, Fasergehaltabhängigkeit..........................................................................42

Dia. 5.6: Temperaturverlauf UNIVO, ϕFvo = 0,5 Flachs, Druckabhängigkeit......................................................42

Dia. 5.7: ϕvo = 0,4 Flachs.....................................................................................................................................44

Dia. 5.8: ϕvo = 0,6 Flachs.....................................................................................................................................44

Dia. 5.9: Zugfestigkeit..........................................................................................................................................46

Dia. 5.10: Zug-E-Modul.........................................................................................................................................46

Dia. 5.11: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϑ = 0°...........................................................................................49

Dia. 5.12: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϑ = 90° ........................................................................................49

Dia. 5.13: Zugfestigkeit und Zug-E-Modul für ϕvo = 0,5.......................................................................................50

Dia. 5.14: Biegefestigkeit und Biege-E-Modul für ϑ = 0°.....................................................................................51

Dia. 5.15: Biegefestigkeit und Biege-E-Modul ϑ = 90°........................................................................................51

Dia. 5.16: Zugfestigkeit für ϑ = 0°.........................................................................................................................52

Dia. 5.17: Zug-E-Modul für ϑ = 0°........................................................................................................................52

Dia. 5.18: Abstand Objekt-Objektiv und Pixelanzahl je mm.................................................................................56

Dia. 5.19: Schubverformungskurve........................................................................................................................59

Dia. 5.20: Spannungsverlauf bei dynamischer Prüfung.........................................................................................61

Dia. 5.21: Zyklenanzahl-Schwellfestikeit-Diagramm für flachsfaserverstärktes PP..............................................63

Dia. 5.22: Zyklenanzahl-Wechselbiegefestigkeit-Diagramm für flachsfaserverstärktes PP..................................65

Dia. 5.23: Wasseraufnahmefunktionen..................................................................................................................66

Dia. 5.24: Wasseraufnahmefunktionen nach DIN EN 2378..................................................................................67

Dia. 6.1: Tsai-Wu Bruchkörper Lastfall C1.........................................................................................................87

Dia. 6.2: Tsai-Wu Bruchkörper Lastfall A1.........................................................................................................87

Dia. 9.1: RxZ, FH1000, ϕvo = 0,4 Flachs.............................................................................................................118

Dia. 9.2: ExZ, FH1000, ϕvo = 0,4 Flachs.............................................................................................................118

Dia. 9.3: RxZ, FH1000, ϕvo = 0,6 Flachs.............................................................................................................118

Dia. 9.4: ExZ, FH1000, ϕvo = 0,6 Flachs.............................................................................................................118

Dia. 9.5: RxZ, FV10D0, ϕvo = 0,5 Flachs............................................................................................................118

Dia. 9.6: ExZ, FV10D0, ϕvo = 0,5 Flachs............................................................................................................118

Dia. 9.7: Profile in y-z Diagramm......................................................................................................................122

114 8 Verzeichnisse

8.5 Tabellenverzeichnis

Tab. 2.1: Vergleich der Halbzeuge.......................................................................................................................12

Tab. 2.2: Vergleich der Bauteilherstellungsverfahren..........................................................................................16

Tab. 4.1: Vergleich der Möglichkeiten für Wärmezufuhr....................................................................................21

Tab. 4.2: Vergleich der Möglichkeiten für Druckaufbringung.............................................................................22

Tab. 4.3: Polypropylen Faseranalyse....................................................................................................................24

Tab. 4.4: Polypropylen unverstärkte spritzgegossene Platten..............................................................................24

Tab. 4.5: Naturfasern Zugversuch 10 mm Einspannlänge....................................................................................26

Tab. 4.6: Chargen der Krempelbandherstellung...................................................................................................32

Tab. 4.7: schematische Darstellung Herstellung UNIVO.....................................................................................33

Tab. 4.8: Parameter der Vorkonsolidierungsanlage.............................................................................................34

Tab. 5.1: Koeffizienten für die Berechnung der bezogenen Plattendicke und R²................................................44

Tab. 5.2: Koeffizienten für die Berechnung Zugfestigkeit RxZ.............................................................................46

Tab. 5.3: Koeffizienten für die Berechnung des E-Moduls ExZ............................................................................46

Tab. 5.4: Parameter Druck und Temperatur für maximale Kennwerte................................................................48

Tab. 5.5: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaße für Schwellfestigkeit............................................63

Tab. 5.6: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaß für Wechselfestigkeit.............................................64

Tab. 5.7: Korrelationskoeffizienten und Bestimmtheitsmaß für Massenänderung...............................................66

Tab. 6.1: Zu berücksichtigende Lastfälle für kleine WKA...................................................................................76

Tab. 6.2: Teilsicherheitbeiwerte...........................................................................................................................77

Tab. 6.3: Belastungen Lastfall C1 Parkstellung...................................................................................................79

Tab. 6.4: Belastungen Lastfall A1 Produktionsbetrieb.........................................................................................80

Tab. 6.5: Abminderungsfaktoren..........................................................................................................................82

Tab. 6.6: Festigkeitskennwerte mit Gesamtabminderungsfaktor (ϕvo = 0,5 Flachs).............................................84

Tab. 6.7: Steifigkeitskennwerte und Querkontraktionszahlen (ϕvo = 0,5 Flachs).................................................84

Tab. 6.8: Eingabe der Materialkennwerte.............................................................................................................89

Tab. 6.9: Schichtaufbau des Laminates................................................................................................................91

Tab. 6.10: Steifigkeitskennwerte und Querkontraktionszahlen des Laminates......................................................93

Tab. 6.11: Laminatdicken Rotorblatt......................................................................................................................94

Tab. 9.1: Polypropylen Faseranalyse..................................................................................................................116

Tab. 9.2: Polypropylen unverstärkte spritzgegossene Platten............................................................................116

Tab. 9.3: Naturfasern Zugversuch 10 mm Einspannlänge..................................................................................116

Tab. 9.4: Dichte der Naturfasern und der PP Sorten..........................................................................................116

Tab. 9.5: Kennwerte UNIVO | ϑ = 0°................................................................................................................117

Tab. 9.6: Kennwerte Zugversuch | ϑ = 0° (x); 90° (y)........................................................................................119

Tab. 9.7: Kennwerte Druckversuch | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0° (x); 90° (y).......................................119

Tab. 9.8: Kennwerte Biegeversuch | ϑ = 0° (x); 90° (y).....................................................................................120

Tab. 9.9: interlaminare Scherfestigkeit | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0°.....................................................120

Tab. 9.10: Schubfestigkeit | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 45°/-45°................................................................121

Tab. 9.11: Querkontraktionszahlen | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0°.............................................................121

Tab. 9.12: Profildatentabelle................................................................................................................................122

Tab. 9.13: Darstellung der WKA Kenndaten.......................................................................................................123

9 Anlagenverzeichnis 115

9 Anlagenverzeichnis

Anlage 1: Kennwerte Ausgangsmaterialien........................................................................116

Anlage 2: Kennwerte UNIVO.............................................................................................117

Anlage 3: 3-D Diagramme mechanische Kennwerte..........................................................118

Anlage 4: Kennwerte Zug- und Druckversuch...................................................................119

Anlage 5: Kennwerte Biege- und Scherversuch.................................................................120

Anlage 6: Kennwerte Schubversuch / Querkontraktionszahlen..........................................121

Anlage 7: Rotorblattgeometriedaten...................................................................................122

Anlage 8: Leistungsberechnung der WKA.........................................................................123

Anlage 9: Eingabedatei.......................................................................................................124

116 9 Anlagenverzeichnis

Anlage 1: Kennwerte Ausgangsmaterialien

Polypropylen

Tab. 9.1: Polypropylen Faseranalyse


Faserfeinheit Hf [dtex] 1,63 1,56

Feinheitsbezogene Höchstzugkraft

Fh [cN/tex]46,4 43,9

Dehnung ε [%] 24,2 31,0

Tab. 9.2: Polypropylen unverstärkte spritzgegossene Platten



Variationskoeffizient V [%] 0,9 0,5

Zug-E-Modul ExZ [GPa] 1,482 1,384


Dehnung bei max. Spn. εσmax [%] 8,13 9,32


Naturfasern

Tab. 9.3: Naturfasern Zugversuch 10 mm Einspannlänge

Kennwert Hanf VF 6Flachs

E0 Typ3

Faserbündeldurchmesser dfb [mm] 0,120 0,072




Dichte

Tab. 9.4: Dichte der Naturfasern und der PP Sorten

Fasersorte FH 1000 FV 10 D0 Flachs Hanf

Dichte ρ [g/cm³] 0,90 0,89 1,39 1,38

Variationskoeffizient V [%] 0,6 0,5 3,1 2,1


Anlage 2: Kennwerte UNIVO

Kennwerte UNIVO

Tab. 9.5: Kennwerte UNIVO | ϑ = 0°

Faserart Flachs (+MAH) Hanf

Faservolumengehalt ϕFvo 40 50 60 50 50

Zugfestigkeit RxZ [MPa] 71,75 57,15 46,26 61,62 14,35

Variationskoeffizient V [%] 18,9 39,9 42,9 19,1 39,9

Zug-E-Modul ExZ [GPa] 5,74 5,01 3,79 5,59 2,15


Dehnung bei max. Spn. εσmax [%] 1,95 1,57 1,63 1,48 1,13

Variationskoeffizient V [%] 27,6 23,6 29,8 15,8 59,1Für weitere Informationen besuchen sie bitte die Homepage www.azubi1.de.vu


Anlage 3: 3-D Diagramme mechanische Kennwerte

Zugfestigkeit Zug-E-Modul

PP ohne Haftvermittler

Dia. 9.1: RxZ, FH1000, ϕvo = 0,4 Flachs Dia. 9.2: ExZ, FH1000, ϕvo = 0,4 Flachs

Dia. 9.3: RxZ, FH1000, ϕvo = 0,6 Flachs Dia. 9.4: ExZ, FH1000, ϕvo = 0,6 Flachs

PP mit Haftvermittler

Dia. 9.5: RxZ, FV10D0, ϕvo = 0,5 Flachs Dia. 9.6: ExZ, FV10D0, ϕvo = 0,5 Flachs


Anlage 4: Kennwerte Zug- und Druckversuch

Kennwerte Zugversuch

Tab. 9.6: Kennwerte Zugversuch | ϑ = 0° (x); 90° (y)

Verstärkungsfaser Flachs Flachs Flachs Flachs Hanf

Verstärkungsfasergehalt ϕFo 0,4 0,5 0,6 0,5 0,5

Haftvermittler ohne ohne ohne 1% MAH ohne

Zugfestigkeit RxZ [MPa] 108,83 163,76 122,80 152,51 80,98


Zug-E-Modul ExZ [GPa] 9,815 16,230 11,168 15,153 10,089


Dehnung εxσmax [%] 2,04 1,82 2,32 1,69 1,63


Zugfestigkeit σyZ [MPa] 29,70 30,29 23,04 39,60 -

Variationskoeffizient V [%] 2,6 4,9 7,9 4,4 -

E-Modul quer EyZ [GPa] 3,649 4,210 3,007 4,186 -


Dehnung εyσmax [%] 2,16 1,41 2,65 1,81 -


Kennwerte Druckversuch

Tab. 9.7: Kennwerte Druckversuch | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0° (x); 90° (y)

Kennwert x-Richtung y-Richtung

Druckfestigkeit R...D [MPa] 69,74 51,83


Druck-E-Modul E...D [GPa] 9,787 3,116


Dehnung bei max. Spannung εσmax [%] 2,68 4,68



Anlage 5: Kennwerte Biege- und Scherversuch

Kennwerte Biegeversuch

Tab. 9.8: Kennwerte Biegeversuch | ϑ = 0° (x); 90° (y)

Verstärkungsfaser Flachs Flachs Flachs Flachs

Verstärkungsfasergehalt ϕF 0,4 0,5 0,6 0,5

Haftvermittler ohne ohne ohne 1% MAH

Biegefestigkeit RxB [MPa] 102,28 138,89 89,85 144,96


Biege-E-Modul ExB [GPa] 8,441 13,450 9,383 13,392


Dehnung εxσmax [%] 3,10 2,66 2,97 2,56


Biegefestigkeit RyB [MPa] 49,34 62,84 29,10 60,78


Biege-E-Modul EyB [GPa] 3,079 3,209 2,294 2,946


Dehnung εyσmax [%] 3,60 2,94 3,60 3,30


Kennwerte Scherversuch

Tab. 9.9: interlaminare Scherfestigkeit | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0°

Kennwert Wert

Scherfestigkeit Rse [MPa] 11,12

Variationskoeffizient V [%] 4,5


Anlage 6: Kennwerte Schubversuch / Querkontraktionszahlen

Kennwerte Schubversuch

Tab. 9.10: Schubfestigkeit | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 45°/-45°

Kennwert Wert

Schubfestigkeit Rxy [MPa] 25,92


Schubmodul Gxy [GPa] 1,470


Kennwerte Querkontraktionszahlen

Tab. 9.11:Querkontraktionszahlen | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0°

Kennwert Wert

Querkontraktionszahl νxy 0,467


Querkontraktionszahl νxz 0,355



Anlage 7: Rotorblattgeometriedaten

X

YZ

-200

0

200

-500 -300 -100 100

y

z

ap

Abb. 9.1: Koordinatensystem Dia. 9.7: Profile in y-z Diagramm

0

0,2

0,4

0,6

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Abstand von Nabenmitte r [m]

Profiltiefe tp [m]

Profile NACA (p)

4424 (1,2)

4421 (3) 4418 (4) 4415 (5,6)

Profilabschnitte (pa)

Profiltiefe

1 6432 5

Abb. 9.2: Anordnung der Profile

Tab. 9.12:Profildatentabelle

ProfilProfil-

nummer i

Abstand von

Nabe r [m]

Verschiebung

z [m]

Profiltiefe

tp [m]

Profilwinkel

αp [°]

Kreis - 0 0 0,25 0

Kreis - 0,10 0 0,25 0

NACA 4424 1 0,75 0 0,57 -17

NACA 4424 2 1,38 0 0,40 -7

NACA 4421 3 2,00 0 0,30 -3

NACA 4418 4 3,00 0 0,22 -1

NACA 4415 5 3,80 0 0,19 0

Winglet (4415) 6 4,00 0,070 0,18 0


Anlage 8: Leistungsberechnung der WKA

Es erfolgt die Berechnung des / der ...

• Rotordrehmomentes M ( Gl. 9.1 ) aus der Umfangskraft Fu, der Profilabschnitte und dem

Abstand rp der Profile von der Nabenachse.

• Leistung P der WKA ( Gl. 9.2 ) aus dem Rotordrehmoment M und der Drehzahl nr des

Rotors.

• Leistungsdichte p des Windes ( Gl. 9.3 ) aus der Dichte ρlu der Luft und der Windge-

schwindigkeit vw.

• Leistung des Windes Pw ( Gl. 9.4 ) aus dem Rotordurchmesser dr, dem Nabendurchmesser

dn und der Leistungsdichte p.

• Leistungsbeiwertes cp der WKA ( Gl. 9.5 ) aus der Leistung der WKA P und der Leistung

des Windes Pw.

M r=∑i=1

6

F u°r pGl. 9.1 P=2°°n

r°M

r Gl. 9.2

p=

lu

2°v

w3 Gl. 9.3 P

w=

4°d r

2dn

2° p

1000Gl. 9.4

cp=

P

Pw

Gl. 9.5

Es ergeben sich folgende Kenndaten (Tab. 9.13):

Tab. 9.13:Darstellung der WKA Kenndaten

Betriebszustand

Wind-

geschwindigkeit

Rotor-

drehzahl

Schnell-

laufzahl

Leistung

WKA

Leistungs-

beiwert

vw [m/s] nr [s-1] l P [kW] cp

Auslegungswind-

geschwindigkeit8 2 6,3 7,5 0,47

Nennleistung 11 2,75 6,3 19 0,47

Die Nennleistung der WKA wird bei der Nennwindgeschwindigkeit vwne = 11 m/s erreicht.

Der Anstellwinkel des Rotorblattes wird bis zur Nennwindgeschwindigkeit nicht verändert.

Durch Erhöhung der Rotordrehzahl bei höherer Windgeschwindigkeit wird das

Geschwindigkeitsprofil über das Rotorblatt nicht verändert, die Schnelllaufzahl und der

Leistungsbeiwert bleiben konstant. Bei höheren Windgeschwindigkeiten wird der

Anstellwinkel des Rotorblattes durch eine mechanische Fliehkraftpitchverstellung verringert,

dadurch sinkt der Leistungsbeiwert und die Nennleistung wird nicht überschritten.


Anlage 9: Eingabedatei

1. !=================================2. ! 1. parameter setzen3. !=================================4. FINISH5. /CLEAR6. /TITLE,Rotorblatt7. !---------------------------------------------------------8. ! blattbeschreibung9. !---------------------------------------------------------10.! startpunkt profil11.*SET,gsp, 75012.! startpunkt rotorblatt13.*SET,gsr, 25014.!---------------------------------------------------------15.! laminataufbau16.!---------------------------------------------------------17.! dicken des laminates18.*SET,ldf, 25 ! dicke flansch19.*SET,ldmv, 11 ! dicke profilmitte vorn20.*SET,ldmh, 20 ! dicke profilmitte hinten21.*SET,ldw, 4 ! dicke wingelt22.23.! dickenubergange24.*SET,lsfm, 800 ! start uberg flansch-profi25.*SET,llfm, 200 ! lange ubergang26.*SET,lsmw, 2800 ! start uberg profil-winglet27.*SET,llmw, 800 ! lange ubergang28.29.! dicke der einzellagen (1=dicke gesamt)30.*set,lnmax, 9 ! schichtanzahl eingeben31.! -aussenseite-32.*SET,ld1, 0.16 ! 1.Lage33.*SET,ld2, 0.05 ! 2.Lage34.*SET,ld3, 0.16 ! 3.Lage35.*SET,ld4, 0.05 ! 4.Lage36.*SET,ld5, (1-2*(ld1+ld2+ld3+ld4)) ! 5.Lage37.! -symmetrielinie in mitte der 5. lage-38.39.! winkel der einzellagen zur x-richtung40.! -aussenseite-41.*SET,la1, 0 ! 1.Lage42.*SET,la2, -45 ! 2.Lage43.*SET,la3, 0 ! 3.Lage44.*SET,la4, 45 ! 4.Lage45.*SET,la5, 0 ! 5.Lage46.! -symmetrielinie in mitte der 5. lage-47.!---------------------------------------------------------48.! vernetzung49.!---------------------------------------------------------50.! elementeanzahl auf linien51.! feinheit52.*SET,nf, 1.553.! richtung y Achse (quer)54.*SET,nnq,nf* 455.*SET,nvq, 1 ! verteilung quer56.! richtung x Achse (langs)57.*SET,nnf,nf* 4 ! flansch58.*SET,nnm,nf* 40 ! profil59.*SET,nnw,nf* 5 ! winglet60.*SET,nvf, 1.6 ! verteilung flansch

61.*SET,nvm, 0.3 ! verteilung profil!62.*SET,nf,63.!---------------------------------------------------------64.! belastungen65.!---------------------------------------------------------66.! belastung 1 bis 4: Lastfall = A167.! belastung 4 und 5: Lastfall = C168.69.! abschnittslange fur belastungen 1,2 und 570.*SET,bl, 50 ! [mm]71.72.! belastung 1: fz (Fs)73.! berechnung streckenlast:74.! b1dfz=b1a1*r+b1a2 [N/mm]75.*SET,b1a1, 1.2443E-0476.*SET,b1a2, 3.63E-0277.78.! belastung 2: fy (Fu)79.! streckenlast: b1dfy80.*SET,b2dfy, 5.95E-0281.82.! belastung 3: umdrehung um z achse83.*SET,bomegaz, 17.2884.85.! belastung 4: gewichtskraft86.*SET,bgno, -9.8066587.*SET,bg, bgno*1E+0388.*SET,bgno,89.90.! belastung 5: fz (Fs) bei boe 50 m/s91.92.! berechnung profiltiefe:93.! gt=a1*r^3+a2*r^2+a3*r+a4 [mm] (r[mm])94.! fur abschnitte von flansch bis profilbeginn95.*SET,b5af1, -8.1536E-0696.*SET,b5af2, 1.2543E-0297.*SET,b5af3, -5.28398.*SET,b5af4, 917.699.100.! fur abschnitte auf profil101.*SET,b5ap1, -1.37E-08102.*SET,b5ap2, 1.421E-04103.*SET,b5ap3, -0.5267104.*SET,b5ap4, 891105.106.! berechnung der kraft:107.! b5fz=(roh/2*cwi*(1,4*vextr)**2) *bl*gt [N]108.! ersetzung:109.! b5a5=(roh/2*cwi*(1,4*vextr)**2)110.! berechnung: dfz=b5a5 *bl*gt111.112.*SET,rohlu, 1.29 ! dichte luft [kg/m^3]113.! extreme windgeschwindigkeit [m/s]114.*SET,vextr, 35115.*SET,cwi, 2 ! widerstandsbeiwert116.117.! ersetzung und umrechnung118.! [kg/(m*s^2) * (mm*mm/1E+06) = N]119.*SET,b5a5,(rohlu/2*cwi*(1.4*vextr)**2)/1E+06120.121.! vextr, cwi, rohlu, loschen


122.*SET,vextr,123.*SET,cwi,124.*SET,rohlu,125.!---------------------------------------------------------126.! teilsicherheitsbeiwerte127.!---------------------------------------------------------128.! aerodynamische krafte129.*SET,sta, 1.3130.131.! schwerkraft132.*SET,sts, 1.1133.134.! tragheitskraft (sst=wurzel 1.2)135.*SET,stt, 1.095445136.!---------------------------------------------------------137.! dichte, steifigkeiten, querkontraktionsz.138.!---------------------------------------------------------139.FINISH140./PREP7141.*SET,roh, 1.5 ! dichte142.MP,DENS,1, (roh*1E-09) ! umrechnung143.MP,EX,1, 16230144.MP,EY,1, 4210145.MP,EZ,1, 4210146.MP,GXY,1, 1470147.MP,GYZ,1, 1470148.MP,GXZ,1, 1470149.MP,PRXY,1, .467150.MP,PRYZ,1, .355151.MP,PRXZ,1, .355152.*SET,roh,153.!---------------------------------------------------------154.! ausfallkriterium lastfall A1155.!---------------------------------------------------------156.TB,FAIL,1,1 ! aktiviert datentabelle157.TBTEMP,,CRIT ! ausfallkriteriumsschlussel158.TBDATA,3,2 ! aktivieren tsai wu159.160.! ausfall zugspannungen161.TBMODIF,12,1, 18.15 ! X162.TBMODIF,14,1, 4.8 ! Y163.TBMODIF,16,1, 4.8 ! Z164.165.! ausfall druckspannungen166.TBMODIF,13,1, -11.06 ! X167.TBMODIF,15,1, -8.22 ! Y168.TBMODIF,17,1, -8.22 ! Z169.170.! ausfall scherspannungen171.TBMODIF,18,1, 4.11 ! X-Y Ebene172.TBMODIF,19,1, 4.11 ! Y-Z Ebene173.TBMODIF,20,1, 4.11 ! X-Z Ebene174.175.! kopplungskoeffizienten (= 2 * F12)176.TBMODIF,21,1, -0.008326 ! X-Y177.TBMODIF,22,1, -0.008326 ! Y-Z178.TBMODIF,23,1, -0.008326 ! X-Z179.180.!=================================181.! 2. elemente erzeugen182.!=================================183.FINISH184.!---------------------------------------------------------185.! IGES datei rotorblatt einlesen186.!---------------------------------------------------------

187./AUX15 188.IOPTN,IGES, NODEFEAT189.IOPTN,MERGE,NO190.IOPTN,SOLID,NO191.IOPTN,SMALL, YES192.IOPTN,GTOLER, DEFA193.IGESIN,'rotorblatt','igs',' '194.APLOT195.FINISH196./PREP7197.NUMMRG,ALL,.1198.NUMCMP,ALL199.!---------------------------------------------------------200.! elementtyp festlegen201.!---------------------------------------------------------202.ET,1,SHELL99203.KEYOPT,1,2, 1 ! nicht konst. Dicke204.KEYOPT,1,3, 2 ! knotenkraft und moment205.KEYOPT,1,4, 0 ! elementenkoord.system206.KEYOPT,1,5, 2 ! ausfallk. druck+spn.207.KEYOPT,1,6, 1 ! zusf. ausfallk.208.KEYOPT,1,8, 0 ! daten fur min und max209.KEYOPT,1,9, 1 ! auswertung an mittelebene210.KEYOPT,1,10, 0 ! keine matrix ausgeben211.KEYOPT,1,11, 0 ! Nullpunktlage212.!---------------------------------------------------------213.! elemente erzeugen214.!---------------------------------------------------------215.! festlegen elementanzahl auf linien216.! richtung y achse (quer)217.LSEL,ALL218.LESIZE,all, , ,nnq,nvq, , , ,1219.! richtung x achse (langs)220.LESIZE,3 , , ,nnf, nvf, , , ,1 ! flansch221.LESIZE,6 , , ,nnf, nvf, , , ,1 ! flansch222.LESIZE,8 , , ,nnm, nvm, , , ,1 ! profil223.LESIZE,10, , ,nnm, nvm, , , ,1 ! profil224.LESIZE,12, , ,nnw, , , , ,1 ! winglet225.LESIZE,14, , ,nnw, , , , ,1 ! winglet226.227.! vernetzen228.MSHKEY,1 ! mapped mesh229.ASEL,ALL ! alle flachen wahlen230.AMESH,ALL ! flachen vernetzen231.NSEL,ALL ! alle knoten wahlen232.ESEL,ALL233.NUMMRG,ALL,.1234.NUMCMP,ALL ! nummern neu vergeben235.236.! netz verfeinern237.ESLN,R,1 ! elemente wahlen238.EREFINE,ALL, , ,1,0,CLEAN,ON239.LSEL,ALL240.NSEL,ALL241.ESEL,ALL242.NUMMRG,ALL,.1243.NUMCMP,ALL244.!---------------------------------------------------------245.! drehen koord. auf globale koord246.!---------------------------------------------------------247.LOCAL,11,0,0,0,0 neues koord.system248.NSEL,ALL249.NROT,ALL ! knoten koord.sys. drehen250.ESEL,ALL251.EMODIF,ALL,ESYS,11 ! el. koord.sys drehen


252.!=================================253.! 3. realkonstanten zuweisen254.!=================================255.FINISH256./PREP7257.!---------------------------------------------------------258.! gesamtlaminatdicke flansch + winglet259.!---------------------------------------------------------260.! maxnode = grosste knotennummer261.*SET,maxnode,ndinqr(0,14)262.! feld dicke mit dimension 1 und maxnode263.*dim,dicke,,maxnode264.265.! dicke flansch266.NSEL,S,LOC,X,qsp,lsfm267.268.*do,node,1,maxnode269. *if,nsel(node),eq,1,then270. *SET,dicke(node),ldf271. *endif272.*enddo273.274.! dicke winglet275.NSEL,S,LOC,X,(lsmw+llmw),(lsmw+llmw)276.277.*do,node,1,maxnode278. *if,nsel(node),eq,1,then279. *SET,dicke(node),ldw280. *endif281.*enddo282.!---------------------------------------------------------283.! gesamtlaminatdicke vordere blatthalfte284.!---------------------------------------------------------285.! dickenubergang flansch - profilmitte286.ASEL,S,,, 3 ! vordere blatthalfte wahlen287.NSLA,S,1 ! knoten wahlen288.NSEL,R,LOC,X,lsfm,(lsfm+llfm)289.290.*do,node,1,maxnode291. *if,nsel(node),eq,1,then292. *SET,dicke(node),ldf-(nx(node)-293. (lsfm))*((ldf-ldmv)/llfm)294. *endif295.*enddo296.297.! dicke profilmitte298.ASEL,S,,, 3299.NSLA,S,1300.NSEL,R,LOC,X,(lsfm+llfm),lsmw301.302.*do,node,1,maxnode 303. *if,nsel(node),eq,1,then304. *SET,dicke(node),ldmv305. *endif306.*enddo307.308.! dickenubergang profilmitte - winglet309.ASEL,S,,, 3310.NSLA,S,1311.NSEL,R,LOC,X,lsmw,(lsmw+llmw)312.313.*do,node,1,maxnode 314. *if,nsel(node),eq,1,then315. *SET,dicke(node),ldmv-(nx(node)-316. lsmw)*((ldmv-ldw)/llmw)

317. *endif318.*enddo319.320.!---------------------------------------------------------321.! gesamtlaminatdicke hintere blatthalfte322.!---------------------------------------------------------323.324.! dickenubergang flansch - profilmitte325.ASEL,S,,, 4 ! hintere blatthalfte326.NSLA,S,1327.NSEL,R,LOC,X,lsfm,(lsfm+llfm)328.329.*do,node,1,maxnode 330. *if,nsel(node),eq,1,then331. *SET,dicke(node),ldf-(nx(node)-332. (lsfm))*((ldf-ldmh)/llfm)333. *endif334.*enddo335.336.! dicke profilmitte337.ASEL,S,,, 4338.NSLA,S,1339.NSEL,R,LOC,X,(lsfm+llfm),lsmw340.NPLOT 341.342.*do,node,1,maxnode 343. *if,nsel(node),eq,1,then344. *SET,dicke(node),ldmh345. *endif346.*enddo347.348.! dickenubergang profilmitte - winglet349.ASEL,S,,, 4350.NSLA,S,1351.NSEL,R,LOC,X,lsmw,(lsmw+llmw)352.NPLOT353.354.*do,node,1,maxnode 355. *if,nsel(node),eq,1,then356. *SET,dicke(node),ldmh-(nx(node)-357. smw)*((ldmh-ldw)/llmw)358. *endif359.*enddo360.361.*SET,node362.*SET,maxnode363.364.!---------------------------------------------------------365.! dicke der einzellagen366.!---------------------------------------------------------367.! setzten dimension vektoren auf368.! anzahl knoten369.*SET,maxnode,ndinqr(0,14)370.*dim,ldi1,,maxnode371.*dim,ldi2,,maxnode372.*dim,ldi3,,maxnode373.*dim,ldi4,,maxnode374.*dim,ldi5,,maxnode375.nsel,all376.377.! vektoroperation, berechnen dickenvektoren378.! der einzelschichten379.*VOPER,ldi1,dicke,MULT,ld1380.*VOPER,ldi2,dicke,MULT,ld2381.*VOPER,ldi3,dicke,MULT,ld3


382.*VOPER,ldi4,dicke,MULT,ld4383.*VOPER,ldi5,dicke,MULT,ld5384.385.*SET,maxnode386.!---------------------------------------------------------387.! def. realkonstanten material, winkel388.!---------------------------------------------------------389.! layerzahl 5, symmetrisch390.*SET,maxnode,ndinqr(0,14)391.nsel,all392.*do,node,1,maxnode393. *if,nsel(node),eq,1,then394.r,node,lnmax,1,1,5,0,0395.396.! setzt material 1, winkel der schicht397.rmodif,node,13, 1, la1 ! 1.lage398.rmodif,node,19, 1, la2 ! 2.lage399.rmodif,node,25, 1, la3 ! 3.lage400.rmodif,node,31, 1, la4 ! 4.lage401.rmodif,node,37, 1, la5 ! 5.lage402. *endif403.*enddo404.405.*SET,node406.*SET,maxnode407.!---------------------------------------------------------408.! schreiben einzellagendicken->realkonstante409.!---------------------------------------------------------410.RTHICK,ldi1(1), 15,16,17,18411.RTHICK,ldi2(1), 21,22,23,24412.RTHICK,ldi3(1), 27,28,29,30413.RTHICK,ldi4(1), 33,34,35,36414.RTHICK,ldi5(1), 39,40,41,42415.416.NSEL,ALL417.ESEL,ALL418.! dicke der elemente darstellen419./ESHAPE, 1420./REPLOT 421.422.!=================================423.! 4. belastungen aufbringen424.!=================================425.FINISH426./SOLU 427.!---------------------------------------------------------428.! festlegen der einspannung429.!---------------------------------------------------------430.NSEL,S,LOC,X,0,250431.D,ALL, , , , , ,ALL432.NSEL,ALL433.!---------------------------------------------------------434.! belastungen lastfall a1435.!---------------------------------------------------------436.! belastung 1: Fs lastfall a1437.438.*do,bx,gsp,4000,bl439. *if,bx,lt,4000-bl,or,bx,eq,4000-bl,then440. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)441. NSEL,R,LOC,y,-50,50442. *GET,anzk,node,0,count443. b1dfz=b1a1*(bx+bl/2)+b1a2444. F,all,fz,((b1dfz*bl*sta)/anzk)445.446. *elseif,bx,gt,4000-bl,then

447. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)448. NSEL,R,LOC,y,-50,50449. *GET,anzk,node,0,count450. b1dfz=b1a1*(bx+4000)/2+b1a2451. F,all,fz,((b1dfz*(4000-bx)*sta)/anzk)452. *endif453.*enddo454.455.*set,anzk456.*set,bx457.NSEL,ALL458.459.! belastung 2: Fu lastfall a1460.461.*do,bx,gsp,4000,bl462. *if,bx,lt,4000-bl,or,bx,eq,4000-bl,then463. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)464. NSEL,R,LOC,y,-50,50465. *GET,anzk,node,0,count466. F,all,fy,((b2dfy*bl*sta)/anzk)467. *elseif,bx,gt,4000-bl,then468. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)469. NSEL,R,LOC,y,-50,50470. *GET,anzk,node,0,count471. F,all,fy,((b2dfy*(4000-bx)*sta)/anzk)472. *endif473.*enddo474.475.*set,anzk476.*set,bx477.NSEL,ALL478.479.! belastung 3: drehung um z-Achse)480.omega,0,0,(bomegaz*stt),0481.482.! belastung 4: erdbeschleunigung483.ACEL,0,(bg*sts),0484.485.LSWRITE,1, ! schreiben lastfall a1486.FDELE,ALL,ALL ! loschen krafte487.omega,0,0,0,0 ! loschen drehung488.ACEL,0,0,0,0 ! loschen beschleunigung489.NSEL,ALL490.491.!---------------------------------------------------------492.! Belastungen lastfall c1493.!---------------------------------------------------------494.! belastung 4: erdbeschleunigung495.496.ACEL,0,(bg*sts),0497.498.! belastung 5: Fs durch boe499.500.! schubkraft flansch bis profilbeginn501.502.*do,bx,gsr,gsp,bl503. *if,bx,lt,gsp-bl,or,bx,eq,gsp-bl,then504. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)505. NSEL,R,LOC,y,-50,50506. *GET,anzk,node,0,count507. ! Profiltiefe berechnen508. gt=b5af1*(bx+bl/2)**3+b5af2*509. (bx+bl/2)**2+b5af3*(bx+bl/2)+b5af4510. ! kraft in z richtung aufbringen511. F,all,fz,((b5a5*gt*bl*sta)/anzk)


512. ! nummer, grosser, gsp-bl, dann513. *elseif,bx,gt,gsp-bl,then514. NSEL,S,LOC,x,bx,gsp515. NSEL,R,LOC,y,-50,50516. *GET,anzk,node,0,count517. gt=b5af1*(bx+(gsp-bx)/2)**3+b5af2*518. (bx+(gsp-bx)/2)**2+b5af3*(bx+519. (gsp-bx)/2)+b5af4520. F,all,fz,((b5a5*gt*(gsp-bx)*sta)/anzk)521. *endif522.*enddo523.524.*set,anzk525.*set,bx526.527.! schubkraft profil528.529.*do,bx,gsp,4000,bl530. *if,bx,lt,4000-bl,or,bx,eq,4000-bl,then531. NSEL,S,LOC,x,bx,(bx+bl-.00001)532. NSEL,R,LOC,y,-50,50533. *GET,anzk,node,0,count534. gt=b5ap1*(bx+bl/2)**3+b5ap2*535. (bx+bl/2)**2+b5ap3*(bx+bl/2)+b5ap4536. F,all,fz,((b5a5*gt*bl*sta)/anzk)537. *elseif,bx,gt,4000-bl,then538. NSEL,S,LOC,x,bx,4000539. NSEL,R,LOC,y,-50,50540. *GET,anzk,node,0,count541. gt=b5ap1*(bx+(4000-bx)/2)**3542. +b5ap2*(bx+(4000-bx)/2)**2+b5ap3*543. (bx+(4000-bx)/2)+b5ap4544. F,all,fz,((b5a5*gt*(4000-bx)*sta)/anzk)545. *endif546.*enddo547.548.*set,anzk549.*set,bx550.NSEL,ALL551.552.LSWRITE,2, ! schreiben lastfall c1553.FDELE,ALL,ALL ! loschen krafte554.ACEL,0,0,0,0 ! loschen beschleunigung555.!=================================556.! 5. - losen der lastfalle557.!=================================558.FINISH559./SOLU560.LSSOLVE,1,2,1, ! losen lastfall a1 + c1561.!=================================562.! 6. - ausgabe ausfallkriterium563.!=================================564.FINISH565./POST1566.567.! sequenznummer snum568.*set,krit,1 ! auszuwertendes kriterium569.570.! fur ausfallkriterium571.snum_fc=(4*lnmax+8+15*(krit-1)+1)572.snum_value=(4*lnmax+8+15*(krit-1)+2)573.snum_ln=(4*lnmax+8+15*(krit-1)+3)574.575.! fur interlaminare scherbeanspruchung576.snum_ilmax=4

577.snum_ln1=5578.snum_ln2=6579.580.!---------------------------------------------------------581.! erzeugen ausgabetabellen582.!---------------------------------------------------------583.584.! ausfallkriterium585.etable,fc,nmisc,snum_fc586.587.1 maximalwert fur ausfallkriterium588.etable,value,nmisc,snum_value589.590.! schicht maximalwert591.etable,ln,nmisc,snum_ln592.593.! max. interlaminare scherbeanspruchung594.etable,ilmax,nmisc,snum_ilmax595.596.! ausgabe schicht 1597.etable,ln1,nmisc,snum_ln1598.! ausgabe schicht „599.600.!!---------------------------------------------------------601.! erzeugen grafische ausgabe602.!---------------------------------------------------------603.604.! anzeige ausfallkriterium605.pletab,value,noav606.607.! anzeige interlaminare scherbeanspruchung608.! pletab,ilmax,noav

Lebenslauf

Persönliche Daten

Name Gert Sedlacik

Geburtsdatum 29.04.1976

Geburtsort Zeulenroda

Familienstand ledig

Schulbildung

09.1982 - 07.1988 Polytechnische Oberschule in Langenwetzendorf

09.1988 - 07.1991 Polytechnische Oberschule in Zeulenroda

09.1991 - 06.1994 Gymnasium in Zeulenroda

Weiterer Werdegang

09.1994 - 03.1995 Maschinenbaustudium an der FH Zwickau

04.1995 - 01.1996 Wehrdienst

04.1996 Fortsetzung des Maschinenbaustudiums an der TU Chemnitz

09.2000 Abschluss des Maschinenbaustudiums (Dipl. Ing.)

10.2000 - 05.2003Stipendiat am Institut für Allgemeinen Maschinenbau und

Kunststofftechnik der TU Chemnitz

seit 05.2003Studienreferendar am OSZ Maschinen- und Fertigungstechnik

Berlin Reinickendorf

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