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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-
zeichenEinheit Bezeichnung
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-
zeichenEinheit Bezeichnung
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]
4 2 Stand der Technik
• 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
2 Stand der Technik 5
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.
6 2 Stand der Technik
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
2 Stand der Technik 7
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
8 2 Stand der Technik
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 Stand der Technik 9
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
10 2 Stand der Technik
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 Stand der Technik 11
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.
12 2 Stand der Technik
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]
2 Stand der Technik 13
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
14 2 Stand der Technik
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]
2 Stand der Technik 15
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
16 2 Stand der Technik
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
– gering / schlecht � mittel + hoch / gut
* 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 Stand der Technik 17
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
18 2 Stand der Technik
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 + – –
– gering / schlecht � mittel + hoch / gut
* 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.
22 4 Unidirektionales Halbzeug
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.
4 Unidirektionales Halbzeug 23
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
24 4 Unidirektionales Halbzeug
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
Kennwert FH 1000 FV 10 D0
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 Unidirektionales Halbzeug 25
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.
26 4 Unidirektionales Halbzeug
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
Zugfestigkeit RxZ [MPa] 515,3 614,4
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
4 Unidirektionales Halbzeug 27
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.
28 4 Unidirektionales Halbzeug
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
4 Unidirektionales Halbzeug 29
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
30 4 Unidirektionales Halbzeug
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
4 Unidirektionales Halbzeug 31
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
32 4 Unidirektionales Halbzeug
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.
4 Unidirektionales Halbzeug 33
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.
34 4 Unidirektionales Halbzeug
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 Unidirektionales Halbzeug 35
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
5.3.1 Vorbemerkungen
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
(mit MAH)Flachsfasergehalt ϕFvo
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
(mit MAH)Flachsfasergehalt ϕFvo
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)
6 Großflächiges Bauteil 71
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
72 6 Großflächiges Bauteil
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-
6 Großflächiges Bauteil 73
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.
74 6 Großflächiges Bauteil
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
6 Großflächiges Bauteil 75
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
76 6 Großflächiges Bauteil
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
6 Großflächiges Bauteil 77
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.
78 6 Großflächiges Bauteil
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
6 Großflächiges Bauteil 79
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
80 6 Großflächiges Bauteil
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 Großflächiges Bauteil 81
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
82 6 Großflächiges Bauteil
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
6 Großflächiges Bauteil 83
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
84 6 Großflächiges Bauteil
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
6.4.3.1 Vorbemerkungen
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
6 Großflächiges Bauteil 85
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
86 6 Großflächiges Bauteil
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
6 Großflächiges Bauteil 87
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
88 6 Großflächiges Bauteil
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
6.5.1 Vorbemerkungen
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]
6 Großflächiges Bauteil 89
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
6.5.2.1 Vorbemerkungen
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]:
90 6 Großflächiges Bauteil
• 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
6 Großflächiges Bauteil 91
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
92 6 Großflächiges Bauteil
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:
6 Großflächiges Bauteil 93
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.
94 6 Großflächiges Bauteil
6.5.3 Detailliertes Modell
6.5.3.1 Vorbemerkungen
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 Großflächiges Bauteil 95
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
96 6 Großflächiges Bauteil
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 Großflächiges Bauteil 97
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.
98 6 Großflächiges Bauteil
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 Großflächiges Bauteil 99
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]).
100 6 Großflächiges Bauteil
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 65375 Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe: Prüfung von
unidirektionalen Laminaten und Gewebe-Laminaten Druckversuch,
Beuth Verlag, 09.1989
DIN 65380
Entwurf
Luft- und Raumfahrt: Faserverstärkte Kunststoffe Prüfung von
unidirektionalen Laminaten: Druckversuch quer zur Faserrichtung,
Beuth Verlag, 09.1991
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,
Beuth Verlag, 10.1989
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,
Beuth Verlag, 01.1998
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,
Beuth Verlag, 06.1998
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,
Beuth Verlag, 01.1998
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
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
Tab. 9.2: Polypropylen unverstärkte spritzgegossene Platten
Kennwert FH 1000 FV 10 D0
Zugfestigkeit RxZ [MPa] 30,47 27,95
Variationskoeffizient V [%] 0,9 0,5
Zug-E-Modul ExZ [GPa] 1,482 1,384
Variationskoeffizient V [%] 4,7 1,6
Dehnung bei max. Spn. εσmax [%] 8,13 9,32
Variationskoeffizient V [%] 3,1 2,9
Naturfasern
Tab. 9.3: Naturfasern Zugversuch 10 mm Einspannlänge
Kennwert Hanf VF 6Flachs
E0 Typ3
Faserbündeldurchmesser dfb [mm] 0,120 0,072
Variationskoeffizient V [%] 39,7 22,3
Zugfestigkeit RxZ [MPa] 515,28 614,40
Variationskoeffizient V [%] 47,85 33,6
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
9 Anlagenverzeichnis 117
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
Variationskoeffizient V [%] 22,7 46,2 46,6 23,8 50,5
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
118 9 Anlagenverzeichnis
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
9 Anlagenverzeichnis 119
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
Variationskoeffizient V [%] 2,8 3,3 3,1 3,2 1,4
Zug-E-Modul ExZ [GPa] 9,815 16,230 11,168 15,153 10,089
Variationskoeffizient V [%] 7,2 3,9 9,2 7,0 4,2
Dehnung εxσmax [%] 2,04 1,82 2,32 1,69 1,63
Variationskoeffizient V [%] 4,8 7,9 13,9 4,8 4,4
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 -
Variationskoeffizient V [%] 5,8 4,8 4,8 5,2 -
Dehnung εyσmax [%] 2,16 1,41 2,65 1,81 -
Variationskoeffizient V [%] 12,8 5,6 15,0 10,4 -
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
Variationskoeffizient V [%] 13,1 13,0
Druck-E-Modul E...D [GPa] 9,787 3,116
Variationskoeffizient V [%] 16,200 7,600
Dehnung bei max. Spannung εσmax [%] 2,68 4,68
Variationskoeffizient V [%] 18,1 17,3
120 9 Anlagenverzeichnis
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
Variationskoeffizient V [%] 2,5 9,7 5,4 1,8
Biege-E-Modul ExB [GPa] 8,441 13,450 9,383 13,392
Variationskoeffizient V [%] 6,0 8,1 5,9 9,6
Dehnung εxσmax [%] 3,10 2,66 2,97 2,56
Variationskoeffizient V [%] 8,0 7,2 20,5 6,1
Biegefestigkeit RyB [MPa] 49,34 62,84 29,10 60,78
Variationskoeffizient V [%] 8,9 4,0 4,9 5,0
Biege-E-Modul EyB [GPa] 3,079 3,209 2,294 2,946
Variationskoeffizient V [%] 6,4 9,3 2,6 8,5
Dehnung εyσmax [%] 3,60 2,94 3,60 3,30
Variationskoeffizient V [%] 0,6 6,7 0,7 7,2
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
9 Anlagenverzeichnis 121
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
Variationskoeffizient V [%] 10,0
Schubmodul Gxy [GPa] 1,470
Variationskoeffizient V [%] 13,5
Kennwerte Querkontraktionszahlen
Tab. 9.11:Querkontraktionszahlen | ϕvo = 0,5 Flachs | FH 1000 | ϑ = 0°
Kennwert Wert
Querkontraktionszahl νxy 0,467
Variationskoeffizient V [%] 11,6
Querkontraktionszahl νxz 0,355
Variationskoeffizient V [%] 13,0
122 9 Anlagenverzeichnis
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
9 Anlagenverzeichnis 123
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.
124 9 Anlagenverzeichnis
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
9 Anlagenverzeichnis 125
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
126 9 Anlagenverzeichnis
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
9 Anlagenverzeichnis 127
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)
128 9 Anlagenverzeichnis
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