Anforderungsgerechte, thermoplastische Preforms für den ...

Lehrstuhl für Polymere Werkstoffe - 2014

Anforderungsgerechte, thermoplastische Preforms für den Hochleistungsleichtbau

---------------------------------------------------------------------------

von der Fakultät für Ingenieurwissenschaften

der Universität Bayreuth

genehmigte Dissertation

zur Erlangung des Grades

Doktor-Ingenieur

vorgelegt von:

Dipl.-Ing. Sonja Seidel

aus Wolfsburg Fachgutachter: Prof. Dr.-Ing. Volker Altstädt (Betreuer)

Prof. Dr.-Ing. Gerhard Ziegmann

Für die Nutzung dieser Dissertationen gelten folgende rechtlichen Bestimmun-gen

- Die vorliegende Dissertation darf von der Universität Bayreuth frei im Internet angeboten werden. Eine weitere Verbreitung oder öffentliche Wiedergabe ist nicht gestattet und kann nur mit ausdrücklicher Genehmigung des Autors (Promovierten) geschehen.

- Die Vervielfältigung ist nur im Rahmen des privaten und eigenen wissen-schaftlichen Gebrauchs (§ 53 UrhG) erlaubt.

- Die Publikation darf nicht bearbeitet oder in anderer Weise verändert werden.

- Der Autor hat das Recht, sein Werk, auch auszugsweise, anderweitig verfüg-bar zu machen und zu verbreiten.

- Für den Inhalt des Dokuments ist allein der Autor verantwortlich.

- Die Dissertation wird vertrieben durch die TuTech Innovation GmbH, ISBN-Nr. 978-3-941492-87-5

This publication (dissertation) is subject to the following terms of use:

- The University of Bayreuth is entitled to give open access to this publication. Further publication or public broadcasting needs explicit authorization of the copyright owner (doctor).

- Copying is permitted only for private or the own scientific purposes of the per-son who performs copying (according to § 53 of the German Copyright Act). The copyright owner grants production of complete single copies of this publi-cation by means of a print on demand service.

- This publication may not be edited or changed otherwise.

- The copyright owner has got the right to publish or broadcast this publication as a whole or parts thereof elsewhere.

- The author is exclusively responsible for the content of this publication.

- The dissertation is sold by TuTech Innovation GmbH, ISBN-Nr. 978-3-941492-87-5

Vorwort

___________________________________________________________________________

II

Vorwort

Die vorliegende Arbeit entstand in den Jahren 2010 bis 2014 während meiner haupt-

beruflichen Tätigkeit bei der REHAU AG + Co. Während dieser Zeit hatte ich die Ge-

legenheit im Rahmen eines aus Mitteln des Freistaates Bayern sowie Mitteln der Eu-

ropäischen Union (EFRE) geförderten Forschungsprojektes zum Thema „Pressen

von großdimensionierten Hochleistungs-Leichtbaumodulen mit integriertem Spritz-

guss“ meine Dissertationsarbeit zur verfassen. In diesem Projekt waren neben der

REHAU AG + Co als Konsortialführer, die Neue Materialien Bayreuth GmbH als

gleichberechtigter Partner sowie die Werkzeugbau Karl Krumpholz GmbH & Co. KG

beteiligt.

Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. Volker Altstädt für die Übernahme des

Erstgutachtens. Sowohl ihm, als auch Herrn Prof. Dr.-Ing. Gerhard Ziegmann danke

ich für das Vertrauen in meine Forschungstätigkeiten, die anregenden Diskussionen

und die konstruktive Kritik, welche mich geprägt und meine persönliche Weiterent-

wicklung vorangetrieben hat.

Bei der REHAU AG + Co, Abteilung Research & Development, möchte ich mich für

die Unterstützung und die intensiven Diskussionen im Rahmen dieser Arbeit bedan-

ken. Mein besonderer Dank gilt Herrn Dr.-Ing. Franz-Georg Kind und Herrn Dr.-Ing.

habil. Peter Michel, die mir die Möglichkeit gegeben haben, im Rahmen des oben

genannten Projektes zu lernen und zu forschen und die mich stets unterstützt haben.

Seitens der Neuen Materialien Bayreuth GmbH gilt mein besonderer Dank Herrn

Dr.-Ing. Andreas Spörrer und Herrn Dipl.-Ing. Mathias Mühlbacher für den wissen-

schaftlichen Austausch und die konstruktiven Diskussionen. Darüber hinaus danke

ich Herrn Dr.-Ing. Andreas Spörrer und Herrn Dr.-Ing. Wolfgang Nendel,

TU Chemnitz, für die unentgeltliche Bereitstellung der Schnelllaufpressen für diverse

Abmusterungen im Rahmen meiner Promotion.

Den Materialherstellern Quadrant und Bond Laminates danke ich für die kostenlose

Bereitstellung der thermoplastischen Verbundmaterialien.

Vorwort

___________________________________________________________________________

III

Schließlich bedanke ich mich bei allen Studenten, die mit ihren Praktikums-, Bache-

lor- und Masterarbeiten zum erfolgreichen Abschluss dieser Arbeit beigetragen ha-

ben. Ebenso gilt mein Dank meinen Eltern, die mir die Möglichkeit zum Studieren

gegeben haben, immer an mich geglaubt und stets zu meiner Motivation beigetragen

haben. Meinem Ehemann danke ich für die Unterstützung, die er mir bei der Fertig-

stellung dieser Arbeit gegeben hat.

Kurzfassung

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

IV

Kurzfassung

Die vorliegende Arbeit untersucht ein innovatives Verfahren zur Herstellung endlos-

faserverstärkter, thermoplastischer Faserverbundbauteile für Automobilanwendun-

gen. Im Gegensatz zu üblichen thermoplastischen Fließpressverfahren werden unidi-

rektionale Tape-Materialien endkonturnah, schichtweise, lastgerecht, dreidimensional

aufgebaut und in einem Formpressverfahren konsolidiert. Dieses Fertigungsverfah-

ren ermöglicht die Bauteilherstellung im Minutentakt mit gleichzeitiger Funktionsin-

tegration durch langfaserverstärktes Spritzgussmaterial. Im Crashfall zeigen Bauteile

bedingt durch den schichtweisen, lastgerechten, dreidimensionalen Aufbau einen

optimalen Strukturzusammenhalt. Zudem kann bei identischem Energieabsorptions-

vermögen gegenüber vergleichbaren Stahlanwendungen das Bauteilgewicht um

mehr als die Hälfte reduziert werden.

Diese Erkenntnisse konnten durch Untersuchungen an unterschiedlich komplexen

Bauteilgeometrien nachgewiesen werden und im Anschluss auf ein reales Bauteil

übertragen werden. Anhand von Platten wird zunächst die Leitungsfähigkeit unidirek-

tionaler Verbundwerkstoffe gegenüber wirrglasfaser- und gewebeverstärkten Ver-

bundwerkstoffe aufgezeigt und an einer nächst komplexeren Geometrie, einem Hut-

profil bestätigt. An einem Probekörper in Form eines Pyramidenstumpfes wird die

mechanische Belastbarkeit, der nach dem innovativen Verfahren hergestellten Pro-

bekörper, bestimmt. Diese zeichnen sich gegenüber wirrglasfaser- und gewebever-

stärkter Materialien vor allem durch ihr hohes Energieabsorptionsvermögen über ei-

nen langen Eindringweg aus. Im Vergleich zu handelsüblichen Stahlanwendungen

sind diese Probekörper bei gleichem Energieabsorptionsvermögen 60 % leichter.

Abgerundet wird die Arbeit in dem eine mögliche Serienumsetzung zur Herstellung

dieser Bauteile mit Wanddicken von ca. 3 mm im Minutentakt aufgezeigt wird.

Abstract

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

V

Abstract

This study concerns investigating an innovative process for manufacturing continu-

ous fiber- reinforced thermoplastic composite components for automotive applica-

tions. Unlike the conventional thermoplastic impact extrusion process, this involves

using a near-net shape manufacturing technique to layer unidirectional tape materi-

als, load-specific and three-dimensional, and then consolidating them by compres-

sion molding. This production process makes it possible to manufacture components

in minute intervals and, at the same time, to integrate functions with long-fiber-

reinforced injection molding material. In crashes, their layered, load-specific three-

dimensional configuration enables such components to maintain their structure to the

optimum. In addition, whilst providing the exact same energy absorption capacity as

steel components, these components are less than half the weight.

These findings have been verified by trials on different complex component geome-

tries and then applied to an actual component. To begin with, the conductibility of

unidirectional composite materials was compared, using boards, to that of composite

materials reinforced with non-woven fabric or woven fabric, and then confirmed on

the more complex geometry of a hat profile. The mechanical strength of a test body

produced by this innovative process, in the shape of a truncated pyramid, is being

worked out. These materials stand out, in comparison to materials reinforced with

non-woven fabric or woven fabric, primarily in terms of their high energy absorption

capacity via a high penetration depth. With the same energy absorption capacity as

steel, these test bodies are 60 % lighter.

The study may be rounded off by producing these components in series, approx

3 mm thick, in minute intervals.

Inhaltsverzeichnis

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

VI

Inhaltsverzeichnis

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

2 Stand der Technik ........................................................................................ 3

2.1 Faser-Kunststoff-Verbunde ............................................................................ 3

2.1.1 Matrices ......................................................................................................... 3

2.1.2 Fasern ............................................................................................................ 5

2.1.3 Textile Halbzeuge .......................................................................................... 6

2.1.4 Faser-Matrix-Haftung ..................................................................................... 8

2.1.5 Festigkeit und Bruchformen eines unidirektional verstärkten FKV ................. 9

2.2 Pressen thermoplastischer Composites ....................................................... 11

2.2.1 Das GMT-Verfahren ..................................................................................... 11

2.2.2 Das D-LFT-Verfahren .................................................................................. 13

2.2.3 Pressen endlosfaserverstärkter thermoplastischer Halbzeuge .................... 14

2.3 Wickeltechnik ............................................................................................... 17

2.4 Zusammenfassung & Bewertung ................................................................. 19

3 Motivation, Zielsetzung und Aufbau der Arbeit ....................................... 24

3.1 Motivation .................................................................................................... 24

3.2 Zielsetzung und Aufbau der Arbeit ............................................................... 25

4 Systematische Charakterisierung entlang der Prozesskette ................. 29

4.1 Verwendete Werkstoffe ................................................................................ 30

4.2 Probekörpergeometrien ............................................................................... 34

4.2.1 Biegeprobe .................................................................................................. 35

4.2.2 Hutprofil ....................................................................................................... 35

4.2.3 Pyramidenstumpf ......................................................................................... 36

4.3 Probekörperherstellung ................................................................................ 37

4.3.1 Herstellungsverfahren .................................................................................. 37

4.3.2 Werkzeugtechniken ..................................................................................... 39

4.3.3 Materialzuschnitte und Lagenaufbauten ...................................................... 40

Inhaltsverzeichnis

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

VII

4.3.4 Aufheiztechnik .............................................................................................. 44

4.3.5 Anlagentechnik ............................................................................................ 46

4.4 Bauteiluntersuchungen ................................................................................ 47

4.4.1 Mechanische Untersuchungen an Biegeproben .......................................... 48

4.4.2 Mechanische Untersuchungen des Hutprofils .............................................. 48

4.4.3 Mechanische Untersuchung des Pyramidenstumpfes ................................. 50

4.5 Auswertung .................................................................................................. 51

4.5.1 Ebene Platte ................................................................................................ 52

4.5.2 Hutprofil ....................................................................................................... 57

4.5.3 Pyramidenstumpf ......................................................................................... 66

4.6 Vergleich der Energieabsorption schichtweise, lastgerecht, dreidimensional

aufgebauter Systeme mit konventionellen Stahlanwendungen .................... 84

4.7 Zusammenfassung ...................................................................................... 87

5 Übertrag der Ergebnisse in ein großserientaugliches

Fertigungsverfahren .................................................................................. 91

5.1 Beschreibung des Verfahrens ...................................................................... 92

5.2 Spezifikation des Ausgangsmaterials .......................................................... 95

5.3 Prepreg-Zuschnitt ........................................................................................ 98

5.4 Preform-Aufbau .......................................................................................... 101

5.4.1 Aufbau des Demonstratorbauteils .............................................................. 105

5.5 Greifer ........................................................................................................ 107

5.6 Preform-Erwärmung ................................................................................... 111

5.6.1 Viskosität und Kristallisationsgrad des Polyproylens in Abhängigkeit der

Temperatur ................................................................................................ 112

5.6.2 Berechnung der Preform-Erwärmung mittels vereinfachtem Ansatz .......... 116

5.6.3 Erwärmungsversuche im Konvektionsofen ................................................ 120

5.6.4 Vergleich Versuch und Simulation am Beispiel der konvektiven

Erwärmung................................................................................................. 121

5.6.5 Energieverbrauch bei konvektiver Erwärmung........................................... 122

5.7 Konsolidierung und Funktionalisierung ...................................................... 127

5.7.1 Maschinentechnische Voraussetzungen .................................................... 130

Inhaltsverzeichnis

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

VIII

5.7.2 Werkzeugtechnische Voraussetzungen ..................................................... 130

5.8 Zusammenfassung .................................................................................... 131

6 Zusammenfassung .................................................................................. 135

7 Ausblick .................................................................................................... 138

8 Quellenangaben ....................................................................................... 139

9 Anhang .......................................................................................................... i

9.1 Werte für die Steifigkeitsberechnung am Beispiel des PP-CF64 UD-Tapes .... i

9.2 Herleitung Formel 11, Seite 117 ..................................................................... ii

9.3 Wärmeübergangsberechnung........................................................................ ix

9.4 Lebenslauf ................................................................................................... xiii

9.5 Publikationen ............................................................................................... xiv

Abkürzungen und Formelzeichen

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

IX


Abkürzungen

BMC Bulk Moulding Compound

CAD Computer-Aided-Design

CF Kohlenstofffaser

C-Glas Glasfaser mit erhöhter Chemikalienbeständigkeit

CO2 Kohlenstoffdioxid

2D zweidimensional

3D dreidimensional

D-LFT LFT-Direktverfahren

DWG Dateiformat für technische Zeichnungen

DXF Drawing-Interchanged-File-Format (standardisiertes CAD-Format)

E-Glas Standard-Glasfaser

E-LFT LFT mit Endlosfaserprofilen

E-Modul Elastizitätsmodul

EP Epoxidharz

FE Fenite Elemente

FEM Fenite-Elemente-Methode

FIT-Hybrid Verfahren zur Herstellung von Hochleistungsverbundhohlrohren durch

Fluidinjektionstechnik

FKV Faser-Kunststoff-Verbund

Gew.% Gewichtsanteil in Prozent

GF Glasfaser

GMT glasmattenverstärkter Thermoplast

HM hochsteif

HT hochfest

LFT langfaserverstärkter Thermoplast

PA Polyamid

PEEK Polyetheretherketon

PF Polyphenolharz

PP Polypropylen


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

X

PPS Polyphenylensulfit

Prepreg preimpregnated material

r. F. relative Feuchte

R-Glas Glasfaser mit gesteigerter Feuchtebeständigkeit

S-Glas Glasfaser mit erhöhter Festigkeit

SMC Sheet Moulding Compound

UD unidirektional

Vol.% Volumenanteil in %

Einheiten

GPa Giga-Pascal

J Joule

kN Kilo-Newton

kW Kilowatt

kWh Kilowattstunde

MPa Mega-Pascal

N Newton

° Winkelweite in Grad

°C Temperatur in Grad Celsius

Ω Ohm

Formelzeichen

B Konstante

Bi Biot-Zahl

C Konstante

c Konstante

cp spezifische Wärmekapazität

D Konstante

d Probendicke

E E-Modul


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

XI

E∥ E-Modul in Faserrichtung

E⏊ E-Modul entgegen Faserrichtung

Fo Fourier-Zahl

G∥ Schubmodul in Faserrichtung

G⏊ Schubmodul entgegen Faserrichtung

h Dicke des Prüfkörpers

L Auflageabstand

q Eigenwerte

im System befindliche innere Wärmequelle

T Temperatur

t Zeit

TU Umgebungstemperatur

T0 Starttemperatur

v Prüfgeschwindigkeit

z Schichtdicke einer UD-Schicht

x,y,z Raumkoordinaten

α Temperaturleitfähigkeit

ε Dehnrate

θ dimensionslose Temperatur

λ Wärmeleitfähigkeit

ν∥ Querkontraktionszahl in Faserrichtung

ν⏊ Querkontraktionszahl entgegen Faserrichtung

ξ dimensionslose Dicke

ρ Dichte

φ Winkelmaß

Einleitung

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

1

1 Einleitung

Angesichts der fortwährenden Klimaschutzdiskussion und den damit einhergehenden

Gesetzen sind Automobilhersteller in der Pflicht, den CO2-Ausstoß ihrer Fahrzeuge

kontinuierlich zu verringern. So soll dieser bis 2020 für Neuwagen nur noch

95 Gramm pro gefahrenen Kilometer betragen [1, 2, 3, 4]. Bei Missachtung der vor-

geschriebenen Grenzwerte fallen für den Fahrzeughersteller teils immense Bußgel-

der an [1, 5].

Um die ehrgeizigen Ziele erreichen zu können, müssen neben den bestehenden

Maßnahmen zusätzlich neue Antriebstechnologien entwickelt und das Fahrzeugge-

samtgewicht reduziert werden. Dabei ist eine Reduzierung des Fahrzeuggesamtge-

wichtes um 100 Kilogramm gleichbedeutend mit einer Kraftstoffeinsparung von ca.

0,3 – 0,5 Liter pro 100 Kilometer bzw. einem um 10 – 13 Gramm pro Kilometer ver-

ringerten CO2-Ausstoß [1, 6, 7].

Die notwendigen Gewichtseinsparungen erfordern ein Umdenken der Automobilher-

steller. So müssen beispielsweise metallische Bauteile durch solche mit geringerer

Dichte, aber gleicher Festigkeit und Steifigkeit, ersetzt werden. Ein Trend hin zur

Substitution metallischer Werkstoffe durch Faser-Kunststoff-Verbunde (FKV) ist auf

Grund der damit einhergehenden Vorteile absehbar. FKV weisen neben ihrer hohen

Festigkeit und Steifigkeit bei gleichzeitig geringer Dichte ein hohes Leichtbaupotential

auf. Als weitere positive Eigenschaften sind ihr hohes Energieaufnahmevermögen,

ihre guten Dämpfungseigenschaften sowie ihre Korrosions- und Witterungsbestän-

digkeit hervorzuheben. Zudem erweisen sich vor allem thermoplastische Kunststoffe

wegen der Möglichkeit der Funktionsintegration gegenüber Metallen als besonders

attraktiv [8, 9, 10]. Beispiele hierfür sind im thermoplastischen Bereich GMT-

(glasmattenverstärkter Thermoplast) und LFT-Anwendungen (langglasfaserverstärk-

ter Thermoplast) [1]. In Anbetracht der zunehmenden Lastanforderungen und weiter-

hin notwendigen Gewichtsreduzierungen, auch im tragenden Fahrzeugbereich, ist

jedoch ein deutlicher Trend hin zu endlosfaserverstärkten Bauteilen zu verzeichnen

[3]. In diesem Bereich konnten duroplastische Systeme in den vergangenen Jahren

bereits zählbare Erfolge verzeichnen [11]. Aber auch thermoplastische Systeme, vor

Einleitung

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

2

allem mit Endlosfaserverstärkung, gewinnen auf Grund der Möglichkeit der schnelle-

ren Prozessführung zunehmend an Bedeutung.

Ein Nachteil, welcher endlosfaserverstärkten Thermoplasten den Durchbruch in die

Großserie bisher verwehrt, sind die nicht vorhandenen Simulationstools. Während

metallische Bauteile vollumfänglich im virtuellen Raum darstellbar sind, erfordern

Bauteile aus FKV einen experimentellen Nachweis, z. B. des Versagens-Verhaltens

im Crashfall. Dies widerspricht einer wirtschaftlichen und effizienten Großserien-

entwicklung und -fertigung. Zudem erfordern FKV angepasste Prozess- und Anlagen-

techniken, um deren Potentiale, vor allem endlosfaserverstärkter Systeme, zu nut-

zen. Beides gilt es in den kommenden Jahren zu entwickeln und auf diese Weise das

Vertrauen in die Werkstoffgruppe der endlosfaserverstärkten thermoplastischen FKV

auszubauen.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

3

2 Stand der Technik

2.1 Faser-Kunststoff-Verbunde

Faser-Kunststoff-Verbunde (FKV) bestehen mikroskopisch aus zwei Komponenten:

den Fasern und der Matrix. Als Matrix kommen Thermoplaste und Duroplaste zum

Einsatz. Als Fasern beispielsweise Glas-, Kohlenstoff- oder Aramidfasern, deren tex-

tile Ausführung (Gewebe, Gestrick, usw.) variiert. Die Verbindung beider Komponen-

ten führt zu einer Vielzahl unterschiedlicher Werkstoffkombinationen.

Verschiedene FKV werden nach Länge enthaltener Fasern klassifiziert. Kurzfaser-

verstärkte Kunststoffe enthalten Fasern einer Länge von 1 – 5 mm, langfaserver-

stärkte Kunststoffe Fasern einer Länge von 5 – 80 mm. Von einer Endlosfaserver-

stärkung wird ab einer Länge von wesentlich größer 50 mm gesprochen. Die Faser-

länge orientiert sich dabei an der jeweiligen Bauteildimension [12].

2.1.1 Matrices

Die Matrix übernimmt im FKV die Aufgabe der Kraftein- und Überleitung in die Faser,

sichert die Fasern in deren Lage und schützt diese vor Umgebungseinflüssen. Ei-

genschaften duroplastischer und thermoplastischer Matrixsysteme sind zusammen-

fassend in Tabelle 1 gelistet.

Der molekulare Aufbau thermoplastischer und duroplastischer Werkstoffe unter-

scheidet sich grundlegend. Während Duromere durch eine chemische Härtungsreak-

tion einen dreidimensional vernetzten, nicht mehr schmelzbaren Molekülaufbau auf-

weisen, erstarren Thermoplaste physikalisch und weisen eine zweidimensionale Mo-

lekülstruktur auf. Diese sind durch erneute Wärmezufuhr schmelzbar und dadurch

erneut verformbar oder recycelbar. Im Vergleich zu einem duroplastischen System

können bei thermoplastischen Systemen geringere Steifigkeiten, aber höhere

Zähigkeiten erzielt werden. Zudem zeigen thermoplastische Systeme bis zum Bruch

vor allem eine wesentlich höhere Dehnung. Nachteilig hingegen wirkt sich die ver-

stärkte Kriechneigung thermoplastischer Werkstoffe aus. Bezogen auf die Dauertem-

peraturbeständigkeit sind beide Werkstoffe vergleichbar, wobei diese Eigenschaft

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

4

stark von der Art des eingesetzten Matrixmaterials abhängt (z. B. Epoxidharz oder

Vinylharz, Polypropylen oder Polyamid).

Tabelle 1: Eigenschaften von Thermo- und Duroplasten [9, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22]

Thermoplast Duroplast

Dichte1

im Allgemeinen niedriger als bei duroplastischen Systemen

z. B. PP (gefüllt) = 1,3 g/cm³, PA (gefüllt) = 1,4 g/cm³ [13]

höher als bei thermoplasti-schen Systemen

z. B. PF (gefüllt) = 1,4 g/cm³, EP (gefüllt) = 2,0 g/cm³ [13]

Recycling möglich (Regranulierung) eingeschränkt möglich (Ver-wendung als Füllstoff z.B. im

Straßenbau)

Kriechneigung hohe Kriechneigung bei

ungefüllten Thermoplasten geringe Kriechneigung

Bruchverhalten duktil spröde

Dauergebrauchstemperatur*

ähnlich, jedoch stark abhängig vom eingesetzten System (z.B. EP- oder PF-Harz, Polypropylen oder Polyamid)

Verarbeitung in Bezug auf die Prozessdauer/mögliche

Losgröße

kurze Zykluszeiten – tauglich für den Großserieneinsatz

GMT- und LFT-Verarbeitung: bei

Wanddicken bis 3 mm ca. 60 Sekunden

mittlere bis lange Zykluszeiten auf Grund der chemischen

Härtung – tauglich für kleine bis mittlere Serien

> 5 Minuten [20, 21, 22]

Verformbarkeit nach Aus-härtung

mehrfach möglich – schmelzbar nicht möglich

Fügbarkeit gegeben – z.B. thermisch durch

Schweißen begrenzt – lediglich durch Kle-

ben möglich

Erstarrung physikalisch chemisch

*Werte stark abhängig vom eingesetzten Polymer

Im Verarbeitungsprozess weisen Thermoplaste gegenüber Duroplasten Vorteile in

der Verarbeitungsgeschwindigkeit auf. Letztere sind für den Einsatz in kleinen bis

mittleren Serien geeignet, während Thermoplaste für die Bauteilherstellung in Groß-

serie tauglich sind.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

5

2.1.2 Fasern

Fasern werden im FKV als Verstärkungskomponente eingesetzt. Dabei bestimmen

deren Art, deren Anordnung, deren Faservolumenanteil, deren Orientierung sowie

deren Imprägnierung und deren Länge maßgeblich die Mechanik des Endproduktes

[23]. Häufig verwendete Fasern und deren Eigenschaften sind in Tabelle 2 aufgelis-

tet:

Tabelle 2: Verstärkungsfasern und deren Eigenschaften [8, 23, 24, 25, 26, 27]

Glasfaser Kohlenstofffaser Aramidfaser

S-

Glas E-

Glas C-

Glas R-

Glas HM-

Faser HT-

Faser Aramid HM

Dichte [g/cm³] 2,5 2,5 2,5 2,5 1,9 1,75 1,45

Zugfestigkeit || [MPa] 3400 – 4500

2400 – 3400

2400 3600 1750 – 2450

2500 – 3600

2880 – 3800

Zug E-Modul || [GPa] 88 – 90

73 – 80

70 86 400 – 500

240 100 – 135

Bruchdehnung [%] 5 – 5,7 3 – 4,5 4,8 4,2 0,35 –

0,7 1,27 –

1,5 2,1 – 2,8

Feuchtigkeitsauf-nahme [%] bei 20 °C

und 65 % r. F. < 0,1 < 0,1 3,5

Erweichungstempe-ratur [°C]

980 850 750 980 – – –

spez. el. Widerstand [Ω

.cm]

1014

bis 1015

10-3

bis 10-4

1015

nicht leitend elektrisch leitend nicht leitend

Faser-Eigenschaften isotrop anisotrop anisotrop

Preis [€/kg] 1

~ 6 €/kg

~ 1,3 €/kg ~ 21 €/kg

HM – hochsteif Stand November 2013 HT – hochfest

Von den in Tabelle 2 aufgeführten Fasern hat die E-Glasfaser in der

Polymerverarbeitung auf Grund ihres auffallenden Preis- und Leistungsverhältnisses

und der Verfügbarkeit die größte Bedeutung [28]. Eine untergeordnete Rolle im Be-

reich Automobil spielen die Aramid- und Kohlenstofffasern. Letztere finden ihren

überwiegenden Einsatz im Bereich der Luft- und Raumfahrttechnik [25, 26].

1 gemittelte Werte aus div. Lieferantenanfragen – Angebot und Nachfrage bestimmen den Preis -

Stand 11/2013

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

6

Glasfasern haben im Gegensatz zu Kohlenstoff- und Aramidfasern isotrope Werk-

stoffeigenschaften. Darüber hinaus weisen diese eine im Vergleich hohe Bruchdeh-

nung auf. Die Kohlenstofffaser ist vor allem wegen ihres hohen E-Moduls auffällig

und wird hauptsächlich in Systemen eingesetzt, bei denen eine hohe Bauteilsteifig-

keit erforderlich ist.

Aramidfasern überzeugen auf Grund der hohen Schlagfestigkeit, weshalb sie häufig

im sicherheitsrelevanten Bereich eingesetzt werden. Negativ wirkt sich hingegen das

Bestreben der Faser zur Feuchtigkeitsaufnahme aus.

Neben der Art verwendeter Fasern ist gleichermaßen deren Faserdurchmesser ent-

scheidend. So sinkt bei zunehmendem Faserdurchmesser, verursacht durch eine

größere Anzahl Fehlstellen im Querschnitt, die Festigkeit der Faser. Abbildung 1

zeigt den Zusammenhang am Beispiel eines Glasfaser-Filamentes.

Abbildung 1: Zugfestigkeit eines Glasfaser-Filamentes in Abhängigkeit des Faserdurchmes-

sers [29]

2.1.3 Textile Halbzeuge

Fasern werden in einem nächsten Schritt zu flächigen textilen Halbzeugen verarbei-

tet. Diese werden weiterführend mit einer Matrix imprägniert und nachfolgend als

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

7

Halbzeuge für die verschiedenen thermoplastischen Press- und Legeprozesse be-

reitgestellt. Abbildung 2 gibt eine Übersicht.

Abbildung 2: Textile Flächengebilde [32]

Bedeutende textile Halbzeuge in der Automobilindustrie sind Vliese, Gewebe und

Gelege. Als Vliese bezeichnet werden flächige Halbzeuge mit wirr angeordneten Fa-

sern einer Länge von 25 – 30 mm. Die Fasern werden chemisch mittels Binder bzw.

mechanisch mittels Stepp-Technik fixiert. Im Verbund mit einem Matrixmaterial sind

Faservolumenanteile von maximal 20 – 30 % realisierbar. Resultierende Festigkeiten

und Steifigkeiten der Halbzeuge sind auf Grund der wirren Faseranordnung sowie

der kurzen Faserlänge gering. [10, 30]

Gewebe sind aus rechtwinklig sich kreuzenden Rovings aufgebaut. Durch diesen

Aufbau ergibt sich eine bidirektionale Verstärkungswirkung. Darüber hinaus lassen

sich trockene Halbzeuge einfach handeln und gut drapieren. Einzelne Gewebe-Arten

unterschieden sich in der Anordnung von Kett- und Schussfäden zueinander (z.B.

Köperbindung, Atlasbindung, Satinbindung). Im Verbund mit einem Matrixmaterial

sind Faservolumenanteile von maximal 30 – 50 % realisierbar. Bei der Verwendung

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

8

von Geweben ist im Vergleich zu einem Gelege, auf Grund der Ondulation in den

Knotenpunkten und der dadurch nicht vollständig gestreckten Fasern, mit einer etwa

20 % verminderten Mechanik zu rechnen. [10, 32, 33]

Gelege überzeugen vor allem durch eine optimale Ausnutzung der mechanischen

Faser-Eigenschaften. Ermöglicht wird dies durch einen ondulationsfreien Aufbau ein-

zelner Faserlagen im Endbauteil. Im Verbund mit einem Matrixmaterial (z. B. einem

UD-Tape) sind Faservolumenanteile von maximal 70 % realisierbar. [10, 32, 33]

2.1.4 Faser-Matrix-Haftung

Eine gute Haftung zwischen Faser und Matrix ist Voraussetzung für eine optimale

Mechanik eines FKV. Ist diese nicht gegeben, können auftretende Kräfte nicht von

der Matrix in die Faser eingeleitet werden [8, 34, 35]. Es kommt im Belastungsfall zu

verminderten Verbundfestigkeiten, da beispielsweise die Festigkeit der Fasern nicht

ausgenutzt werden kann [36, 37].

Die Haftung beider Komponenten wird im FKV durch den Einsatz von Haftvermittlern,

sog. Schlichten bzw. eines sog. Faserfinishs, erreicht. Die Abstimmung erfolgt glei-

chermaßen auf die Faser, als auch auf die Matrix.

Glasfasern haben auf ihrer Oberfläche eine geringe Menge reaktiver Hydroxylgrup-

pen. Mit Hilfe dieser können die als Schlichte eingesetzten Organosilane, z. B. über

Wasserstoffbrücken, Bindungen eingehen. Die Anbindung der Matrix an die Schlichte

erfolgt durch weitere funktionelle Gruppen der Organosilane. Diese werden so ge-

wählt, dass eine möglichst hohe Reaktivität gegenüber der Matrix gewährleistet ist.

Es gilt: je polarer die Matrix, desto besser die Anbindung an die funktionellen

Organosilan-Gruppen. Im Falle unpolarer Matrices werden weitere Zusätze benötigt,

welche diese polaren Gruppen beinhalten und mit der Matrix reagieren. Beim Matrix-

werkstoff Polypropylen wird häufig Maleinsäureanhydrid als zusätzlicher Haftvermitt-

ler eingesetzt. [8]

Kohlenstofffasern haben auf ihrer Oberfläche eine Vielzahl reaktiver Gruppen. Diese

erleichtern eine Anbindung der Matrix an die Fasern. Dennoch werden zur Verbesse-

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

9

rung der Faser-Matrix-Haftung im Bereich thermoplastischer FKV häufig Polyurethan-

Schlichten eingesetzt. Bei unpolaren Matrices ist ebenfalls ein zusätzlicher Haftver-

mittler erforderlich. [8]

Problematisch zeigt sich die Anwendung diverser Schlichten bei Verwendung von

hochtemperaturbeständigen Thermoplasten. Diese unterliegt während der Imprägnie-

rung, auf Grund der hohen notwendigen Temperaturen, einem starken Abbau. Die

Faser-Matrix-Haftung der Halbzeuge verschlechtert sich. [38]

2.1.5 Festigkeit und Bruchformen eines unidirektional verstärkten FKV

Die größte Festigkeit besitzt ein endlosfaserverstärkter Kunststoff bei Belastung in

Faserrichtung. Senkrecht liegende Fasern schwächen den Verbund. Die Festigkeit ist

niedriger, als die einer unverstärkten Matrix. Beim Aufbau eines Laminates in unter-

schiedliche Richtungen, zum Beispiel 0°/90°, überlagern sich unterschiedliche Fes-

tigkeitseigenschaften. Wird ein derartiges Laminat auf Zug beansprucht, führen senk-

recht zur Belastungsrichtung liegende Fasern zu einem vorzeitigen Versagen

(Querriss). Längs verlaufende Fasern besitzen hingegen weiterhin ihre Tragfähigkeit.

Jeder Querriss führt im Verbund zu einer Schwächung des Laminats. Die Gesamt-

steifigkeit fällt geringfügig ab. Die Steigung der Spannungs-Dehnungs-Kurve verrin-

gert sich minimal. Wegen der großen Riss-Anzahl erfährt die Spannungs-Dehnungs-

Kurve jedoch eine Rundung, die als Knie bezeichnet wird. Im weiteren Kurvenverlauf

wird der Anstieg durch die noch intakten Bereiche in Faserrichtung bestimmt. Abbil-

dung 3 zeigt die Abhängigkeit.

Der Wert der Zugfestigkeit hängt dabei im Wesentlichen vom Faservolumengehalt

des Laminates ab. So ergibt sich mit einem Anstieg des Faservolumengehaltes ein

Anstieg der Festigkeit und Steifigkeit. Die Druckfestigkeit eines Laminates ist wegen

der deutlich größeren Verformung der Matrix im Gegensatz zur Faser gering. Die

Faser knickt aus. Ein Versagen auf Grund reiner Druckbelastung ist bei FKV jedoch

unwahrscheinlich. Es tritt vielmehr ein Stabilitätsversagen bzw. Schubknicken oder in

den meisten Fällen ein Zwischenfaserbruch als Grenzflächenversagen auf [10]. Ab-

bildung 4 zeigt Spannungen und daraus resultierende Bruchformen an UD-

Laminaten.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

10

Abbildung 3: Das Knie bei Belastung in und senkrecht zur Faserrichtung [8]

Abbildung 4: Spannungen und typische Bruchformen an einem UD-Verbund-Element [39]

Faserbruch tritt bei hohen Zugbelastungen oder spröder Matrix in Faserrichtung auf.

Zwischenfaserbrüche entstehen quer zur Matrix und haben unterschiedliche Ursa-

chen, wie zum Beispiel einen Zug quer zur Faserrichtung oder das Einwirken einer

Schubbeanspruchung. Eine gute Faser-Matrix-Haftung ist entscheidend für eine gute

Kraftübertragung. Ist diese nicht gegeben, können Kräfte zwischen Faser und Matrix

nicht übertragen werden, die Folge sind Grenzflächenablösungen. Bei Belastung in

Faserrichtung führen diese zum Faserauszug, entgegen der Faserrichtung zu Riss-

bildungen in der Matrix. Daraus resultiert ein frühzeitiges Versagen der betroffenen

Laminat-Schicht.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

11

2.2 Pressen thermoplastischer Composites

Die nachfolgenden Kapitel beschreiben thermoplastische Fertigungsverfahren, be-

gonnen bei der Verarbeitung kurz- und langglasfaserverstärkter Thermoplaste, bis

hin zur Verarbeitung endlosfaserverstärkter Systeme, in folgender Reihenfolge:

GMT-Verfahren

LFT-Verfahren

Pressen endlosfaserverstärkter thermoplastischer Halbzeuge

Thermoplastische Wickeltechnik

Ziel ist es, Verfahrensparameter und die in Abhängigkeit des Ausgangsmaterials an-

steigende mechanische Performance der Endbauteile darzustellen.

2.2.1 Das GMT-Verfahren

Im GMT-Verfahren werden mit thermoplastischer Matrix imprägnierte Vliese und Mat-

ten in Form von Platten in einem thermoplastischen Fließpressverfahren verarbeitet.

i) Prozessbeschreibung

Je nach Art des Endproduktes kommt das Verfahren des Form- bzw. des Fließpres-

sens zum Einsatz. Im Falle des Formpressens ist das Endprodukt groß und hat eine

geringe, gleichbleibende Wanddicke. Der GMT-Zuschnitt entspricht von seiner Ab-

wicklung und Dicke der Größe des späteren Bauteils. Die durch das Erwärmen auf-

gequollene Formmasse wird beim Schließen des Werkzeuges in die ursprünglich

komprimierte Form zurückgebracht. Fließvorgänge, Orientierung, Anreicherungen

und Verarmungen von Glasfasern treten lediglich im geringen Maße auf [40]. Kommt

hingegen das Verfahren des Fließpressens zum Einsatz, entspricht der GMT-

Zuschnitt vom Gewicht dem späteren Bauteil, ist von den Abmaßen jedoch kleiner.

Es treten Fließvorgänge, Orientierungen, Anreicherungen und Verarmungen von

Glasfasern auf [26, 40]. Das Verfahren kommt für Bauteile mit wechselnden Wanddi-

cken, Stegen oder bei Einbettung von Metallteilen zum Einsatz [40].

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

12

ii) Prozessskizze:

Abbildung 5 zeigt eine Prozessskizze des GMT-Verfahrens.

Abbildung 5: Prozess-Skizze des GMT-Verfahrens

iii) Prozessparameter und werkzeugtechnische Voraussetzungen

GMT-Halbzeuge müssen vor dem Einlegen in das Werkzeug mittels IR- oder Heiß-

luftöfen auf die notwendige Prozesstemperatur von 200 – 220 °C (bei Polypropylen)

[41] erwärmt werden. Das spätere Fließpressen der Halbzeuge erfolgt in einem

Tauchkantenwerkzeug mit jeweils geregelten Druckaufbauzeiten, hohen Schließge-

schwindigkeiten und exakter Parallelität [40]. Die notwendigen bauteilspezifischen

Prozessdrücke liegen im Falle des Fließpressens bei ca. 200 bar [26, 40, 41, 42]. Die

Werkzeugtemperatur wird zwischen 20 und 80 °C eingestellt [42, 30, 41]. Die

Schließgeschwindigkeit der Presse beläuft sich auf ca. 600 – 800 mm/s [41, 43]. Die

Prägung erfolgt kurz vor dem Schließen der Presse mit Geschwindigkeiten von bis zu

80 mm/s [43]. Das GMT-Verfahren erlaubt die Bauteilherstellung in einer Zykluszeit

von unter 60 Sekunden [30, 41].

iv) Anwendungsbereiche

Das GMT-Verfahren wurde 1978 im Automobilmarkt eingeführt [42]. Gegenüber ei-

nem nicht verstärkten Kunststoff-Bauteil ergibt sich durch die eingebrachten Schnitt-

glasfasern eine verbesserte Mechanik. Erreichbare E-Moduli eines schnittglasfaser-

verstärktem Polypropylen-Materials liegen bei ca. 8 GPa. Der Einkaufspreis pro kg

Material aktuell bei ca. 2,7 €/kg [44]. Im Vergleich dazu kostet reines Polypropylen

ca. 1 €/kg pro Kilogramm bei einem E-Modul von 1,3 GPa [45]. Anwendungsbereiche

sind Unterbodenverkleidungen, Radhausschalen und Frontendträger.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

13

v) Verfahrensvariation

An Stelle des GMT-Materials kommen für Bauteile mit geringer Formkomplexität und

geringen Fließwegen, aber erhöhten mechanischen Anforderungen, GMTex®-

Materialien zum Einsatz [46, 47, 48]. Bei diesem Material handelt es sich um eine

Kombination aus gewebe- und wirrfaserverstärktem Thermoplast.

Im Bereich der Duromer-Verarbeitung ist das SMC-Pressverfahren bekannt. Auf

Grund der vergleichbaren Faserlängen und der Matrixverteilung überschneiden sich

Produktbereiche mit denen des GMT-Verfahrens.

2.2.2 Das D-LFT-Verfahren

Das D-LFT-Verfahren wird den Fließpressverfahren zugeordnet und beinhaltet so-

wohl einen Extrusions- als auch einen Fließpressprozess.

i) Prozessbeschreibung:

Beim D-LFT-Verfahren wird das Matrixmaterial in einem Extruder aufgeschmolzen

und homogenisiert, bevor am Ende der Plastifiziereinheit das Fasermaterial hinzuge-

fügt wird. Auf diese Weise werden die Fasern lediglich einer kurzzeitigen Scherbelas-

tung ausgesetzt und behalten so nahezu ihre Ausgangslänge. Das Faser-Matrix-

Plastifikat wird vom Extruder direkt auf ein Förderband gegeben und läuft mit diesem

durch einen beheizten Tunnel. Ein am Ende der Förderstrecke befindliches Schneid-

system teilt das Plastifikat in die für den Pressvorgang benötigte Größe. Ein nachfol-

gender Greifer nimmt den Abschnitt äquivalent zum GMT-Verfahren auf und übergibt

diesen an die Presse. Fließvorgänge führen zur Füllung der Kavität. Im Bauteil erge-

ben sich zwei unterschiedliche Zonen: der Einlege- und der Fließbereich (Abbildung

6). Dabei repräsentiert der erst genannte Bereich die Stelle, an der das Plastifikat

abgelegt wird und der zuletzt genannte Bereich die freie Kavität, in die das Material

während des Pressen hineinfließt.

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

14

Abbildung 6: Ultraschallbild vom Einlegebereich (links) und Fließbereich (rechts) [26]

Die sich ergebenden prozessbedingten Faserorientierungen im Bauteil führen zu

anisotropen Bauteileigenschaften und zu daraus resultierenden Bauteilverzügen. Ar-

beiten von Radtke [49] und Eckhardt [50] bestätigen, dass die Anisotropie umso grö-

ßer wird, je länger der Fließweg ist.

ii) Prozessparameter und Anwendungsbereiche

Prozessparameter und Anwendungsbereiche, mechanische Kenndaten und Kosten

überschneiden sich mit dem Pressen glasmattenverstärkter Thermoplaste (GMT).

iii) Verfahrensvariation

Als Verfahrensvariation bietet das E-LFT-Verfahren zudem die Möglichkeit der parti-

ellen Versteifung stark beanspruchter Bereiche mit endlosfaserverstärkten Materia-

lien. Im Bereich der Duromer-Verarbeitung ist das BMC-Pressverfahren bekannt. Auf

Grund der realisierbaren Faserlängen und der Matrixverteilung überschneiden sich

Produktbereiche mit denen des LFT-Verfahrens.

2.2.3 Pressen endlosfaserverstärkter thermoplastischer Halbzeuge

Beim Pressen endlosfaserverstärkter thermoplastischer Bauteile wird ein erwärmter,

zweidimensionaler, der Bauteilabwicklung entsprechender Materialzuschnitt unter

Druck und Temperatur zu einer dreidimensionalen Endkontur umgeformt. Die Um-

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

15

formung erfolgt, abhängig vom gewählten Verfahren, mit oder ohne Funktionsintegra-

tion durch Spritzguss.

i) Verfahren

Verfahrensbeispiele liefert einerseits das Projekt SpriForm, eine Kombination aus

Spritzgießen und Formpressen [51]. In diesem Projekt werden gewebeverstärkte

thermoplastische Materialien durch formgebende Elemente der Patrize in der Matrize

drapiert und in einem anschließenden Prozess im gleichen Werkzeug durch Spritz-

guss funktionalisiert. Andererseits hat die Fiberforge GmbH für die Verarbeitung end-

losfaserverstärkter, thermoplastischer Halbzeuge eine RELAY®-Station entwickelt,

welche thermoplastische UD-Tapes mit einer Breite von 25 bis 150 mm und einem

Durchsatz von 60 kg/h bis ca. 70 kg/h zweidimensional, lastgerecht und

verschnittoptimiert ablegt [52]. Das Heften der einzelnen Lagen zueinander erfolgt

mittels Ultraschall. Die weitere Verarbeitung der UD-Gelege erfolgt gemäß Stand der

Technik mit oder ohne vorherige Konsolidierung. Die jeweiligen Halbzeuge werden

erwärmt und durch Umformung in ihre endgültige Form gebracht. Eine Funktionsin-

tegration durch Spritzguss ist nicht vorgesehen, kann jedoch in einem nachgeschal-

teten Verfahrensschritt angeschlossen werden. Gepresste, nicht funktionalisierte

Bauteile müssen nach Entformung nachgearbeitet werden [53].

ii) Prozessskizze

Abbildung 7 zeigt den Verfahrensablauf am Beispiel des von der Fiberforge GmbH

aufgezeigten Prozesses.


Bei der Umformung zweidimensionaler Zuschnitte kommt es zu Faltenbildungen und

Faserverschiebungen. Die erreichbare Bauteilkomplexität ist gering. Zur Minimierung

von Faltenbildung wird im Projekt SpriForm auf Voreiler [54] zurückgegriffen. Derarti-

ge in der Patrize eingebrachte Elemente drapieren das erwärmte Organoblech ent-

sprechend der komplexen Kontur und geben diesem beim Abformen in die Matrize

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

16

die Chance des Nachlaufens. Erst nach finaler Formgebung des Einlegers schließt

das Werkzeug komplett und der Spritzguss-Prozess kann beginnen.

Typische Werkzeugtemperaturen für die Umformung der erwärmten Einleger liegen

im Falle des Matrixwerkstoffes Polyamid bei 120 °C. Der für die Umformung benötig-

te Drapierdruck liegt bei 40-60 bar. Die Zykluszeit für die Herstellung eines Bauteils

mit bis zu 3 mm Wanddicke liegt bei etwa 60 Sekunden. [55, 56]

Abbildung 7: Umformen thermoplastischer UD-Gelege


Mit diesem Verfahren hergestellte Teile zeigen gegenüber den aus Schnittfasern be-

stehenden Bauteilen ein nochmals erhöhtes Eigenschaftsprofil. Dabei können beim

Einsatz eines glasfasergewebeverstärkten Materials mit einem Faservolumengehalt

von 35 % E-Moduli von ca. 20 GPa erreicht werden [57]. Beim Einsatz eines gleich-

wertigen UD-Tapes hingegen E-Moduli bis 28 GPa [58]. Preislich hingegen liegen

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

17

beide Materialien mit derzeit ca. 5 €/kg gleich auf [57, 58]. Sie eignen sich für den

Einsatz an Querträgern, Frontendträgern und tragenden Elementen der Türunter-

struktur.

v) weitere Verfahren

Ein weiteres umformendes Verfahren ist beispielsweise das In-Mould-Forming [59,

60]. Das FIT-Hybrid-Verfahren stellt eine Erweiterung dar und beinhaltet zusätzlich

die Funktionsintegration durch Gasinnendruck. [61]

2.3 Wickeltechnik

Die Wickeltechnik wird zur Herstellung rotationssymmetrischer Bauteile eingesetzt

[26]. Ausgangsmaterialien sind schmale UD-Tape-Bänder (ca. 10 mm), welche je

nach Lastfall in verschiedenen Winkeln auf dem Wickelkern abgelegt und angedrückt

werden.

i) Prozessbeschreibung

Bei der Bauteilherstellung werden schmale UD-Tape-Bänder von einer Vorratsspule

mit integrierter Bandbremse abgezogen und in einen Vorwärmtunnel überführt. Vor

dem Ablegen auf dem temperierten Wickelkern ist eine weitere Wärmequelle instal-

liert. Diese erwärmt sowohl das neu aufzubringende Material, als auch das bereits

auf dem Wickelkern abgelegte Material auf die notwendige Konsolidierungstempera-

tur. Die Konsolidierung der Materialschichten erfolgt im letzten Schritt mittels einer im

Prozess integrierten Andruckrolle. [26, 32]

ii) Prozessskizze

Abbildung 8 zeigt in einer Skizze das Vorgehen bei der Herstellung thermoplastischer

Wickelkörper:

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

18


Die unidirektionalen Bänder können durch die mehrachsigen Anlagen in unterschied-

lichen Winkeln von 15° bis 88° und Prozessgeschwindigkeiten von 5 bis 40 m/min

auf dem Wickelkern abgelegt werden. Bei lasergestützter Erwärmung und bei Er-

wärmung durch eine offene Flamme können Prozessgeschwindigkeiten bis zu

140 m/min erreicht werden [62]. Zur Erreichung einer optimalen Bauteilqualität wer-

den jedoch Wickelgeschwindigkeiten von ca. 5 m/min empfohlen [63]. Dabei können

Prepregs mit einer Breite von 3 mm bis 500 mm verarbeitet werden. Übliche Bauteil-

abmessungen liegen bei einem Bauteildurchmesser von bis zu 1 m und einer Bauteil-

länge von bis zu 5 m. [26]


Das Verfahren wird ausschließlich zur Herstellung rotationssymmetrischer Bauteile

verwendet. Beispiele hierfür sind: Rohrsysteme für den Transport flüssiger und gas-

förmiger Stoffe sowie Drucktanks für hochbelastete Systeme, z. B. Wasserstofftanks.

[26]

v) Verfahrensvariation

Je nach Anwendungsbereich und Einsatzort der Bauteile werden die Wickelkörper

mit duro- bzw. thermoplastischen endlosfaserverstärkten Ausgangsmaterialien her-

Abbildung 8: Prinzipskizze einer thermoplastischen Wickelanlage [26]

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

19

gestellt. Letztere sind auf Grund der geringen erzielbaren Zykluszeiten (30 Minuten

bei einer Mantelfläche von ca. 16 m², einer Tapebreite von 100 mm und einer abzu-

legenden Materialdicke von 2 mm), ihrer Recycelbarkeit sowie der besseren erzielba-

ren Mechanik im Endbauteil für diesen Prozess besonders attraktiv [26].

Als Abwandlung ist das Tape-Legen aufzuführen. Dabei wird das erwärmte Material

mittels eines die Bauteilkontur abfahrenden Legekopfes schichtweise auf einem tem-

perierten Legekern aufgebaut.

2.4 Zusammenfassung & Bewertung

Kapitel 2 stellt eine Auswahl verschiedener thermoplastischer Pressverfahren vor.

Dabei zeichnen sich sowohl das GMT- als auch das LFT-Verfahren durch einen ho-

hen Automatisierungsgrad sowie durch die erreichbaren Zykluszeiten von ca. 60 Se-

kunden pro Bauteil aus. Auf Grund der im Matrixmaterial befindlichen Kurz- bzw.-

Langfasern bewähren sich nach diesem Verfahren gefertigte Bauteile im Vergleich zu

einem unverstärkten Bauteil bei gleichen Festigkeits- und Steifigkeitseigenschaften

durch ihren Gewichtsvorteil. Das Verfahren des Fließpressens birgt jedoch Nachteile

hinsichtlich der Faserorientierung im Endbauteil (Abbildung 6). So kommt es zur Um-

orientierung der Fasern entlang der Fließwege und in Werkzeugrandbereichen. Bei-

de Verfahren stellen einen Kompromiss zwischen Wirtschaftlichkeit und verbesserter

Bauteilmechanik dar.

Auch das Pressen endlosfaserverstärkter thermoplastischer Halbzeuge zeichnet sich

in ausgewählten Verfahren durch einen hohen Automatisierungsgrad aus. Im Projekt

SpriForm beispielsweise kann eine Zykluszeit von 55 Sekunden pro Bauteil [56] er-

reicht werden (Wandstärke 2 – 2,5 mm). Dabei erhöhen sich durch den Einsatz end-

losfaserverstärkter thermoplastischer Gewebe bzw. Gelege die mechanischen

Kennwerte des Endbauteils bei gleicher Wandstärke gegenüber einem GMT- bzw.

D-LFT-Bauteil nochmals. Dies ist vor allem mit der Faserlänge im Endbauteil

(>> 50 mm) sowie den maximal erreichbaren Faservolumengehalten von 50 % be-

gründbar. Da die Endbauteile jedoch durch einen thermoplastischen Umformprozess

hergestellt werden, ist die erreichbare Formkomplexität durch Faltenbildungen, Fa-

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

20

serverschiebungen und Faserbrüche im Einleger begrenzt. Ein Randabschluss und

damit der Verzicht auf eine Nacharbeit im Rahmen der Konfektion sind bei nachfol-

gendem Spritzgussprozess im gleichen Werkzeug realisierbar.

Das in Kapitel 2.3 beschriebene Verfahren der thermoplastischen Wickeltechnik ist

ein hochpräzises, automatisiertes Verarbeitungsverfahren für endlosfaserverstärkte

UD-Tape-Bänder. Die erreichbaren mechanischen Kennwerte eines nach diesem

Verfahren hergestellten Bauteils übertreffen die der nach einem thermoplastischen

Pressverfahren hergestellten Bauteils nochmals. Grund hierfür ist die exakt ausge-

führte, ondulationsfreie Faserablage in jeder Umfangswicklung.

Abbildung 9 zeigt, dass mit steigender Faserlänge die normierten Festigkeits-, Steif-

igkeits- und Schlagzähigkeitseigenschaften von Faserverbundkunststoffen ansteigen.

Abbildung 10 zeigt zusammenfassend das Portfolio der FKV-Verarbeitungsverfahren.

Es ist ersichtlich, dass Festigkeit, Steifigkeit und Schlagzähigkeit mit zunehmender

Faserlänge ansteigen [64]. Die Formkomplexität ist jedoch mit heutigen im thermo-

plastischen Bereich anwandten Fertigungsverfahren mit gleichzeitig exakter Faserab-

lage (siehe Tape-Legen und Wickeln) eingeschränkt. Die größte Freiheit hinsichtlich

Formkomplexität und Bauteilgröße bieten duroplastische Verarbeitungsverfahren, wie

beispielsweise die Harzinjektionstechnik und die Prepreg-Autoklav-Technik. Thermo-

plastische Verarbeitungsverfahren, ähnlich zuletzt genannter Technik existieren be-

reits. Diese finden Ihre Anwendung im Bereich der Luft- und Raumfahrtindustrie zur

Verarbeitung hochschmelzender Thermoplasten wie beispielsweise PEEK. In dieser

Technologie werden die Anisotropie der FKV und die damit einhergehenden hervor-

ragenden spezifischen mechanischen Eigenschaften bereits genutzt (Einsatz als

Leichtbauwerkstoff) [65]. Es werden Prepregs präzise zugeschnitten und gemäß vor-

her definierten Plänen schichtweise, lastgerecht, dreidimensional auf einer endkon-

turnahen Werkzeugform abgelegt. Anschließend wird dieser Aufbau mittels Trennfo-

lie, Saugfolie und Vakuumfolie abgedichtet. Die Aushärtung des Bauteils erfolgt im

Autoklaven unter Druck und Temperatur. Resultat ist ein hochbelastbares, anforde-

rungsgerechtes Bauteil. Nachteilig hingegen zeigen sich der hohe Legeaufwand und

die hohen prozessbedingten Zykluszeiten von bis zu 60 Minuten pro Bauteil [66],

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

21

weshalb dieses Verfahren nicht zur Herstellung von Bauteilen in einer automobilen

Großserie geeignet ist. Diese Lücke gilt es zu schließen.

Abbildung 9: Einfluss der Faserlängen auf die mechanischen Eigenschaften eines PP-GF40

[67]

Abbildung 10: Portfolio für FKV-Bauteile [26]

Tabelle 3 zeigt eine Zusammenfassung und Bewertung der in Kapitel 2.2 und 2.3

ausgewählten und näher beschriebenen Verfahren. Als Bewertungskriterien werden

neben der erreichbaren Faserlänge und Orientierung im Endprodukt auch Prozess-

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

22

parameter, mechanische Eigenschaften der Endbauteile und die Möglichkeit der

Funktionsintegration bewertet. Welches Verfahren für welches Bauteil in Frage

kommt, muss je nach Anforderungsprofil bewertet werden. Wichtige Kriterien bei der

Auswahl sind beispielsweise Jahresstückzahlen, Qualität, Materialauswahl und be-

reitstellung, Bauteilkomplexität und Größe [26].

Tabelle 3: Zusammenfassung und Bewertung des Standes der Technik

GMT D-LFT

Pressen endlos-faserverstärkter

thermoplasti-scher Bauteile

Wickeltechnik

Faserlänge im Endprodukt

< 50 mm < 50mm >> 50 mm >> 50 mm

erreichbare Faserorientie-

rung im Endprodukt

Anisotropie be-dingt durch das

Fließen des Mate-rials

In Längsrichtung:

zunehmende Anisotropie mit zunehmender

Länge des Fließ-weges Vor-zugsrichtung

In Dickenrichtung: regellose Anord-nung der Fasern

Anisotropie be-dingt durch das

Fließen des Mate-rials.

In Längsrichtung:

zunehmende Anisotropie mit zunehmender

Länge des Fließ-weges Vor-zugsrichtung

In Dickenrichtung: regellose Anord-nung der Fasern

In Dickenrichtung partielle Faseran-

häufung durch Tiefziehen des

Materials.

In Längsrichtung Faserondulatio-

nen möglich.

Optimale Faser-ausrichtung in

Umfangsrichtung durch das Able-gen und direkte Andrücken der endlosfaserver-stärkten Tapes

auf einem Wickel-kern.

übliche Faser/Matrix

Kombinationen

meist Polypropylen mit

Glasfaser

meist Polypropylen mit

Glasfaser

weitreichende Kombinationen

denkbar Matrix: PP, PA,

PEEK, PPS, usw. Faser: Kohlen-

stoff, Glas, Armid

weitreichende Kombinationen

denkbar Matrix: PP, PA,

PEEK, PPS, usw. Faser: Kohlen-

stoff, Glas, Aramid

mechanische Eigenschaften des Endpro-

duktes

○ ○ +

++ in Umfangs-richtung

○ in Längsrich-tung

Drapierdrücke bis ~200 bar bis ~200 bar 40 – 60 bar < 5 bar

Stand der Technik

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

23

Werkzeugtem-peraturen (PP)

30 – 80 °C 30 – 80 °C ~ 80 °C ~ 80 °C

Zykluszeiten (Wandstärke

von ~ 2,5 mm) < 60 s < 60 s 55 s > 5 Minuten

Funktionsin-tegration

beim Fließpres-sen gegeben

gegeben denkbar nicht gegeben

E-Moduli üblicher

Halbzeuge 8 GPa (PP-GF50) 8 GPa (PP-GF50)

20 GPa (PP-GF60 gewebe-

verstärkt)

28 GPa (PP-GF60 UD-Tape)

28 GPa (PP-GF60 UD-Tape)

Rohstoffpreise ~ 2,7 €/kg ~ 3 €/kg ~ 5 – 5,50 €/kg ~ 5 €/kg

++ sehr gut Stand November 2013 + gut ○ durchschnittlich

Motivation, Zielsetzung und Aufbau der Arbeit

____________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

24

3 Motivation, Zielsetzung und Aufbau der Arbeit

3.1 Motivation

Fahrzeuggewichtsreduzierungen werden auf Grund der Klimaschutzbestimmungen

und der Ressourcenknappheit immer bedeutender. Möglichkeiten zur Gewichtsein-

sparung liegen im:

werkstofflichen Leichtbau,

konstruktiven Leichtbau,

Systemleichtbau.

Dabei beruht der Ansatz des werkstofflichen Leichtbaus auf der Substitution eines

vorhandenen Werkstoffes durch jene mit geringerer Dichte bei gleichzeitig höheren

spezifischen Eigenschaften. Die Ansätze des konstruktiven Leichtbaus beruhen auf

einer bestmöglichen Materialausnutzung bzw. im Falle der FKV auf einer bestmögli-

chen Faserausrichtung. Ziel ist es, Bauteile bezogen auf die Materialdicke so effizient

wie möglich zu gestalten. Der konsequente Leichtbau schließt den betrachteten Kreis

und berücksichtigt mögliche Funktionsintegrationen durch langglasfaserverstärkten

Spritzguss am Gesamtsystem. Unter Berücksichtigung der drei Leichtbauprinzipien in

Kombination mit einer bestmöglich auf das System abgestimmten Verfahrenstechnik

sind die Grundsteine für eine optimale Leichtbaukonstruktion gelegt.

Im Automobilbau werden zunehmend bestehende metallische Systeme durch faser-

verstärkte Kunststoffe ersetzt. Dabei liegt der Schwerpunkt nicht nur auf Verklei-

dungsteilen, sondern gleichermaßen auf tragenden und hochbelasteten Bauteilkon-

struktionen. Um den dort gegebenen hohen Festigkeits- und Steifigkeitsanforderun-

gen bei einer gleichzeitig wirtschaftlichen Produktion gerecht zu werden, kommen

vermehrt thermoplastische Verbundwerkstoffe mit Endlosfaserverstärkung zum Ein-

satz. Besonderes Potential liegt dabei in der unidirektionalen Verstärkung. Lastge-

recht über der Wanddicke und der Bauteilabmessung ausgerichtete UD-Tapes sind

dabei von besonderer Bedeutung. Optimal auf die im Bauteil auftretenden Lastpfade

abgestimmt, entfalten diese Werkstoffe ihre bestmögliche Mechanik. Weichen Fa-


____________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

25

serwinkel hingegen durch Fertigungseinflüsse von ihrem idealen Lastpfad ab, hat

dies weitreichende Folgen. Bereits eine geringfügige Abweichung von 5 ° führt zu

einem Festigkeitsverlust von 50 % bzw. einem Steifigkeitsverlust von 30 %

(Abbildung 11). Ziel dieser Arbeit soll es daher sein, eine ideal auf den Lastfall abge-

stimmte Faserausrichtung und damit eine bestmögliche Mechanik im Endbauteil um-

zusetzen. Im Vergleich zu heute üblichen Stahlanwendungen soll durch Substitution

des Werkstoffes das Bauteilgewicht bei gleichem Energieabsorptionsvermögen um

mehr als die Hälfte reduziert werden. Dabei müssen eine wirtschaftliche Arbeitsweise

und geringe Zykluszeiten, vergleichbar mit denen eines Spritzgussprozesses von 60

Sekunden pro Bauteil bei Bauteilwanddicken bis zu 3 mm, gewährleistet sein.

Abbildung 11: Zug E-Modul und Zugfestigkeit als Funktion der Belastungsrichtung [68]

3.2 Zielsetzung und Aufbau der Arbeit

Wie im Stand der Technik aufgezeigt, gibt es im Bereich der Verarbeitung thermo-

plastischer Verbundwerkstoffe eine Lücke zwischen der Wickeltechnik und dem

Pressen endlosfaserverstärkter Halbzeuge. Erst genanntes Verfahren ist hinsichtlich

der Produktionsgeschwindigkeit und der Begrenzung auf rotationssymmetrische Bau-

teile lediglich eingeschränkt für eine Großserienproduktion im Bereich Automobil ge-


____________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

26

eignet. Erreichbare Bauteilgrößen und Formkomplexitäten sind begrenzt. Das zuletzt

genannte Verfahren hingegen zeigt bei bauteilbedingten großen Umformgraden Be-

grenzungen auf Grund von Faltenbildungen, Faserverschiebungen und Ondulatio-

nen, die während des Pressvorgangs am Einleger entstehen. Eine lastgerechte Fa-

serorientierung ist lediglich in bestimmten Bereichen einstellbar. Die Mechanik fällt in

Bereichen mit Faserverschiebungen (Rundungen, drapierte Bereiche) stark ab.

Gleichzeitig erhöht sich die Verzugsneigung des Bauteils. Die Idee diese Lücke zu

schließen besteht im schichtweisen, lastgerechten, dreidimensionalen Aufbau einzel-

ner thermoplastischer UD-Tape-Lagen gemäß vorher definiertem Plan. Dabei soll die

Umsetzung ähnlich des bereits aufgezeigten Prepreg-Autoklav-Verfahrens erfolgen.

Präzise zugeschnittene UD-Tape-Lagen werden schichtweise unter Wärmeeinwir-

kung auf einem endkonturnahen Werkstückträger durch Drapieren aufgebaut. Aus

der Anzahl der Einzelschichten ergibt sich die Endwanddicke des Bauteils. Die Haf-

tung der UD-Tape-Lagen zueinander wird durch beispielsweise thermische Fixierung

der einzelnen Lagen sichergestellt. Ein Zusammenhalt einzelner Lagen (Tack) zuei-

nander durch einfaches Andrücken, vergleichbar mit duroplastischen Prepregs, ist

nicht gegeben. Das auf diese Weise hergestellte dreidimensionale Preform wird in

einem Ofen erwärmt und in ein Werkzeug transferiert. In diesem erfolgt die Konsoli-

dierung. Die lastgerechte Faserorientierung bleibt von der Erwärmung über den

Transport sowie beim Pressen aufrecht erhalten. Auf diese Weise können Bauteile

mit optimaler Mechanik, geringem Gewicht und hohen bauteilspezifischen Umform-

graden umgesetzt werden.

Ziel dieser Arbeit ist es, die Anisotropie unidirektionaler UD-Tape-Materialien gezielt

auszunutzen, um so eine ideal auf den Lastfall abgestimmte Faserausrichtung und

damit eine bestmögliche Mechanik im Endbauteil umzusetzen. Im Vergleich zu heute

üblichen Stahlanwendungen soll durch Materialsubstitution das Bauteilgewicht bei

gleichem Energieabsorptionsvermögen um mehr als die Hälfte reduziert werden. Da-

bei müssen eine wirtschaftliche Arbeitsweise und geringe Zykluszeiten, vergleichbar

mit denen eines Spritzgussprozesses von 60 Sekunden pro Bauteil bei Bauteilwand-

dicken bis zu 3 mm, gewährleistet sein.


____________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

27

Zur Einordnung des Verfahrens in das Umfeld der thermoplastischen FKV werden

Geometrien aus unterschiedlichen Halbzeugen hergestellt. Im Einzelnen werden zur

Validierung drei Geometrien eingesetzt: eine ebene Platte, ein Hutprofil und ein Py-

ramidenstumpf. Abbildung 12 zeigt eine schematische Darstellung. Als Halbzeuge

kommen wirrglasfaser-, gewebeverstärkte und unidirektionale, faserverstärkte

Polypropylensysteme, vorwiegend mit Glasfaser, zum Einsatz.

Abbildung 12: Probekörpergeometrien steigender Formkomplexität

An der ebenen Platte sollen zunächst die mechanischen Eigenschaften unidirektio-

naler thermoplastischer Systeme im Vergleich zu gewebe- und wirrglasfaserverstärk-

ten Systemen, basierend auf dem Werkstoff Polypropylen verstärkt mit Glasfasern,

aufgezeigt werden. Die im Materialdatenblatt aufgezeigten bzw. eigens in mechani-

schen Untersuchungen ermittelten Kennwerte dienen als Referenz. Diese werden an

der nächst komplexeren Geometrie, dem Hutprofil (quasi 2D), bestätigt. Dazu werden

die Hutprofile ebenfalls aus wirrfaser-, gewebeverstärkten und unidirektional faser-

verstärkten Polypropylensystemen, basierend auf Glasfaser als Verstärkungskompo-

nente, nach unterschiedlichen Verfahren hergestellt und nachfolgend einer quasidy-

namischen 3-Punkt-Biegeprüfung unterzogen. Die Ergebnisse geben einerseits Auf-

schluss über das Bruchverhalten und andererseits über die während der Beanspru-

chung absorbierte Energie. Final werden die erlangten Erkenntnisse auf ein ge-

schlossenes Profil, den Pyramidenstumpf (quasi 3D) übertragen. Dieser wird, neben

den bereits für die Hutprofile verwendeten Fertigungsverfahren, zusätzlich aus

schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauten Preforms hergestellt und im


____________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

28

Anschluss einer quasidynamischen Crash-Prüfung unterzogen. Neben den bisher

verwendeten Halbzeugen erfolgt der Aufbau der Pyramiden zusätzlich mit einem uni-

direktional kohlenstofffaserverstärktem Polypropylen. Die Einordnung der Leistungs-

fähigkeit erfolgt durch Auswertung des Bruchverhaltens, sowie Auswertung der wäh-

rend der Beanspruchung absorbierten Energien. Der Vergleich schichtweise, lastge-

recht, dreidimensional aufgebauter Systeme zu heutigen Stahlanwendungen erfolgt

virtuell am Beispiel des Pyramidenstumpfes.

Abgerundet wird die Arbeit indem eine mögliche Serienumsetzung zur Herstellung

schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauter Bauteile mit Wanddicken von

ca. 3 mm im Minutentakt aufgezeigt wird. Dabei werden neben den realisierten Ver-

fahrensschritten auch Fragen zu zukünftigen produktionstechnischen Verfahrens-

schritten wie:

Halbzeug-Qualitäten,

Zuschnitt-Verfahren,

Aufbau thermoplastischer Preforms,

Einsatz von Greifsystemen,

Erwärm-Techniken,

Werkzeugtechniken

diskutiert. Eine Zusammenfassung sowie ein Ausblick schließen die Arbeit ab.

Systematische Charakterisierung entlang der Prozesskette

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

29

4 Systematische Charakterisierung entlang der Prozess-

kette

Kapitel 4 gliedert sich in fünf Unterkapitel und endet mit einer finalen Zusammenfas-

sung der vorgestellten Thematik. Abbildung 13 gibt einen Überblick über die Auftei-

lung und Inhalte einzelner Kapitel.

Abbildung 13: Übersicht zu Kapitel 4


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

30

4.1 Verwendete Werkstoffe

Für den Nachweis der verbesserten Mechanik schichtweise, lastgerecht, dreidimen-

sional aufgebauter Systeme und deren Einordnung in das Umfeld thermoplastischer

Verbundwerkstoffe, werden vier faserverstärkte Polypropylen-Werkstoffe ausgewählt.

Als endlosfaserverstärkte, unidirektionale Materialien kommen ein PP-GF60 mit ei-

nem Glasfaservolumenanteil von 35 % und ein PP-CF64 (Versuchsmaterial) mit ei-

nem Kohlenstofffaservolumenanteil von 47 % zum Einsatz. Als gewebeverstärktes

Material mit einem Glasfaservolumengehalt von 35 % kommt aus einem Hybridgarn2

hergestelltes Material zum Einsatz. Zusätzlich kommt ein für den Einsatz des Fließp-

ressens bestimmter Werkstoff, GMT mit einem Glasfaservolumenanteil von 26 %

zum Einsatz. Tabelle 4 gibt eine Übersicht der verwendeten Werkstoffe sowie deren

mechanischen Eigenschaften:

Tabelle 4: Übersicht verwendeter Werkstoffe [44, 57, 58, 44, eigene Untersuchung]

Material PP-GF60 UD-Tape

PP-CF64 UD-Tape

PP-GF60 gewebever-

stärkt

PP-GF50 GMT

Handelsname Plytron – Twintex®

GMT E100F50-M1

Hersteller Elekon Elekon Fiber Glass Industries

Quadrant

Verstärkungsfaser E-Glasfaser

endlos

Kohlenstoff-faser endlos -

hochfest

E-Glasfaser endlos

Schnittglasfa-sermatte Basis:

E-Glas

Matrix PP

Borealis BJ100HP

PP Borealis

BJ100HP PP PP

Faseranteil [Gew.-%] 60 64* 60 50

Faseranteil [Vol.-%] 35 47* 35 26

Dichte [g/cm³] 1,5 1,33* 1,48 1,38

Zug E-Modul [GPa] DIN 527-5/ 527-4

1

28 43* 20 8,3

Zugfestigkeit [MPa] DIN 527-5/ 527-4

1

720 436* 400 140

Schmelztemperatur der Matrix [°C]

165 165 – –

* Werte aus eigener Ermittlung

2 Glasfaserroving mit integrierten Polypropylenfäden


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

31

Abbildung 14 zeigt die E-Moduli der unterschiedlichen Materialien im grafischen Ver-

gleich.

Abbildung 14: E-Moduli verwendeter Werkstoffe aus Tabelle 4 im Vergleich

Es ist zu erkennen, dass das PP-GF60 UD-Tape von den mechanischen Eigenschaf-

ten den anderen Werkstoffen deutlich überlegen ist. Der E-Modul des PP-CF64 UD-

Tapes liegt gegenüber dem PP-GF60 UD-Tapes um nochmals 65 % höher, vergli-

chen mit den theoretisch möglichen Werten aber scheinbar niedrig. Daher wird der

für das endlosfaserverstärkte PP-CF64 Material gemessenen Steifigkeitskennwert in

einem nächsten Schritt dem berechneten Wert gegenübergestellt. Dabei erfolgt die

Berechnung des E-Moduls in Faserrichtung mit Hilfe der klassischen Laminattheorie

[8, 10, 40, 69, 70].

Die zur Berechnung nach der klassischen Laminattheorie notwendige ABD-Matrix

setzt sich aus der Steifigkeitsmatrix A, der Kopplungsmatrix B und der Biegesteifig-

keitsmatrix D zusammen.

0

10

20

30

40

50

GMT Gewebe PP-GF60 UD-Tape

PP-CF64 UD-Tape

E-M

od

ul in

GP

a


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

32

(1)

Da es sich bei den Zugproben um ein reines, ausgeglichenes, unidirektionales Lami-

nat in Form einer Platte handelt, können die Kopplungssteifigkeitsmatrix und die Fak-

toren A13, A31 und A32, A23, D13, D23, D31 und D32 zu null angenommen werden.

Die Berechnung der Steifigkeitsmatrix A erfolgt aus den Schichtkennwerten für jede

UD-Schicht k.

∥

⏊∥

⏊ ∥

⏊ ⏊∥

⏊∥

⏊ ∥

⏊ ⏊∥

⏊∥

⏊ ∥

⏊

⏊∥

⏊ ∥

⏊∥

(2)

Durch Transformation der Steifigkeitsmatrix in die Laminatkoordinaten folgt [Q‘]k.

(3)

Mit der transformierten Steifigkeitsmatrix und den Schichtdicken z sowie der Reihen-

folge einzelner Schichten werden die Koeffizienten A und D der Matrix bestimmt.

(4)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

33

(5)

Aus der inversen ABD-Matrix ergeben sich letztlich die Kennwerte des Schichtver-

bundes. Für die Steifigkeit des Verbundes in Faserrichtung folgt:

∥

(6)

Äquivalent kann die Steifigkeit des Verbundes in Faserrichtung auch mittels der ver-

einfachten Mischungsregel [8] abgeschätzt werden:

∥ (7)

Für das PP-CF64 ergibt sich ein E-Modul von 115 GPa. Werte für die Berechnung

stammen aus [10, 58, 71, 72] bzw. aus entsprechenden Herleitungen. Eine Tabelle

befindet sich im Anhang (Kapitel 9.1). Der auf diese Weise ermittelte Wert für das

unidirektionale PP-CF64 Material ist deutlich größer, als der gemessene. Dies bestä-

tigt die vorherige Annahme. Ein Grund hierfür könnte sein, dass die Fasern in Prüf-

richtung onduliert und damit nicht gestreckt vorlagen.

Neben einer geringen Steifigkeit zeigt das unidirektionale PP-CF64 Material zudem

eine um 40% geringere Zugfestigkeit im Vergleich zum unidirektionalen PP-GF60

Material. Grund hierfür kann neben einer möglichen Faserondultation unter anderem

eine schlechte Faser-Matrix-Haftung und eine ungleichmäßige Verteilung der Fasern

über der Dicke des Tapes sein. Eine Mikroskopaufnahme einer Bruchstelle (Tape-

Einzellage), Abbildung 16, bestätigt diese Annahme. Dies bedeutet, dass die einge-

leiteten Kräfte nicht optimal von der Matrix an die Faser übertragen werden können.

Die Festigkeit der Fasern kann nicht ausgenutzt werden (vgl. Kapitel 2.1.4). Dennoch

wird das Material in den Untersuchungen als Vergleich eingesetzt.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

34

Abbildung 15: gemessene und berechnete Steifigkeiten des PP-CF64 UD-Tapes

Abbildung 16: Faserausriss: Mikroskopaufnahme eine PP-CF64 Tapes

4.2 Probekörpergeometrien

Zur Validierung der mechanischen Eigenschaften schichtweise, lastgerecht, dreidi-

mensional aufgebauter Systeme werden drei unterschiedliche Probekörper-

Geometrien, eine Biegeprobe, ein Hutprofil und ein Pyramidenstumpf, eingesetzt. Die

Geometrien im Einzelnen beschreiben die folgenden Kapitel 4.2.2, 4.2.3 und 4.2.3.

0

20

40

60

80

100

120

E-M

od

ul in

GP

a

Material

PP-CF64 gemessen

PP-CF64 berechnet

PP-CF64

Faser-Anhäufung/ unzureichende Imprägnierung


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

35

4.2.1 Biegeprobe

Die Biegeprobe (Abbildung 17) dient als Referenz. Deren Breite und Länge entspre-

chen den in der DIN EN ISO 178 vorgegebenen Werten. Die Dicke hingegen weicht

mit 2 mm ab, um eine Vergleichbarkeit zu den nachfolgenden Geometrien gewähr-

leisten zu können.

Abbildung 17: Probekörpergeometrie einer Biegeprobe nach DIN 178

4.2.2 Hutprofil

Das Hutprofil (Abbildung 18) ist ein offener Probekörper und stellt ein Beispiel für ein

Bauteil mit einem geringen Umformgrad dar.

Abbildung 18: Probekörpergeometrie Hutprofil


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

36

Die Nominalwanddicke des Profils beträgt 2 mm, die Profillänge ist auf 300 mm fest-

gelegt. Die Radien sind mit einem Innenradius von 3 mm und einem Außenradius

von 5 mm ausgelegt.

4.2.3 Pyramidenstumpf

Der Pyramidenstumpf (Abbildung 19) ist ein umlaufend geschlossener, innen offener

Probekörper und repräsentiert ein Bauteil mit einem entsprechend großem Umform-

grad.

Abbildung 19: Probekörpergeometrie Pyramidenstumpf

Die Nominalwanddicke des Profils beträgt, wie bereits beim Hutprofil, 2 mm. Die Ra-

dien sind mit einem Innenradius von 5 mm und einem Außenradius von 7 mm ausge-

legt.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

37

4.3 Probekörperherstellung

4.3.1 Herstellungsverfahren

Ebene Probekörpergeometrien werden im Pressverfahren hergestellt. Je nach Werk-

stoff kommt das Verfahren des Fließ- bzw. Formpressens zum Einsatz. Die Profil-

Herstellung erfolgt nach drei verschiedenen Verfahren:

a) Ein für die Verarbeitung des GMT-Material bestimmtes Fließpressverfahren

mit den in Abbildung 20 dargestellten Verfahrensschritten (vgl. Kapitel 2.2.1).

b) Dem in Kapitel 2.2.3 beschriebene Verfahren des Pressens endlosfaserver-

stärkter Thermoplaste – hier als Umformung bezeichnet mit den in Abbildung

21 aufgezeigten Schritten.

c) Die Bauteilherstellung durch den schichtweisen, lastgerechten, dreidimensio-

nalen Aufbau von UD-Tapes mit den in Abbildung 22 skizzierten Schritten.

Abbildung 20: Bauteilherstellung nach dem GMT-Verfahren

Abbildung 21: Bauteilherstellung durch Umformung endlosfaserverstärkter, thermo-

plastischer Materialien


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

38

Abbildung 22: Verfahren des schichtweise, lastgerechten, dreidimensionalen Aufbaus

Dabei werden im Falle des GMT-Fließpressens vom Volumen her der Werkzeugfül-

lung entsprechende, erwärmte Zuschnitte in das Werkzeug eingelegt und unter

Druck und Temperatur in ihre endgültige Form gepresst. Fließvorgänge führen zur

Füllung der Kavität.

Beim Umformen flächiger, thermoplastischer Faserverbundmaterialien, wie sie für

das gewebeverstärkte- und die endlosfaserverstärkten unidirektionale Laminat-

Aufbauten zum Einsatz kommen, wird für die Hutprofilherstellung ein erwärmter

zweidimensionaler Zuschnitt, welcher von der Abwicklung her der späteren Bauteil-

geometrie entspricht, durch ein Greifsystem in das Werkzeug eingelegt und unter

Druck und Temperatur umgeformt. Im speziellen Fall werden bei der Herstellung der

Pyramidenstümpfe die zweidimensionalen Zuschnitte vor dem Pressen umgeformt, in

den Verbindungsstellen mit Matrixmaterial gefüllt, und nach dem Erwärmen unter

Druck und Temperatur in ihre endgültige Form gepresst.

Das Verfahren des schichtweisen, lastgerechten, dreidimensionalen Aufbaus unidi-

rektionaler Tapes kommt im Falle des Pyramidenstumpfes zusätzlich für die endlos-

faserverstärkten Materialien zum Einsatz. Dafür werden aus einzelnen unidirektiona-

len Materialzuschnitten unterschiedlicher Ausrichtung zusammenhängende, dreidi-

mensionale Preforms aufgebaut, welche der späteren Endkontur des Bauteils ent-

sprechen. Diese werden nach der konturnahen Erwärmung mit einem Matrixgreifer in

das Werkzeug übersetzt und konsolidiert (Formpressen).


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

39

4.3.2 Werkzeugtechniken

Die Herstellung ebener Platten erfolgt in einem Auf-/Zu-Werkzeug mit abnehmbarer

Tauchkante. Abbildung 23 zeigt den skizzierten Aufbau.

Abbildung 23: Schnittdarstellung Werkzeugaufbau Platte

Für die Herstellung der Hutprofile wird auf Grund der Bauteilsymmetrie und der ge-

ringen Formkomplexität ein einfaches Auf-/Zu-Werkzeug mit abnehmbarer Tauch-

kante gewählt. Abbildung 24 zeigt, skizziert in einer Schnittdarstellung, den Werk-

zeugaufbau.

Abbildung 24: Schnittdarstellung Werkzeugaufbau Hutprofil

Die Herstellung der Pyramidenstümpfe erfolgt auf Grund der Formkomplexität in ei-

nem Werkzeug mit voreilendem, gefedertem Element mit einer Haltekraft von

1000 N. Dieses fixiert den eingelegten Zuschnitt bzw. den eingelegten Vorformling in


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

40

seiner Position, bevor die Seitenwände nach Überschreiten der Haltekraft des vorei-

lenden Elementes (Abbildung 25) konsolidiert werden.

Abbildung 25: Schnittdarstellung Werkzeugaufbau Pyramidenstumpf

4.3.3 Materialzuschnitte und Lagenaufbauten

Die Herstellung der Platten erfolgt werkzeuggebunden durch ein Form- bzw. im Falle

der GMT-Platten durch ein Fließpressverfahren (Kapitel 4.3.1, Verfahren a)). Die

Hutprofile werden nach den in Kapitel 4.3.1 beschriebenen Verfahren a) und b) her-

gestellt. Eine schichtweise, lastgerechte, dreidimensionale Herstellung der Profile

aus UD-Tape entfällt auf Grund der geringen geometrischen Komplexität. Tabelle 6

gibt eine Übersicht der verwendeten Materialien sowie der ebenen Zuschnitte ein-

schließlich der Größe und der Laminat-Aufbauten.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

41

Tabelle 5: Übersicht: Material-Zuschnitte Biegeproben

Zuschnittgröße

[mm] Anzahl der Zu-schnitte/Lagen

Laminat-Aufbau

GMT 10,5 x 10,5 1 Zuschnitt –

gewebeverstärktes Material

210 x 210 1 Zuschnitt –

PP-GF60 UD-Tape 210 x 210 8 Einzellagen unidirektional 0°

PP-CF64 UD-Tape 210 x 210 8 Einzellagen unidirektional 0°

Tabelle 6: Übersicht: Material-Zuschnitte Hutprofil

Zuschnittgröße

[mm] Anzahl der Zu-schnitte/Lagen

Laminat-Aufbau

GMT 295 x 32 2 Zuschnitte –


130 x 300 1 Zuschnitt –

Laminat-Aufbauten aus PP-GF60 UD-Tape

130 x 300 8 Einzellagen

0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0°

+45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45°

+45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45°

Die Pyramidenstümpfe werden zusätzlich nach dem Verfahren c) in den zwei ver-

schiedenen endlosfaserverstärkten UD-Materialien hergestellt (Tabelle 7). Die für die

Herstellung verwendeten Zuschnitte entsprechen der Bauteilabwicklung des Pyrami-

denstumpfes und sind für das Umformen (Verfahren b)) sowie für den schichtweisen,

lastgerechten, dreidimensionalen Aufbau unidirektionaler Tapes (Verfahren c)) indivi-

duell. Abbildung 26 zeigt die für das Verfahren der Umformung verwendeten Zu-

schnitte. Im Falle des Zuschnittes 1 liegen die Trennungen direkt auf den Bauteilkan-

ten (Abbildung 27 links – rote Linie). Es entsteht ein Zuschnitt ähnlich der Form eines

Malteserkreuzes. Im Falle des Zuschnittes 2 liegen die Trennungen mittig auf den

jeweiligen Seitenflächen des Bauteils und erstrecken sich bis in den oberen Pyrami-

denstumpf (Abbildung 27 rechts – rote Linie). Es entsteht ein Zuschnitt ähnlich einer

Windmühle. Abbildung 28 und Abbildung 29 zeigen den Zuschnitt, wie er für die

schichtweise, lastgerechte, dreidimensionale Herstellung der Pyramidenstümpfe

verwendet wird und verdeutlichen exemplarisch den Aufbau.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

42

Tabelle 7: Übersicht: Material-Zuschnitte Pyramidenstumpf

Zuschnittgröße [mm]

Anzahl der Zuschnitte

Laminat-Aufbauten

GMT 156 x 156 2 --


Abbildung 26 – Zuschnitt 1

1 --



1 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-

45°/+45°



1

0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0°

+45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45°

+45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45°

Laminat-Aufbauten aus PP-CF64 UD-Tape


1 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-

45°/+45°

Schichtweise, lastge-recht, dreidimensional aufgebaute Profile aus

PP-GF60

Abbildung 28 8 Einzellagen

0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0°

+45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45°

+45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45°

Schichtweise, lastge-recht, dreidimensional aufgebaute Profile aus

PP-CF64

Abbildung 28 8 Einzellagen

0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0°

+45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45°

+45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45°

Eine Herstellung der Pyramidenstümpfe aus gewebeverstärktem Material nach Ver-

fahren b), Zuschnitt 2 ist nicht möglich. Da Material bei der Erwärmung in den mit

Matrixmaterial aufgefüllten Bereichen aufreißt (Abbildung 27– rote Linien). Ein fehler-

freies Entnehmen aus dem Ofen und Einlegen in das Werkzeug ist nicht mehr mög-

lich. Der Grund hierfür liegt im einlagigen Aufbau des gewebeverstärkten Materials.

Im Gegensatz zu den aus UD-Tape aufgebauten Platten bietet das Material keine

Möglichkeit des Gleitens zwischen den einzelnen Materialschichten. Die Wärmeein-

wirkung und die wirkende Schwerkraft führen in der Folge zu einem direkten Abrei-

ßen des Materials.

Die Zuschnitte aus den endlosfaserverstärkten unidirektionalen Halbzeugen werden

manuell erstellt und schichtweise auf einer Werkzeugform positioniert und in den

Radienbereichen unter Wärmeeinfluss drapiert. Die Fixierung der einzelnen Lagen

zueinander erfolgt thermisch mittels Lötkolben bzw. Heißluftfön und entsprechendem

Anpressdruck.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

43

Abbildung 26: Zuschnittgeometrien Pyramidenstumpf 2D; Verfahren: Umformen

Abbildung 27: Zuschnittgeometrien Pyramidenstumpf 3D; Verfahren: Umformen

Abbildung 28: Pyramidenstumpf; Verfahren des schichtweisen, lastgerechten, 3D Aufbaus


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

44

Abbildung 29: Pyramidenstumpf; Verfahren des schichtweisen, lastgerechten, 3D Aufbaus

4.3.4 Aufheiztechnik

Die Erwärmung der Halbzeuge erfolgt konvektiv und konturgebunden auf einem

Ofengestell (Abbildung 30) bei 250 °C. Diese Temperatur stellt das Optimum zwi-

schen benötigter Wärmekapazität im Preform und möglicher thermischer Belastung

des Materials dar.

Die GMT-Zuschnitte werden abweichend dazu bei gleicher Temperatur übereinan-

derliegend auf einer antihaftbeschichteten Folie erwärmt. Die Erwärmungszeit ver-

längert sich entsprechend. Einzelne Erwärmungsparameter sind Tabelle 8 zu ent-

nehmen.

Die Übergabe der erwärmten Halbzeuge an das Presswerkzeug erfolgt mittels eines

mit Niederdruckflächensaugern ausgestatteten Matrixgreifsystems. Lediglich im Falle

des GMT-Materials erfolgt die Übergabe manuell.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

45

Abbildung 30: Ofengestelle (links: ebene Platte, rechts: Pyramidenstumpf)

Tabelle 8: Erwärmungsparameter der verschiedenen Geometrien

Bauteil Material Zuschnitte/Lagen Ofentemperatur

[°C] Verweilzeit

[min]

Ebene Platte

GMT 1

250

10,0


1 5,5

PP-GF60 UD-Tape 8 Einzellagen 5,5

PP-CF64 UD-Tape 8 Einzellagen 5,5

Hutprofil

GMT 2 10,0


1 5,5


1 5,5

Pyramidenstumpf

GMT 2 15,0


1 5,5

Laminat-Aufbauten aus PP-GF60 und

PP-CF64 UD-Tape 1 5,5

schichtweise, lastge-recht, dreidimensional aufgebaute Profile aus

PP-GF60 und PP-CF64

1 5,5


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

46

4.3.5 Anlagentechnik

Die Umformung bzw. das Pressen der Halbzeuge erfolgt auf vertikal schließenden,

hydraulisch geregelten Pressen mit entsprechend beheizten Werkzeugen. Dabei

kommt für die Herstellung der Platten und Hutprofile eine Presse der Maschinenfab-

rik Lauffer GmbH & Co. KG, Typ RMV 125/1, mit einer maximalen Presskraft von

630 kN zum Einsatz. Die Herstellung der Pyramidenstümpfe erfolgt auf einer Presse

der WICKERT Maschinenbau GmbH, Typ WKP 3000s, mit einer maximalen Schließ-

kraft von 3500 kN. Beide Pressen sind für eine maximale Werkzeugtemperierung bis

300 °C ausgelegt, werden über vier Säulen geführt und verfügen über jeweils einen

Presszylinder.

Die Werkzeugtemperaturen werden auf Grund der begrenzten Schließgeschwindig-

keiten gegenüber den im Stand der Technik ermittelten Werten erhöht, um ein zu

schnelles Abkühlen des auf der Matrize liegenden erwärmten Halbzeuges vor dem

Pressprozess zu vermeiden. Einzelne Werkzeug- und Pressparameter sind Tabelle 9

zu entnehmen. Werkzeuginnendrücke werden für die jeweils vorliegenden Bauteile

individuell ermittelt. Maßgebend ist die resultierende Bauteilqualität. Im Falle der

Hutprofile liegen diese niedriger, als bei den vorgeformten Pyramidenstümpfen. Im

Falle des aus GMT hergestellten Pyramidenstumpfes wurde die höchst mögliche

Schließkraft der Presse verwendet, um eine Formfüllung zu erreichen. Diese Bauteile

weisen dennoch auf Grund des hohen Umformgrades eine ungleichmäßige Wanddi-

ckenverteilung von oben nach unten, aber auch in den einzelnen Seitenwänden auf.

Die Bauteile können in der mechanischen Untersuchung lediglich als Referenzbauteil

für das sich ergebende Versagens-Bild herangezogen werden.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

47

Tabelle 9: Werkzeugtemperatur und Pressdrücke der verschiedenen Hutprofile und Pyrami-

denstümpfe

Bauteil Material Werkzeug-temperatur

[°C]

Werkzeug-innen-

druck [bar]

Werkzeugin-nendruck

senkrecht zur Seitenwand

[bar]

Press-zeit

[min]

Ebene Platte

GMT 120 120 - 1


80 15 -

1

PP-GF60 UD-Tape 80 15 - 1

PP-CF64 UD-Tape 80 15 - 1

Hutprofil

GMT 120 160 15 1


80 50 5

1


80 50 5

1

Pyramiden-stumpf

GMT 120 800 60 1


100 125 10 1

Laminat-Aufbauten aus PP-GF60 und PP-CF64

UD-Tape 100 125 10 1

schichtweise, lastge-recht, dreidimensional aufgebaute Profile aus PP-GF60 und PP-CF64

100 125 10 1

4.4 Bauteiluntersuchungen

Die Untersuchung ebener Probekörper (Biegeproben) erfolgt in Anlehnung an DIN

EN ISO 178 auf einer Prüfmaschine der Firma Zwick Roell, Typ Z010 bei Raumtem-

peratur. Auf dieser können Zug-, Druck- und Biegeprüfungen bei Prüfgeschwindigkei-

ten von 1 bis 2000 mm/min durchgeführt werden. Die maximale Prüfkraft beträgt

10 kN.

Bauteiluntersuchungen an Hutprofilen und Pyramidenstümpfen werden auf einer

Hochgeschwindigkeitsprüfmaschine der Instron GmbH, Typ VHS 160/20, ebenfalls

bei Raumtemperatur durchgeführt. Auf dieser können Zug-, Druck-, Schub-, Durch-

stoß und Biegeversuche sowie angepasste Spezialversuche bei Prüfgeschwindigkei-

ten bis 20 m/s durchgeführt werden. Die maximale Prüfkraft beträgt 160 kN. Während

der Untersuchung werden Kraft-, Weg- und Zeitverläufe aufgezeichnet. Eine Deh-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

48

nungsmessung erfolgt nicht. Ist eine Dehnungsmessung erwünscht, erfolgt diese mit-

tels lokal applizierter Dehnungsmessstreifen.

4.4.1 Mechanische Untersuchungen an Biegeproben

Die Untersuchungen werden mit denen in Abbildung 17 skizzierten Biegeproben

durchgeführt. Die Biegeprüfung zeichnet sich durch eine überlagerte Zug-/Druck-

Beanspruchung aus. Direkt unterhalb des Stempels ist die Probe auf Druck belastet

und auf der gegenüberliegenden Seite, geteilt durch die neutrale Faser, auf Zug. Der

Auflageabstand beträgt gemäß DIN EN ISO 178 - 64 mm. Die Prüfgeschwindigkeit

beträgt 0,00017 m/s.

Tabelle 10 zeigt die Prüfmatrix, Abbildung 31 den Prüfaufbau.

Tabelle 10: Prüfmatrix ebene Probekörper (Flachprobe)

Material Probendicke

[mm] Aufbau

Anzahl der Prüfkörper

GMT 1,90 ± 0,5 -- 5


2,00 ± 0,5 -- 5

PP-GF60 UD-Tape 2,05 ± 0,5 unidirektional 0° 5

PP-CF60 UD-Tape 1,95 ± 0,5 unidirektional 0° 5

Abbildung 31: Prüfung der Biegeprobe nach DIN EN ISO 178

4.4.2 Mechanische Untersuchungen des Hutprofils

Für die Untersuchungen werden Probekörper der nach Abbildung 18 beschriebenen

Geometrie mit einer in y-Richtung gekürzten Länge von 80 mm eingesetzt. Der Auf-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

49

lageabstand beträgt auf Grund der gewünschten Prüfgeschwindigkeit von 1 m/s ge-

mäß DIN 2746 vierzig Millimeter (Formel 8). Die Dehnrate liegt bei 7,5 s-1.

(8)

mit:

v Prüfgeschwindigkeit

ε Dehnrate

L Auflageabstand

h Dicke des Prüfkörpers

Höhere Prüfgeschwindigkeiten können auf Grund der sich einstellenden starken Ei-

genschwingung nicht gewählt werden. Tabelle 11 zeigt die Prüfmatrix der durchge-

führten Versuche, Abbildung 32 den Prüfaufbau.

Abbildung 32: Prüfvorrichtung Hutprofil

Sowohl die Auflager, als auch die Biegefinne sind mit einem Radius von 5 mm ver-

sehen.

Adapter für Zylinderkolben

Biegefinne

Auflager

Hutprofil- Prüfkörper

Adapterplatte für

Prüfmaschine


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

50

Tabelle 11: Prüfmatrix Hutprofile


[mm] Aufbau


GMT 2 -- 3


2 -- 3


2 0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0° 4

2 +45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-

45°/+45° 4

2 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 4

4.4.3 Mechanische Untersuchung des Pyramidenstumpfes

Die Druckprüfung der Pyramidenstümpfe erfolgt ebenfalls mit einer Prüfgeschwindig-

keit von 1 m/s. Der Prüfkörper wird während der Untersuchung von einer Aufnahme

in seiner Standfläche umschlossen. Die Belastung erfolgt vertikal durch einen Stem-

pel mit einem Durchmesser von 160 mm (Abbildung 33).

Abbildung 33: Prüfaufbau Pyramidenstumpf

Tabelle 12 zeigt eine Prüfmatrix der durchgeführten Versuche:

Druckstempel zur flächigen Kraftein-leitung

Pyramidenstumpf-Prüfkörper

Grundplatte mit verstellbaren Seitenführungsele-menten


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

51

Tabelle 12: Prüfmatrix Pyramidenstümpfe


[mm] Aufbau


GMT 2,05 ± 0,35 -- 3


2,05 ± 0,05 -- 3

Laminat-Aufbauten aus PP-GF60 UD-Tape (Zu-

schnitt 1) 2,10 ± 0,05 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 3

Laminat-Aufbauten aus PP-GF60 UD-Tape (Zu-

schnitt 2)

2,10 ± 0,05 0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0° 3

2,05 ± 0,05 +45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45° 3

2,10 ± 0,05 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 3

Laminat-Aufbauten aus PP-CF64 UD-Tape (Zu-

schnitt 2) 2,10 ± 0,05 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 4


PP-GF60

2,10 ± 0,05 0°/90°/0°/90°/90°/0°/90°/0° 3

2,05 ± 0,05 +45°/-45°/+45°/-45°/-45°/+45°/-45°/+45° 3

2,10 ± 0,05 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 3


PP-CF64

2,10 ± 0,05 +45°/-45°/90°/0°/0°/90°/-45°/+45° 4

4.5 Auswertung

Für die Auswertung dienen die in den Biege- bzw. Druckprüfungen ermittelten Kraft-

Weg-Verläufe. Während der dunkelblaue Kurvenverlauf Aufschluss über den syste-

matischen Versagens-Verlauf gibt, liefert die Fläche unter der jeweiligen Kurve einen

Wert für die von den jeweiligen Bauteilen absorbierte Energie. Diese wird durch nu-

merische Integration mit Hilfe der Gauß‘schen Trapezformel berechnet.

Die Integration erfolgt bei der Flachprobe bis zum jeweiligen Kraftmaximum, unab-

hängig von der bis dahin erreichten Durchbiegung. Sowohl bei den Hutprofilen, als

auch bei den Pyramidenstümpfen erfolgt die Integration, um eine Vergleichbarkeit

darzustellen, bis zu einer definierten Eindringtiefe. Dabei bestimmt das Profil mit der

geringsten, in den Versuchen ermittelten Eindringtiefe die Integrationsgrenze. Im Fal-

le der Hutprofile liegt die Grenze bei einem Wert von 25,6 mm, für die Pyramiden-

stümpfe bei 110 mm. In den folgenden Abbildungen (Kapitel 4.5.2 und 4.5.3) sind die

Integrationsgrenzen durch die in den jeweiligen Kraft-Weg-Verläufen hellblau hinter-

legten Flächen dargestellt.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

52

4.5.1 Ebene Platte

i) GMT

Abbildung 34 zeigt exemplarisch den für das GMT-Material aufgenommenen Kraft-

Weg-Verlauf. Dabei kommt es zunächst zu einem kurzen, linearen Kraftanstieg der

Kurve (1), bevor diese auf Grund von Zwischenfaserbrüchen und Kraftumlagerungs-

vorgängen mit steigender Kraft zunehmend abfällt (2). Bei einer Kraft von 44 N

kommt es schließlich zum Bruch der Probe und einem damit einhergehenden starken

Kraftabfall (3). Mit einer bis zum Bruch gemessenen Durchbiegung von 15 mm zeigt

sich das Material als sehr duktil.

Abbildung 34: Kraft-Weg-Verlauf einer geprüften GMT-Biegeprobe

Die Probekörper zeigen auf der dem Stempel gegenüberliegenden Seite, der zugbe-

lasteten Seite der Probe, einen schrägen, über die Breite der Probe verlaufenden

Riss. Auf der Druckseite zeigt sich eine minimale Stauchung des Materials, erkenn-

bar durch eine Beule (Abbildung 35).

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20

Kra

ft in

N

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

53

Abbildung 35: Bruchbild der GMT-Biegeprobe (links: Zugseite, rechts: Druckseite)

ii) Gewebe:

Gewebeverstärkte Materialien hingegen zeigen bis zum Eintreten erster Schädigun-

gen einen langen, linearen Kraftanstieg bis zu einer Kraft von 80 N (1), Abbildung 36.

Abbildung 36: Kraft-Weg-Verlauf einer geprüften gewebeverstärkten Biegeprobe

Der danach bis zum Kraftmaximum folgende Kurvenverlauf ist unstetig (2). Es treten

erste Zwischenfaserbrüche auf. Der danach folgende langsame Kraftabfall ist auf

eine Faserschädigung an der Druckseite zurückzuführen. Danach drückt sich die

Probe kontinuierlich zwischen die beiden Auflager. Das Kraftmaximum liegt bei 85 N.

Die maximale Durchbiegung bei 6,7 mm. Der Probekörper zeigt auf der druckbelaste-

ten Seite eine Wölbung des Materials, erkennbar durch Beulen. Auf der Zugseite sind

0

50

100

150

200

250

300

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

Kra

ft in

N

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

54

optisch keine Defekte zu erkennen. Abbildung 37 zeigt ein Bild eines geprüften Pro-

bekörpers.

Abbildung 37: Bruchbild der gewebeverstärkten Biegeprobe (links: Zug-, rechts: Druckseite)

iii) PP-GF60 UD-Material:

Abbildung 38 zeigt den für das unidirektionale PP-GF60 Material aufgenommenen

Kraft-Weg-Verlauf.

Abbildung 38: Kraft-Weg-Verlauf einer geprüften PP-GF60 Biegeprobe

Während der Untersuchung kommt es ähnlich wie beim gewebeverstärkten Material

zunächst zu einem steilen linearen Anstieg der Kurve bis zu einer Kraft von 210 N

(1). Im weiteren Verlauf steigt die Kurve mit einer geringen Steigung weiter an (2). Es

kommt zu ersten Faser-Matrix-Schädigungen, welche in der Folge bei einer maxima-

0

50

100

150

200

250

300

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

Kra

ft in

N

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

55

len Kraft von 285 N zum Versagen und einem damit einhergehenden steilen Kraftab-

fall (3) führen. Die maximale Durchbiegung der Probe beträgt 8,2 mm.

Der Probekörper zeigt auf Grund der rechtwinklig zur Lastrichtung liegenden Fasern

auf der druckbelasteten Seite Beulen bedingt durch das Zusammenstauchen der Fa-

sern. Erkennbar sind, bei einem Blick auf die z-Achse des Probekörpers (Abbildung

17), ebenfalls Delaminationen. Im Gegensatz zum gewebeverstärkten Probekörper

treten auf der zugbelasteten Seite Faserbrüche, erkennbar durch Knicke entlang der

gesamten Breite, auf Grund der hohen Dehnung (größer als die Bruchdehnung der

Faser) auf. Abbildung 39 zeigt das Bruchbild.

Abbildung 39: Bruchbild der PP-GF60 UD-Biegeprobe (links: Zugseite, rechts: Druckseite)

iii) PP-CF64 UD-Material:

Der aufgenommene Kraft-Weg-Verlauf ähnelt dem des PP-GF60 Materials. Der Pro-

bekörper versagt bei einer maximalen Kraft von 140 N und einer maximalen

Durchbiegung der Probe von 3,3 mm (Abbildung 40).

Der Probekörper zeigt auf Grund der rechtwinklig zur Lastrichtung liegenden Fasern

auf der druckbelasteten Seite Faserbrüche durch das Zusammenstauchen der Fa-

sern. Auf der zugbelasteten Seite treten Faserbrüche auf Grund der hohen Dehnung

(größer als die Bruchdehnung der Faser) auf. Auffällig ist, dass es auf der Zugseite

zu einem Knicken entlang der gesamten Probekörperbreite kommt. Zudem sind im

Bereich des Knickes Ablösungen der Matrix von den Fasern zu erkennen (weiße Be-

reiche entlang des Knickes). Dies ist, wie bereits in Abbildung 16 dargestellt, ein wei-

terer Hinweis auf eine schlechte Faser-Matrix-Haftung. Abbildung 41 zeigt das

Bruchbild.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

56

Abbildung 40: Kraft-Weg-Verlauf einer geprüften PP-CF64 Biegeprobe

Abbildung 41: Bruchbild der PP-CF64 UD-Biegeprobe (links: Zugseite, rechts: Druckseite)

Die an den Biegeproben durchgeführten Biegeprüfungen haben das hohe Energie-

aufnahmevermögen endlosfaserverstärkter unidirektionaler Laminat-Aufbauten im

Vergleich zu wirrfaser- und gewebeverstärkten Aufbauten bestätigt. Die Gesamt-

Energiebetrachtung zeigt, dass endlosfaserverstärkter unidirektionaler Laminat-

Aufbauten während der Untersuchung das höchste Kraftmaximum aufweisen. Im

Vergleich zu einer Biegeprobe aus endlosfaserverstärkten unidirektionalen Laminat-

Aufbauten ist die maximale Kraftaufnahme eines gewebeverstärkten Materials um

70 % geringer. Die maximale Kraftaufnahme einer Biegeprobe aus dem Material

GMT ist sogar um 84 % geringer (Abbildung 42).

0

50

100

150

200

250

300

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

Kra

ft in

N

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

57

Abbildung 42: Energieabsorption unterschiedlicher Biegeproben im Vergleich

Beim Vergleich einer Biegeprobe, aufgebaut aus einem endlosfaserverstärkten unidi-

rektionalen Laminat, und einer Biegeprobe aus gewebeverstärktem Material, ergibt

sich zudem ein deutlicher Unterschied der Versagensbilder auf der Zugseite. Wäh-

rend erst genannter Probekörper auf dieser Seite Faserbrüche zeigt, sind auf dem

zuletzt genannten Probekörper visuell keine Schäden erkennbar.

4.5.2 Hutprofil

i) GMT-Profil:

Abbildung 43 zeigt das für den Werkstoff GMT aufgenommene Kraft-Weg-Diagramm.

Während der Untersuchung kommt es dabei zunächst zu einem steilen, linearen An-

stieg der Kurve bis zu einer maximalen Kraft von ca. 5 kN (1). Diese fällt im weiteren

Verlauf auf Grund von Kraftumlagerungsvorgängen und Schädigungen durch Zwi-

schenfaserbrüche und ersten Faserbrüchen in den Seitenstegen auf einen Wert von

ca. 3,3 kN ab (2). Der sich nach diesem Abfall darstellende, erneute Kraftanstieg der

Kurve auf 4 kN stellt die Kraftübernahme des noch intakten Bauteilbereiches, der

Fläche unterhalb des Stempels, dar (3). Bei einem Eindringweg von ca. 14,7 mm

versagt auch dieser bis dahin noch intakte Bereich schlagartig, was sich in der Kraft-

Weg-Kurve durch einen rapiden Kraftabfall von 4 kN auf ca. 1,4 kN zeigt. Im weiteren

Verlauf wird der Probekörper durch den Stempel zwischen die beiden Auflager ge-

0

50

100

150

200

250

300

350

GMT Gewebe PP-CF64 UD-Tape

PP-GF60 UD-Tape

Kra

ft in

N


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

58

drückt. Bei einem Weg von 32,5 mm ist keine Resttragfähigkeit mehr vorhanden. Die

in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Gesamtenergie beträgt im Mittel

70 Joule, das Kraftmaximum liegt bei 5 kN. Die Struktur hält nach der Untersuchung

lediglich noch durch das im Matrixmaterial eingebettete, vernadelte Vlies zusammen

(Abbildung 44).

Abbildung 43: Kraft-Weg Verlauf eines Hutprofils aus dem Werkstoff GMT

Abbildung 44: Hutprofil aus GMT nach der Untersuchung

ii) gewebeverstärktes Profil:

Ein deutlich anderes Versagens-Bild zeigt sich bei der Untersuchung des gewebe-

verstärkten Materials (Abbildung 45).

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

59

Abbildung 45: Kraft-Weg Verlauf eines Hutprofils aus gewebeverstärktem Material

Äquivalent zum GMT-Material kommt es auch bei diesem Material zunächst zu ei-

nem linearen Kraftanstieg auf ca. 4 kN (1). Im weiteren Verlauf setzt sich dieser

Kraftanstieg mit einer flacheren Steigung fort (2). Begründet ist dies durch ein Beulen

der Probe im Bereich der Seitenstege unterhalb des Stempels sowie damit einherge-

henden ersten Zwischenfaserbrüchen und ggf. Faserbrüchen, welche optisch noch

nicht sichtbar sind. In der Folge führt das Knicken der Seitenstege durch Zusammen-

schieben von Faserbündeln zu einem Kraftabfall auf ca. 3,6 kN (3). Im weiteren Ver-

lauf (4) übernimmt der noch ungeschädigte Teil der Probe, die Fläche unterhalb des

Stempels, die Kraftaufnahme. Es kommt zu weiteren Schädigungen durch das Ver-

sagen erster Glasfaserrovings, bedingt durch das Stauchen der Fasern auf der

Druckseite des Probekörpers. Final knickt die Probe ein (5) und wird zwischen die

Auflager gedrückt. Die Struktur wird während der Untersuchung nicht auseinanderge-

rissen, es bleibt eine Restfestigkeit, trotz vorhandener Faserbrüche auf der Ober-,

der Unterseite und den Seitenstegen, von ca. 0,5 kN erhalten (Abbildung 46). Der

Probekörper lässt sich nach der Entnahme aus der Prüfvorrichtung manuell durch

Einbringung einer Kraft zusammendrücken. Die in den festgelegten Integrationsgren-

zen absorbierte Gesamtenergie beträgt im Mittel 95 Joule, das Kraftmaximum liegt

bei ca. 5,1 kN.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Kra

ft in

mm

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

60

Abbildung 46: Hutprofil aus gewebeverstärktem Material nach der Untersuchung

iii) Profile aus UD-Laminaten:

Die aus UD-Material hergestellten Probekörper zeigen im Vergleich zu den Probe-

körpern aus GMT- und gewebeverstärktem Material ein nochmals differenziertes

Versagens-Bild mit deutlich höheren Kraftmaxima im Kraft-Weg-Verlauf.

Der 0°/90°-Aufbau zeigt, äquivalent zu den vorherigen Probekörper, zunächst einen

linearen Kraftanstieg auf ca. 5,5 kN (1). Die Kraft steigt im weiteren Verlauf mit gerin-

gerer Steigung weiter auf ein Maximum von ca. 7,5 kN an (2). Dieser Anstieg lässt

sich durch ein Beulen der Seitenstege unterhalb des Stempels sowie dem Stauchen

der Fasern und dem Auftreten erster Zwischenfaserbrüche und visuell noch nicht

sichtbarere Faserbrüche erklären. Der darauf folgende Kraftabfall (3) ist durch das

Knicken und Aufreißen der Seitenstege, sowie beginnenden Zwischenfaserbrüchen

in der Fläche unterhalb des Stempels, gekennzeichnet. Am Ende des kontinuierli-

chen Kraftabfalls kommt es zum Totalversagen der Struktur durch Faserbrüche in

den 0°-Lagen unterhalb der linienförmigen Krafteinleitung (4). Die Struktur zerbricht

und wird zwischen die Auflager gedrückt. Eine Resttragfähigkeit ist, ähnlich wie beim

Probekörper aus GMT-Material, nicht vorhanden (5) – Abbildung 48. Die in den fest-

gelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie beträgt im Mittel 121 Joule, das

Kraftmaximum liegt bei 7,3 kN.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

61

Abbildung 47: Kraft-Weg Verlauf eines Hutprofils aus UD-Material im 0°/90°-Aufbau

Abbildung 48: Hutprofil aus einem ebenen 0°/90°-Gelege nach der Untersuchung

Der +/- 45°-Aufbau (Abbildung 49) zeigt ebenfalls ein zunächst linearen Kraftanstieg

auf ca. 4,2 kN (1). Im folgenden Verlauf führen Zwischenfaserbrüche in den Seiten-

stegen und daraus resultierende Beul-Vorgänge zu einem weiteren, flacheren Kraft-

anstieg (2), welcher kurz vor dem Knicken der gebeulten Seitenstege nochmals kurz

ansteigt (3). Der danach folgende kontinuierliche Kraftabfall (4) ist durch das Versa-

gen der gebeulten Seitenstege und dem beginnenden Versagen des flächigen Berei-

ches unterhalb des Stempels gekennzeichnet. Zum Ende der Untersuchung wird die

Probe durch die Kraft des Stempels zwischen die Auflager gedrückt (5). Die Struktur

zerbricht nicht, eine Restfestigkeit von > 0,5 kN bleibt erhalten (Abbildung 50). Es ist

zu erkennen, dass die 45° ausgerichteten Fasern versucht haben der einwirkenden

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

62

Kraft entgegenzuwirken. Links und rechts neben der Eindringstelle des linienförmi-

gen Krafteinleitungselementes sind auf der Druckseite des Probekörpers Abwei-

chungen der Faserorientierung von der ursprünglichen 45°-Ausrichtung sichtbar. Die

in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie beträgt 118 Joule das

Kraftmaximum liegt bei 7,3 kN.

Abbildung 49: Kraft-Weg Verlauf eines Hutprofils aus UD-Material im +/-45°-Aufbau

Abbildung 50: Hutprofil aus einem ebenen +/-45°-Gelege nach der Untersuchung

Abbildung 51 zeigt den Kraft-Weg-Verlauf eines quasiisotrop aufgebauten Hutprofils.

Dieser ist dem der +/- 45°-Probe ähnlich. Der einzige Unterschied zeigt sich im Kni-

cken der Seitenstege unterhalb des Stempels. Zudem versagen diese nicht gleichzei-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

63

tig, sondern nacheinander (3). Ebenso wie der 45° aufgebaute Probekörper zerbricht

der quasiisotrop aufgebaute Probekörper nicht. Eine Restfestigkeit von > 0,5 kN

bleibt erhalten (5).

Abbildung 51: Kraft-Weg Verlauf eines Hutprofils aus UD-Material im quasiisotropen Aufbau

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie beträgt im Mittel

124 Joule, das Kraftmaximum liegt bei 7,3 kN. Abbildung 52 zeigt das untersuchte

Hutprofil.

Abbildung 52: Hutprofil aus einem ebenen quasiisotrop aufgebauten Gelege nach der Untersu-

chung

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

64

Die an den Hutprofilen durchgeführten Biegeprüfungen haben das hohe Energieauf-

nahmevermögen unidirektionaler Laminat-Aufbauten im Vergleich zu wirrfaser- oder

gewebeverstärkten Aufbauten bestätigt. Die Gesamt-Energiebetrachtung zeigt, dass

diese während der Untersuchung in den festgelegten Integrationsgrenzen die meiste

Energie absorbieren. Dabei zeigt das Hutprofil, hergestellt aus einem quasiisotrop

aufgebauten Laminat, die größte Energieabsorption. Im Vergleich zu einem Hutprofil

aus gewebeverstärkten Material ist diese um 30 % höher, im Vergleich zu einem

Hutprofil aus dem Material GMT um 77 % (Abbildung 53). Ein ähnliches Ergebnis

zeigt die Auswertung der im Mittel erreichten Kraftmaxima. Diese liegen bei den ver-

schiedenen unidirektionalen Laminat-Aufbauten gleich auf und sind im Mittel um

45 % höher, als die eines aus wirrfaserverstärktem oder gewebeverstärktem Material

aufgebauten Hutprofils (Abbildung 54).

Abbildung 53: Gesamtenergieabsorption geprüfter Hutprofile

0

20

40

60

80

100

120

140

GMT Gewebe UD +/-45° PP-GF60

UD 0°/90° PP-GF60

UD quasiisotrop

PP-GF60

En

erg

iea

bso

rpti

on

in

J


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

65

Abbildung 54: Vergleich der Kraftmaxima geprüfter Hutprofile

Es zeigt sich jedoch bei allen untersuchten Probekörpern ein systematisches

Versagensbild. So zeigt sich nach dem Ende des linearen Kraftanstiegs zunächst ein

Beulen und Knicken der Seitenstege unterhalb des Stempels. Diese reißen zum Teil

im weiteren Verlauf der Prüfung ein (Abbildung 44 und Abbildung 48). Danach, und

das zeigt sich bei allen Probekörpern gleichermaßen, erfolgt die Kraftaufnahme

durch den noch intakten Bereich des Probekörpers unterhalb des linienförmigen

Krafteinleitungselementes (Stempel).

Die bis zum Kraftmaximum absorbierte Energie ist bei dem quasiisotrop aufgebauten

Hutprofil ebenfalls am höchsten (Abbildung 55). Der Wert liegt 30 % höher, als bei

einem aus gewebeverstärktem Material aufgebauten Profil, bzw. 70 % höher gegen-

über einem aus dem Material GMT aufgebauten Profil.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

GMT Gewebe UD +/-45° PP-GF60

UD 0°/90° PP-GF60

UD quasiisotrop

PP-GF60

Kra

ft in

kN


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

66

Abbildung 55: Vergleich der bis zum Kraftmaximum absorbierten Energie geprüfter Hutprofile

Auffällig ist, dass das Hutprofil, hergestellt aus gewebeverstärktem Material bis zum

Kraftmaximum mehr Energie absorbiert, als jenes, hergestellt aus einem 0°/90°-

Laminat (Abbildung 55). Ein Effekt, der sich bei der Betrachtung der Gesamtenergie-

absorption in den vorgegebenen Grenzen nicht zeigt (Abbildung 53).

4.5.3 Pyramidenstumpf

i) GMT-Profil:

Abbildung 56 zeigt das für den Werkstoff GMT aufgenommene Kraft-Weg-Diagramm.

Während der Untersuchung kommt es dabei zunächst zu einem linearen Kraftanstieg

bis ca. 20 kN (1), der im weiteren Verlauf durch erste Zwischenfaserbrüche und Fa-

serbrüche im oberen Drittel des Probekörpers an Steigung verliert (2). Nach dem Er-

reichen der Maximalkraft von ca. 26 kN knickt das obere Drittel des Pyramidenstump-

0

10

20

30

40

50

60

GMT UD 0°/90° PP-GF60

Gewebe UD +/-45° PP-GF60

UD quasiisotrop

PP-GF60

En

erg

iea

bso

rpti

on

in

Jo

ule


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

67

fes ein. Es kommt zum Kraftabfall auf 10 kN. Im weiteren Verlauf kommt es dann zur

Kraftübernahme durch den noch unbeschädigten Bereich des Probekörpers (untere

2/3) und kurz darauf zum Totalversagen der Struktur (3) auf Grund der inhomogenen

Wanddickenverteilung in den Seitenwänden.

Abbildung 56: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes aus GMT-Material

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie beträgt im Mittel

866 Joule Abbildung 57 zeigt das Versagens-Bild der Struktur.

Abbildung 57: Versagens-Bild des GMT-Profils

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

68

Auf Grund der inhomogenen Wanddicken kann der für die Energieabsorption be-

rechnete Wert lediglich als Tendenz gesehen werden.

ii) gewebeverstärktes Profil und Profil, aufgebaut aus einem quasiisotropen

PP-GF60-Laminat – Zuschnitt 1:

Die Probekörper hergestellt aus gewebeverstärktem Material und einem quasiisotrop

aufgebauten PP-GF60 Laminat (Zuschnitt 1 - Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) zeigen ein

grundsätzlich ähnliches Verhalten mit Unterschieden in den Kraftmaxima - Abbildung

58 und Abbildung 59. Beide Materialien zeigen einen zunächst linearen Kraftanstieg

bis zum Erreichen der Maximalkraft (1). Der anschließende Abfall der Kurve kenn-

zeichnet das Versagen der Struktur in den mit matrixgefüllten Eckbereichen mit da-

rauf folgendem Beulen und Knicken der Profil-Seitenwände (2). Bereich (3) repräsen-

tiert die Resttragfähigkeit der zusammengefalteten Strukturen von ca. 2 kN.

Abbildung 58: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes aufgebaut aus gewebeverstärktem

Material – Zuschnitt 1

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

69

Abbildung 59: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes, aufgebaut aus einem quasiisotrop

PP-GF60-Laminat – Zuschnitt 1

Die in den festgelegten Iterationsgrenzen ermittelte Energieabsorption des gewebe-

verstärkten Probekörpers beträgt im Mittel 262 Joule. Die Energieabsorption des aus

einem quasiisotrop aufgebauten Laminat gefertigten Probekörpers beträgt im Mittel

266 Joule. Abbildung 60 zeigt das jeweilige Versagens-Bild. Die zusammengefalte-

ten Probekörper sind stabil und lassen sich nach der Prüfung durch das Einbringen

einer manuellen Kraft kaum weiter verformen.

Abbildung 60: Versagens-Bild des gewebeverstärkten Profils – Zuschnitt 1 (links) und eines

Profils, aufgebaut aus einem quasiisotrop PP-GF60-Laminat (rechts)

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

70

iii) Profile aus PP-GF60-Laminaten – Zuschnitt 2:

Die Probekörper, hergestellt aus einem PP-GF60-Laminat (Zuschnitt 2 - Abbildung

26, Kapitel 4.3.3) im quasiisotropen und 0°/90°-Aufbau, zeigen ebenfalls ein ähnli-

ches Verhalten mit Unterschieden in den Kraftmaxima. Bei beiden Probekörpern

kommt es zunächst zu einem linearen Kraftanstieg (1), welcher sich in der Folge auf

Grund von Zwischenfaserbrüchen, beginnenden Faserbrüchen, Delaminationen und

dem damit einhergehendem Beulen und Knicken des Probekörpers mit einer gerin-

geren Steigung fortsetzt (2). Der Kraftabfall nach Erreichen des Kraftmaximums re-

präsentiert das Einreißen der Struktur an den mit Matrixmaterial gefüllten Trennun-

gen im oberen Drittel des Probekörpers (3). Der im weiteren Verlauf auftretende

Kraftanstieg (4) kennzeichnet das beginnende Versagen der noch ungeschädigten

Struktur in den unteren 2/3 des Probekörpers mit anschließendem Knicken und da-

rauf folgendem Totalversagen. Da die Probekörper zwischen den Seitenführungs-

elementen (Vergleich Abbildung 33) gehalten werden und sich nicht frei in alle Raum-

richtungen ausbreiten können, verfügt der Probekörper während der Prüfung über

eine Restfestigkeit von ca. 7 – 8 kN (Abbildung 61und Abbildung 62).

Abbildung 61: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes aus einem 0°/90° aufgebauten PP-

GF60-Laminat – Zuschnitt 2

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

71

Abbildung 62: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes eines Profils, aufgebaut aus einem

quasiisotropen PP-GF60-Lamniat – Zuschnitt 2

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie des 0°/90°-Profils

beträgt im Mittel 1226 Joule, die des quasiisotrop aufgebauten Profils 1374 Joule.

Abbildung 63 zeigt das jeweilige Versagens-Bild.

Abbildung 63: Versagens-Bild der aus 0°/90°-Laminaten aufgebauten Pyramidenstümpfe (links)

und der aus quasiisotrop aufgebauten Laminaten hergestellten Pyramidenstümpfe aus PP-

GF60 (rechts)

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

72

Die untersuchten Probekörper sind nach Entnahme aus der Prüfvorrichtung instabil

und lassen sich leicht, durch das Aufbringen einer minimalen Kraft verformen.

Das Versagens-Bild eines aus einem symmetrisch aufgebauten +/-45°-Laminates

(Zuschnitt 2 - Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) hergestellten Pyramidenstumpfes zeigt

einen leicht differenzierten Kurvenverlauf (Abbildung 64).

Abbildung 64: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes, aufgebaut aus einem +/-45° PP-

GF60-Laminates – Zuschnitt 2

Während die Bereiche (1) und (2) ähnlich sind, kommt es nach dem Erreichen der

Maximalkraft mit zunehmendem Intrusionsweg zu einem Kraftabfall. Dieser lässt sich

durch das Versagen der Struktur durch eine Art „Eindrehen“ beschreiben. Auf Grund

des +/-45°-Aufbaus werden die auftretenden Schubkräfte durch ein Eindrehen der

Struktur unterhalb des Stempels absorbiert. Die am Ende der Untersuchung gemes-

sene Resttragfähigkeit beträgt ebenfalls 7 kN.

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

73

Abbildung 65: Versagens-Bild eines Pyramidenstumpfes, aufgebaut aus einem +/- 45° PP-

GF60-Laminates – Zuschnitt 2

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie des Profils beträgt

im Mittel 957 Joule. Abbildung 65 zeigt das Versagens-Bild. Die untersuchten Probe-

körper lassen sich nach Entnahme aus der Prüfvorrichtung ebenfalls durch leichte

Kraftaufbringung verformen.

iv) Profil aus PP-CF64-Laminaten – Zuschnitt 2:

Der Kraft-Weg-Verlauf eines Probekörpers, aufgebaut aus einem quasiisotropen PP-

CF64-Laminat (Zuschnitt 2 - Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) zeigt zunächst einen linea-

ren Kraftanstieg auf eine Maximalkraft von 51 kN (1). Nach Erreichen dieser Kraft fällt

die Kurve zunächst auf 22 kN ab, bevor diese im weiteren Verlauf wieder auf ca.

30 kN ansteigt (2). Dabei deutet der Kraftabfall auf erste Zwischenfaserbrüche, be-

ginnende Faserbrüche und Delamination hin, die in der Folge ein Beulen und Kni-

cken im oberen Drittel des Probekörpers verursachen. Der darauf nochmals folgende

Kraftanstieg ergibt sich durch das Einknicken des Probekörpers nach innen. Danach

kommt es zunächst zum rapiden Kraftabfall auf 10 kN, welcher im weiteren Verlauf

stetig auf unter 4 kN abfällt. Dieser Kraftabfall steht für ein Versagen der Bauteilstruk-

tur auf Grund von Schubknickeffekten. Da auch die benachbarten Bereiche auf

Grund der schlechten Faser-Matrix-Haftung die eingeleiteten Kräfte nicht überneh-

men können (Abbildung 16, Kapitel 4.1), kommt es zum großflächigem Versagen des

Probekörpers [8]. Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

74

des Profils beträgt 1028 Joule. Abbildung 66 zeigt den Kraft-Weg-Verlauf der Unter-

suchung, Abbildung 67 das Versagens-Bild. Die Probekörper verfügen nach der Un-

tersuchung über keinerlei Restfestigkeit. Zudem besteht keinerlei Strukturzusam-

menhalt.

Die absorbierte Energie des kohlenstofffaserverstärkten Profils kann auf Grund der

unzureichenden Faser-Matrix-Haftung sowie der unzureichenden Faser-Spreizung

(vgl. Kapitel 4.1) nicht direkt mit der eines glasfaserverstärkten Profils verglichen

werden. Jedoch zeigt sich im Vergleich zu einem glasfaserverstärktem Profil mit glei-

chem Aufbau ein gänzlich differenziertes Versagens-Bild. Auf Grund der geringeren

Dehnung der Kohlenstofffaser im Vergleich zur E-Glasfaser (Tabelle 2) kommt es bei

wesentlich geringeren Intrusionswegen zum Versagen des Probekörpers. Zudem

bauen glasfaserverstärkte Profile Energie durch Beulen, Knicken und Falten ab. Das

kohlenstofffaserverstärkte Profil hingegen baut Energie durch Zerfall der Komplett-

struktur in einzelne, kleine Teile ab.

Abbildung 66: Kraft-Weg Verlauf eines Pyramidenstumpfes, aufgebaut aus einem quasiisotro-

pen PP-CF64-Laminat – Zuschnitt 2

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

75

Abbildung 67: Versagens-Bild eines quasiisotrop aufgebauten Profils aus PP-CF64 UD-

Organoblech (Zuschnitt 2)

v) Profile aus schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauten PP-GF60 UD-

Tapes

Schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebaute Probekörper aus dem Materi-

al PP-GF60 mit einem symmetrischen 0°/90°-Aufbau und einem symmetrischen

+/-45°-Aufbau zeigen ein grundsätzlich ähnliches Energieabsorptionsverhalten. Bei-

de Probekörper zeigen, wie bereits die aus zweidimensionalen Laminaten aufbauten

Varianten (Zuschnitte 2 -Abbildung 26, Kapitel 4.3.3), einen zunächst linearen Kraft-

anstieg. Dieser steigt im weiteren Verlauf der Untersuchung durch Zwischenfaser-

brüche, beginnende Faserbrüche, Delaminationen und dadurch verursachte

Beulvorgänge mit einer geringeren Steigung weiter an – Bereiche (1) und (2). Nach

dem Erreichen des Kraftmaximums von 27,5 kN kommt es bei beiden Strukturen zum

Kraftabfall durch Knicken im oberen Drittel des Probekörpers (3). Der erneute Kraft-

anstieg mit später folgendem Kraftabfall (4) kennzeichnet die Kraftübernahme durch

den noch intakten Bereich der Probekörper und das danach folgende, partielle Ver-

sagen durch Aufreißen (Abbildung 70). In beiden Fällen sind Faserbrüche hauptur-

sächlich.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

76

Abbildung 68: Kraft-Weg Verlauf eines schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufbauten

Pyramidenstumpfes (0°/90°) aus PP-GF60 UD-Tape


Pyramidenstumpfes (+/-45°) aus PP-GF60 UD-Tape

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

77

Abbildung 70: Versagens-Bild eines schichtweise, lastgerecht, dreidimensional 0°/90° aufge-

bauten Pyramidenstumpfes (links) und eines +/-45° aufgebauten Pyramidenstumpfes (rechts) –

Material: PP-GF60

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierten Energien der Profile betra-

gen im Falle des symmetrischen 0°/90°-Aufbaus im Mittel 1128 Joule und im Falle

des symmetrischen +/-45°-Aufbaus 1042 Joule. Abbildung 68 und Abbildung 69 zei-

gen den gemessenen Kraft-Weg-Verlauf, Abbildung 70 zeigt das Versagens-Bild der

Profile. Ein Zusammenhalt sowie eine Resttragfähigkeit der Strukturen von ca.

5 - 6 kN sind gegeben. Dennoch sind die Aufbauten im Bereich der Knicke durch

deutlich sichtbare, teils großflächige Materialschädigungen (Faserbrüche) gekenn-

zeichnet.

Der schichtweise, lastgerecht, dreidimensional quasiisotrop aufgebaute Probekörper

aus einem PP-GF60 Material zeigt ein zu den vorher beschriebenen Probekörpern

differenziertes Verhalten. Während die Bereiche (1) und (2) ähnlich den der vorheri-

gen Aufbauten sind, zeigt der Probekörper nach Erreichen der Maximalkraft ein ho-

hes und nahezu gleichbleibendes Energie-Absorptionsvermögen über einen langen

Intrusionsweg (3) und (4). Bereich (3) ist dabei von Zwischenfaserbrüchen, ersten

Faserbrüchen, Delaminationen und damit dem damit einhergehendem Beulen im

oberen Drittel des Bauteils gekennzeichnet. Erste Knicke im oberen Drittel des Pro-

bekörpers führen zwischen den Beriechen (3) und (4) zu einem leichten Kraftabfall.

Bereich (4) ist durch das Beulen der Struktur im noch intakten Bereich des Probekör-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

78

pers gekennzeichnet. Bereich (5) steht für das Versagen der Struktur durch Knicken

und Falten. Die geprüfte Struktur zeigt lediglich minimale Risse an kleinen Stellen

des Bauteils. Eine Reststabilität bleibt erhalten. Übertragen auf ein Bauteil bedeutet

dies, dass die Struktur auch nach einer Belastung, wie einem Crash, über eine Rest-

tragfähigkeit, z. B. im untersuchten Aufbau von ca. 7 kN, 1/3 der ursprünglichen

Tragfähigkeit, verfügt (Abbildung 71).


Pyramidenstumpfes (quasiisotrop) aus PP-GF60 UD-Tape

Abbildung 72: Versagens-Bild eines schichtweise, lastgerecht, dreidimensional quasiisotrop

aufgebauten Pyramidenstumpfes aus PP-GF60

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

79

Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie dieses Aufbaus be-

trägt im Mittel 1521 Joule. Der Probekörper ist auch nach der Untersuchung stabil

und kann lediglich durch einen sehr hohen manuellen Kraftaufwand verformt werden

(Abbildung 72).

vi) Profile aus schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauten PP-CF64 UD-

Tapes

Schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebaute Probekörper aus dem Materi-

al PP-CF64 mit einem quasiisotropen Aufbau zeigen zunächst einen steilen Kraftan-

stieg auf ca. 25 kN (1), bevor dieser nach Erreichen der Maximalkraft rapide abfällt

(2). Ursächlich hierfür ist das eintretende Schubknicken. Die noch intakten Bauteilbe-

reiche können auf Grund der schlechten Faser-Matrix-Haftung die auftretenden Kräf-

te nicht übernehmen. Es kommt zum Totalversagen des Probekörpers. Abbildung 73

und Abbildung 74 zeigen den aufgenommen Kraft-Weg-Verlauf bzw. das Versagens-

Bild. Die in den festgelegten Integrationsgrenzen absorbierte Energie dieses Aufbaus

beträgt im Mittel im Mittel 970 Joule.


Pyramidenstumpfes (quasiisotrop) aus PP-CF64 UD-Tape

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100 120

Kra

ft in

kN

Weg in mm


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

80

Wie bereits beim Pyramidenstumpf aus einem quasiisotrop aufgebauten PP-CF64

Laminat (Zuschnitt 2 - Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) kann die absorbierte Energie des

kohlenstofffaserverstärkten Profils auf Grund der unzureichenden Faser-Matrix-

Haftung nicht direkt mit der eines glasfaserverstärkten Profils verglichen werden. Je-

doch zeigt sich auch bei dieser Untersuchung im Vergleich zu einem glasfaserver-

stärktem Profil mit gleichem Aufbau ein gänzlich differenziertes Versagens-Bild. Auch

bei diesem Aufbau kommt es auf Grund der geringeren Dehnung der Kohlenstofffa-

ser im Vergleich zur E-Glasfaser (Tabelle 2) bei wesentlich geringeren Intrusionswe-

gen zum Versagen des Probekörpers. Während das glasfaserverstärkte Profil Ener-

gie durch Beulen, Knicken und Falten abbaut, baut das kohlenstofffaserverstärkte

Profil Energie durch Zerstörung der Komplettstruktur ab (Zerfall in einzelne, kleine

Teile). Die kohlenstofffaserverstärkten Pyramidenstümpfe verfügen nach der Unter-

suchung über keinerlei Restfestigkeit – es besteht nach Beendigung der Untersu-

chung nur ein geringer Strukturzusammenhalt.

Abbildung 74: Versagens-Bild eines schichtweise, lastgerecht, dreidimensional quasiisotrop

aufgebauten Pyramidenstumpfes aus PP-CF64

Wie bereits bei den Hutprofilen, haben auch bei den Pyramidenstümpfen die Probe-

körper, aufgebaut aus quasiisotropen Laminaten, die besten Ergebnisse erzielt. Zu-

dem haben schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebaute Probekörper im

Vergleich zu umgeformten Aufbauten, hergestellt aus Halbzeugen nach Zuschnitt 2

(Abbildung 26, Kapitel 4.3.3), das beste Ergebnis erzielt. Während umgeformte Pro-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

81

bekörper entlang der Trennungen aufreißen, bewahren schichtweise, lastgerecht,

dreidimensional aufgebaute Probekörper aus unidirektionalen Verbundmaterialien

(Abbildung 28, Kapitel 4.3.3) auch nach der Untersuchung einen Strukturzusammen-

halt. Für Bauteile der Fahrzeugstruktur bedeutet dies, dass im Crashfall ein besserer

Schutz durch den Strukturzusammenhalt, aber auch durch die gleichmäßige Ener-

gieabsorption über einen großen Intrusionsweg gegeben wäre. Umgeformte Bauteile,

hergestellt aus Halbzeugen nach Zuschnitt 1 (Abbildung 26, Kapitel 4.3.3), schneiden

in der Auslegung und im Versuch am schlechtesten ab. Grund hierfür ist die Lage der

Trennkanten. Diese liegen im am höchsten belasteten Bereich des Probekörpers. Ein

Aufreißen der Trennkanten tritt sofort nach Erreichen der Maximalkraft ein. Derartige

Aufbauten sollten vermieden werden. Trennkanten sollten so ausgelegt sein, dass

diese außerhalb der Hauptlastpfade liegen. Zudem sollten Bauteile mit Trennkanten

jeglicher Art zusätzlich, durch z. B. die Fahrzeugstruktur, in der Außenkontur, ähnlich

dem Prüfaufbau (Abbildung 33, Kapitel 4.4.3), eingefasst werden.

Abbildung 75 zeigt das beschriebene Energieabsorptionsvermögen verschiedener

unidirektionaler, glasfaserverstärkter, quasiisotroper Aufbauten im Vergleich. Abbil-

dung 76 zeigt vergleichend die Kraftmaxima dieser Aufbauten. Anders als beim

Energieabsorptionsvermögen ist das Kraftmaximum bei umgeformten Probekörpern,

hergestellt aus Halbzeugen nach Zuschnitt 2, geringfügig größer, als das der

schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauten Probekörper. Beide Probe-

körper zeigen jedoch ein ähnliches Versagensbild. Erste Faserbrüche, Zwischenfa-

serbrüche und Delaminationen führen zunächst zu einem Beulen und darauf folgen-

dem Knicken mit partiellem Aufreißen des oberen Drittels der Probekörper. Erst da-

nach folgt die Kraftübernahme der noch intakten Bereiche (untere zwei Dritteln der

Geometrie). Auch hier führen Faserbrüche, Zwischenfaserbrüche und

Delaminationen zunächst zu einem Beulen und in der Folge zum Knicken und Auf-

reißen des Probekörpers.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

82

Abbildung 75: Energieabsorptionsvermögen der Aufbauten im Vergleich

Abbildung 76: Kraftmaxima der Aufbauten im Vergleich

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

quasiisotroper Laminat-Aufbau

Zuschnitt 1


Zuschnitt 2

quasiisotroper dreidimensionaler Laminat-Aufbau

En

erg

iea

bso

pti

on

in

J

0

5

10

15

20

25

30


Zuschnitt 1


Zuschnitt 2

quasiisotroper dreidimensionaler Laminat-Aufbau

Kra

ft in

kN


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

83

Die für den kohlenstofffaserverstärkten Verbundwerkstoff gemessene Energieabsorp-

tion liegt auf Grund der eingangs beschriebenen Defizite in der Faser-Matrix-Haftung

sowie in der Faser-Spreizung, unterhalb der eines glasfaserverstärkten Verbund-

werkstoffes. Es kommt während der Untersuchung zu einem Versagen durch Schub-

knicken. Da auch die benachbarten Bereiche auf Grund der schlechten Faser-Matrix-

Haftung die eingeleiteten Kräfte nicht übernehmen können (Abbildung 16, Kapitel

4.1) kommt es zum Totalversagen des Probekörpers [8].

Abbildung 77 zeigt das unterschiedliche Energieabsorptionsvermögen im Vergleich.

Die an den PP-CF64-Profilen ermittelten Ergebnisse sind auf Grund der oben be-

schriebenen Tatsache rot dargestellt. Zudem zeigt sich ein grundsätzlich unter-

schiedliches Versagens-Bild zwischen glas- und kohlenstofffaserverstärkten Syste-

men. Während erstere die eingebrachte Energie durch Beulen, Knicken und Falten

aufnehmen, nehmen letztere die Energie durch Zerfall der Struktur auf. Dieser Abbau

führt in der Folge zu einem Totalversagen des untersuchten Bauteils: Das Bauteil

zerfällt in Einzelstücke.

Abbildung 77: Energieabsorptionsvermögen unidirektionaler, quasiisotroper PP-GF60- und PP-

CF64-Aufbauten im Vergleich

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800


Zuschnitt 1

PP-GF60


Zuschnitt 2

PP-GF60

quasiisotroper dreidimensionaler

Laminat-Aufbau

PP-GF60


Zuschnitt 2

PP-CF64

quasiisotroper dreidimensionaler

Laminat-Aufbau

PP-CF64

En

erg

iea

bs

orp

tio

n in

J


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

84

Profile aus GMT-Material konnten trotz hohen Werkzeuginnendrücken und hoher

Werkzeugtemperaturen nicht mit gleichbleibenden Wanddicken hergestellt werden.

Grund hierfür ist der große Umformgrad der Geometrie. Das Material kann sich durch

Fließvorgänge nicht gleichmäßig in der Form verteilen. Es kommt zu Materialverar-

mungen und -anreicherungen. Dies lässt die Schlussfolgerung zu, dass das vorlie-

gende GMT-Material für flächige, nicht aber für Bauteile mit großen Umformgraden

geeignet ist.

Ebenso konnten Profile aus gewebeverstärkten Halbzeugen nach Zuschnitt 2

(Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) nicht hergestellt werden. Das Material zog sich bereits

während der Erwärmung an den matrixreichen Trennkanten auseinander und wurde

durch die einwirkende Schwerkraft zusätzlich nach unten gezogen. Grund hierfür ist

der einlagige Materialaufbau des gewebeverstärkten Materials. Anders als bei den

unidirektionalen Laminat-Aufbauten ist ein Abgleiten/Verschieben einzelner Schich-

ten während der Erwärmung möglich. Es kommt in der Folge zum beschriebenen

Aufreißen entlang der Trennkanten. Daher empfiehlt sich für Bauteile mit großen Um-

formgraden unter den gegebenen Fertigungsbedingungen die Verwendung von La-

minat-Aufbauten aus unidirektionalen Tapes. Alternativ könnten dünnere, gewebe-

verstärkte Materialien, bei denen zwei Lagen mit unterschiedlicher Zuschnitt-

Geometrie und versetzten Trennungen übereinandergelegt werden, zielführend sein.

4.6 Vergleich der Energieabsorption schichtweise, lastgerecht,

dreidimensional aufgebauter Systeme mit konventionellen

Stahlanwendungen

Dieses Kapitel vergleicht mechanische Eigenschaften schichtweise, lastgerecht,

dreidimensional aufgebauter Systeme (Vergleichsbauteil) mit denen konventioneller

Stahlanwendungen. Gegenübergestellt werden Ergebnisse quasiisotrop aufgebauter

Pyramidenstümpfe aus unidirektionalen PP-GF60 Laminaten (Tabelle 4, Kapitel 4.1)

mit denen durch FEM-Simulation ermittelten Energieabsorptionsmaxima eines Pyra-

midenstumpfes aus konventionellem Tiefziehstahl (DC04). Für die Simulation wird


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

85

ein für das Tiefziehen geeigneter Stahl, Stahl DC04, mit einem E-Modul von 210 GPa

und einer Dichte von 7,8 g/cm³ eingesetzt. Untersuchungen an Stahlbauteilen sind

nicht erforderlich, da Stahl isotrope Werkstoffeigenschaften hat und das Bauteilver-

halten sehr gut durch kommerziell erhältliche Simulationstools beschrieben werden

kann.

Die Randbedingungen der Simulation entsprechen den Prüfbedingungen des Ver-

gleichsbauteils. Das Bauteil ist in seiner Standfläche umlaufend eingefasst. Die

Krafteinleitung erfolgt von oben durch einen Stempel mit einer Geschwindigkeit von

1 m/s (Abbildung 78). Die Elementgröße wird auf 5 mm festgelegt. Die Simulation

wird bei einem Eindringweg von 50 mm abgebrochen. Die Löschung einzelner Ele-

mente erfolgt beim Erreichen einer maximalen Gesamtverfomung von 45 %.

Die Auswertung der Simulationsergebnisse zeigt die Energieabsorption von zwei

verschiedenen Stahlaufbauten. Aufbau 1 repräsentiert das ermittelte Energieabsorp-

tionsvermögen eines Stahlaufbaus bei einem, im Vergleich zum Referenzbauteil,

äquivalenten Bauteilgewicht von 270 g. Aufbau 2 ist mit einer Wanddicke von

0,95 mm so ausgelegt, dass das Energieabsorptionsvermögen des Stahlbauteils und

des Referenzbauteils gleich sind. Abbildung 79 zeigt die Kraft-Weg-Verläufe des Re-

ferenzbauteils sowie der Stahlaufbauten 1 und 2 im graphischen Vergleich dar.

Abbildung 78: Darstellung der Randbedingungen in der Simulation


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

86

Abbildung 79: Kraft-Weg-Verläufe unterschiedlicher Stahlaufbauten im Vergleich zu quasiiso-

trop, dreidimensional aufgebauten Pyramidenstümpfen aus PP-GF60 UD-Tape

Die sich aus den Aufbauten ergebenden Wanddicken, Gewichte und in den Grenzen

ermittelten absorbierten Energien sind in Tabelle 13 dargestellt.

Tabelle 13 Vergleich unterschiedlicher Aufbauten (Stahl und PP-GF60)

Aufbau Gewicht [g] Wandstärke [mm] absorbierte Energie

Stahl 1 270 0,38 152

Stahl 2 667 0,95 660

PP-GF60 270 2,00 671

Der Vergleich bestätigt das eingangs genannte Ziel. Im konkreten Beispiel zeigt das

Referenzbauteil bei gleichem Bauteilgewicht eine um 75 % höhere Energieabsorpti-

on im Vergleich zum Stahlbauteil mit dem Aufbau 1 (äquivalente Gewichte). Bei glei-

cher Energieabsorption hätte das Stahlbauteil mit dem Aufbau 2 ein 2,5-fach höheres

Gewicht.

Ebenso zeigt der direkte Vergleich der Kraft-Weg-Verläufe, dass das Referenzbauteil

bis zum Eintreten der ersten Strukturschädigung (erster Peak) mehr Energie absor-

biert, als die beiden zum Vergleich dargestellten Stahlaufbauten. Andererseits wird

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

35,00

0 20 40

Kra

ft (

kN

)

Verschiebung (mm)

Stahl DC04 Aufbau 1

Stahl DC04 - Aufbau 2

PP-GF60 quasiisotrop, 3D

- Referenzbauteil


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

87

ersichtlich, dass die Energieaufnahme des Referenzbauteils über den Eindringweg

bis hin zum Krafteinbruch deutlich konstanter ist, als bei vergleichbaren Stahlaufbau-

ten. Der unstetige Verlauf der Kraft-Weg-Kurve des Stahlaufbaus 2 weist auf ein stu-

fenweises Versagen des Stahlbauteils hin. Das bedeutet, dass nach und nach ein-

zelne Bauteilbereiche einknicken. Grund hierfür ist die geringe Bauteilwanddicke. Bei

einer Erhöhung der Bauteilwanddicke würde sich ein anderes Verhalten ergeben. Im

Falle des Stahlaufbaus 2 liegt am Ende der Untersuchung ein zusammengefaltetes

Bauteil vor.

4.7 Zusammenfassung

Kapitel 4 gibt einen Überblick über verwendete Halbzeuge, Herstellverfahren und

durchgeführte mechanische Untersuchungen an den unterschiedlichen Geometrien:

a) den Biegeproben (vgl. Abbildung 17, Kapitel 4.2.1),

b) den Hutprofilen (vgl. Abbildung 18, Kapitel 4.2.2),

c) den Pyramidenstümpfen (vgl. Abbildung 19, Kapitel 4.2.3).

Basierend auf den verschiedenen mechanischen Untersuchungen konnten die hohen

mechanischen Kennwerte unidirektionaler Aufbauten nachgewiesen werden. Darü-

ber hinaus konnte am Beispiel des Probekörpers c) das hohe Energieabsorptions-

vermögen schichtweise, lastgerecht, dreidimensionaler Aufbauten aus UD-Tape im

Speziellen aufgezeigt werden.

Bereits bei Auswertung der Untersuchungsergebnisse der Biegeproben zeigt sich ein

Anstieg der mechanischen Kennwerte, angefangen beim GMT-Material, über das

gewebeverstärkte Material bis hin zu den unidirektionalen Laminaten (vgl. Abbildung

42, Kapitel 4.5). Gleiches konnte bei den aus den verschiedenen Halbzeugen herge-

stellten Hutprofilen beobachtet werden. Diese zeigen in der quasidynamischen

3-Punkt-Biegprüfung ein ansteigendes Energieabsorptionsvermögen sowie eine an-

steigende maximale Kraftaufnahme vom GMT-Material, über das gewebeverstärkte

Material bis hin zu den unidirektionalen Laminat-Aufbauten. Hutprofile, hergestellt


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

88

aus quasiisotrop aufgebauten Laminaten, schneiden dabei am besten ab (vgl. Abbil-

dung 53 und Abbildung 54, Kapitel 4.5.2).

Der Pyramidenstumpf stellt das Bauteil mit der höchsten Formkomplexität dar. Dieser

wird daher im Vergleich zu den Hutprofil-Aufbauten zusätzlich aus schichtweise, last-

gerecht, dreidimensional aufgebauten Preforms hergestellt (Abbildung 28 und Abbil-

dung 29, Kapitel 4.3.3). Die Herstellung des Pyramidenstumpfes aus dem Material

GMT gestaltet sich auf Grund des geometriebedingten Umformgrades schwierig.

Trotz hoher Werkzeugtemperaturen und hoher Werkzeuginnendrücke ist eine

gleichmäßige Formfüllung mit dem vorliegenden Material nicht möglich. Ebenso ist

eine Herstellung dieser Geometrie aus gewebeverstärktem Material nach Zuschnitt 2

(vgl. Abbildung 26 und Abbildung 27, Kapitel 4.3.3) nicht möglich. Grund ist das Auf-

reißen der vorgeformten Preform-Geometrie an den mit Matrix gefüllten Verbin-

dungsstellen. Auf Grund der Materialerwärmung und der wirkenden Schwerkraft glei-

tet das vorgeformte Material ab und wird auseinandergezogen. Begründet ist dies

durch den einlagigen Materialaufbau, welcher einem Abgleiten nicht entgegenwirken

kann. Anders ist dies bei den entsprechenden unidirektionalen Laminat-Aufbauten.

Hier können einzelne Schichten während der Erwärmung aneinander abgleiten. Es

kommt in der Folge nicht zum Aufreißen der Gesamtstruktur.

Quasidynamische Crashuntersuchungen, der Pyramidenstümpfe zeigen das beson-

dere Potential der schichtweise, lastgerecht, dreidimensionalen Aufbauten aus

UD-Tape anhand ihres Energieaufnahmevermögens. Zwar zeigen diese im direkten

Vergleich zu den aus umgeformten, zweidimensionalen Laminaten aufgebauten Pro-

bekörper (Abbildung 26, Kapitel 4.3.3) ein im Rahmen der Standardabweichung ähn-

lich hohes Energieabsorptionsvermögen (vgl. Abbildung 75, Kapitel 4.5.3), beweisen

jedoch ihre Vorteile im Strukturzusammenhalt. Derartige Aufbauten bewahren auch

nach der Crashuntersuchungen einen Strukturzusammenhalt mit entsprechender

Restfestigkeit. Umgeformte Aufbauten, hergestellt aus umgeformten zweidimensio-

nalen Laminaten, reißen hingegen an den Trennungen auf. Ein Strukturzusammen-

halt ist nach Entnahme aus der Prüfvorrichtung (Abbildung 33, Kapitel 4.4.3) nicht


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

89

gegeben. Die Probe lässt sich durch eine geringe Krafteinwirkung weiter verformen.

In der Praxis bedeutet dies, dass erst genannte Aufbauten im Crashfall den Erhalt

des Intrusionsraums besser gewährleisten können. Diese zeigen eine konstante

Energieabsorption über einen langen Intrusionsweg (vgl. Abbildung 71, Kapitel

4.5.3). Bezüglich der maximalen Kraftaufnahme schneiden zweidimensionale Auf-

bauten, hergestellt nach Zuschnitt 2 (Abbildung 26, Kapitel 4.3.3), hingegen besser

ab. Im direkten Vergleich zu handelsüblichen Anwendungen aus Tiefziehstahl –

DC04 –konnte mittels Simulation bei gleichem Gewicht eine um 75 % höhere Ener-

gieabsorption schichtweise, lastgerecht, dreidimensionale, hergestellter quasiisotro-

per Aufbauten festgestellt werden.

Profile aus PP-CF64 UD-Materialien zeigen beim Abgleich der Versagensbilder im

Vergleich zu einem glasfaserverstärkten Material deutliche Unterschiede. Glasfaser-

verstärkte Aufbauten bauen ihre Energie durch Beulen, Knicken und Falten ab, koh-

lenstofffaserverstärkte Aufbauten durch Zerfall der Struktur. Während glasfaserver-

stärkte Aufbauten auch nach der Untersuchung einen Strukturzusammenhalt aufwei-

sen, zeigen die untersuchten kohlenstofffaserverstärkten Aufbauten, auf Grund der

schlechten Faser-Matrix-Haftung (Abbildung 16, Kapitel 4.1), der schlechten Faser-

spreizung und der geringeren Bruchdehnung der Fasern, einen Totalzerfall der Struk-

tur. Daher sind die festgestellten Energieabsorptionen für das die kohlenstofffaser-

verstärkten Aufbauten im Vergleich zu den glasfaserverstärkten Aufbauten geringer.

Bei einer optimalen Faser-Matrix-Haftung und Faserspreizung des kohlenstofffaser-

verstärkten Materials würde sich ein anderes Ergebnis zeigen.

Nicht näher betrachtet wurden die Schwankungen der Einzelversuche durch z. B.

Dickenschwankung der eingesetzten Halbzeuge. Ebenfalls blieben Abhängigkeiten

der Legegenauigkeit schichtweise, lastgerecht, dreidimensional aufgebauter Syste-

me unberücksichtigt. Die Legegenauigkeit hat jedoch, wie in Kapitel 3.1 Abbildung 11

aufgezeigt, einen entscheidenden Einfluss auf die mechanischen Eigenschaften der

Einzelschichten. Schätzungen zeigen, dass durch eine optimal ausgelegte und um-

gesetzte Faserausrichtung im Preform (Berücksichtigung der Drapiereinflüsse) die


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

90

Bauteilmechanik um 5 – 10% verbessert werden kann [77]. Ebenso sind Überlap-

pungen im Preform zu vermeiden, da diese beim Pressen des Bauteils zum Fließen

des Matrixmaterials und in der Folge zu Faserverschiebungen führen. Gleiches gilt

für ungleichmäßige Dickenverteilungen im UD-Tape. Der Einfluss auf die mechani-

schen Eigenschaften hängt stark von der Anzahl und Größe der Überlappungen bzw.

der inhomogenen Dickenverteilung ab. Diese und weitere Effekte gilt es vor einem

Serieneinsatz zu validieren und zu bewerten.

Übertragung der Ergebnisse in ein großserientaugliches Fertigungsverfahren

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

91

5 Übertrag der Ergebnisse in ein großserientaugliches

Fertigungsverfahren

Kapitel 5 beschreibt eine Möglichkeit Bauteile aus schichtweise, lastgerecht, dreidi-

mensional aufgebauten Preforms in der Großserie herzustellen. Dabei beschreibt

Kapitel 5.1 die generelle Verfahrensumsetzung. Die nachfolgenden Kapitel gehen auf

die Problemstellungen und Umsetzungen in den einzelnen Verfahrensschritten ein.

Eine Zusammenfassung schließt das Kapitel final ab. Abbildung 80 gibt eine Gliede-

rungs-Übersicht.

5. Verfahrensumsetzung

Das ULTRALITEC®-Verfahren

5.1 Beschreibung des Verfahrens

Beschreibt das umgesetzte Verfahren zur

Herstellung von Hochleistungsleichtbaumodulen aus schichtweise, lastgerecht, dreidimensional

aufgebauten Preforms im Minutentakt

5.2 Spezifikation des Ausgangsmaterials

Zeigt chargenabhängige Tape-Schwankung heute

kommerziell erhältlicher UD-Tapes und formuliert daraus Forderungen an das Halbzeug für einen

funktionierenden Serienprozess

5.3 Prepreg-Zuschnitt

Vergleicht verschiedene Zuschnitt-Verfahren

miteinander – zeigt deren Grenzen und Möglichkeiten

5.4 Preform-Aufbau

Beschreibt Randbedingungen für den Preform-

Aufbau und geht nachfolgend auf das prinzipielle Vorgehen ein

5.5 Greifer

Zeigt Möglichkeiten zum Materialtransport und

stellt das Verfahren des Transfers warmer Preforms in die Spritz-Press-Vorrichtung dar.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

92

Abbildung 80: Gliederungsübersicht Kapitel 5

5.1 Beschreibung des Verfahrens

Das auf Grundlage der positiven Versuchsergebnisse entwickelte Verfahren ist heute

unter dem Namen ULTRALITEC® als ein innovatives Fertigungsverfahren für endlos-

faserverstärkte, thermoplastische Composites bekannt. Ausgangsmaterialien für die-

ses Verfahren sind endlosfaserverstärkte, thermoplastische Tape-Materialien, welche

für die weitere Verarbeitung mit unterschiedlichen Faserwinkel-Einstellungen, z. B. im

0°/90° Kreuzverbund bereitgestellt werden. Dieses doppellagige Tape-Material wird

automatisiert zugeschnitten und vor dem Ablegen auf einem Positivkern bei einfa-

chen Geometrien entlang der Biegekanten vorgeformt. Komplex gekrümmte

Geometrien, wie beispielsweise Mehrfachkrümmungen, werden durch eine schnelle

Umformung in konturgebundenen Werkzeugen als sogenanntes Curved Blank dem

Prozess beigestellt und in diesem automatisiert verarbeitet. Die Einzelnen vorgeform-

ten Zuschnitte werden gemäß Plybook dreidimensional auf einem Positivkern abge-

legt und partiell thermisch, vorrangig mittels Laser oder Ultraschall, fixiert. Das auf

diese Weise hergestellte, zusammenhängende, endkonturnahe Preform wird im da-

rauf folgenden Schritt in einer Heizstation erwärmt. Während des Erwärmens sorgen

linienförmige, der Preform-Kontur entsprechende Aufnahmen dafür, dass das

Preform seine Form wahrt und zusammenhält. In einem letzten Schritt erfolgt die

Übergabe des erwärmten Preforms mit einem 3D Matrixgreifsystem an das Press-

werkzeug. In diesem erfolgt die Endkonturgebung durch ein Formpressverfahren mit

integriertem Spritzguss. Faserverschiebungen treten nicht oder lediglich im geringen

5. Verfahrensumsetzung

Das ULTRALITEC®-Verfahren

5.6 Preform-Erwärmung

Vergleicht die Verfahren der Infrarot- und der

konvektiven Erwärmung miteinander. Zeigt Energieverbräuche und bildet Rückschlüsse auf

die Wirtschaftlichkeit beider Verfahren. Stellt eine Möglichkeit zur Abschätung der Erwärmdauer in Abhängigkeit gegebener konvektiver Randbe-

dingungen vor.

5.7 Konsolidierung und Funktionalisierung

Beschreibt maschinen- und werkzeugtechnische

Verfahrensvoraussetzungen


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

93

Maße auf. Zykluszeiten sind bei üblichen Wanddicken von ca. 3 mm vergleichbar mit

heutigen Spritzguss- bzw. LFT-Anwendungen [73].

Abbildung 81: Veranschaulichung des ULTRALITEC®-Verfahrens [74, 75]

Die Bestimmung der Preform-Faserausrichtung erfolgt aus dem statischen Lastkol-

lektiv mittels FEM-Simulation mit gekoppelter Strukturoptimierung. Die Strukturopti-

mierung liefert im Wesentlichen als Ergebnisse die notwendige Wandstärke sowie

Anzahl und Ausrichtung der UD-Einzellagen, um die mechanischen Bauteilanforde-

rungen zu erfüllen. Im Anschluss wird auf der zu Grunde liegenden 3D-CAD-

Geometrie mittels der Drapiersoftware FiberSim® das gleichnamige FiberSIM®-

Modell erstellt. Dieses liefert unter Berücksichtigung der jeweiligen Drapier-

eigenschaften unterschiedlicher Materialien die sich real im Bauteil einstellende Fa-

serwinkelverteilungen. Zeigen diese im Vergleich zur ideal berechneten Verteilung

Abweichungen, erfolgt eine Rückführung des realen Verlaufs in die Berechnung. Aus

dieser ergibt sich eine ggf. korrigierte Ausrichtung der Faserwinkel. Die Iterations-

Ausgangsmaterial:

thermoplastischeUD-Tapes

Faserausrichtung entsprechend

der Lastpfade Ablage entsprechend des faltfreien Drapierkonzeptes verbinden

der UD-Tapes zu einem zusammenhängenden Preform

Zuschnitte entsprechen

der Abwicklung des3D Bauteils

direkte Konsolidierung

Endkonturformgebung undFunktionsintegration

Hochleistungs-

leichtbaukonzept

Erwärmung des

zusammenhängenden Preforms aufKonsolidierungstemperatur


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

94

schleife wird so lang durchgeführt, bis eine optimale Erfüllung der geforderten me-

chanischen Eigenschaften gewährleistet ist [76, 77].

Als Resultat der FiberSIM®-Modellierung liegen Geometrien der einzelnen 2D-

Zuschnitte (Abwicklungen) aller UD-Lagen als ePlybook vor. Einzelne Zuschnitte

werden als DXF- oder DWG-Datei zum direkten Übertrag auf automatisierte Ferti-

gungsanlagen (Schneiden, Legen und Handling) ausgegeben.

Als Demonstrator-Bauteil wurde für die Verfahrensentwicklung und -validierung ein

wannenförmiges Bauteil (Abbildung 82) entwickelt. Dieses besteht aus den weiß dar-

gestellten endlosfaserverstärkten, thermoplastischen Einleger und den schwarz dar-

gestellten aus Langglasfaser-Spritzgussmasse angespritzten Bereichen.

Abbildung 82: Demonstratorbauteil

Die folgenden Kapitel beschreiben einzelne Halbzeug- bzw. Prozessstufen von der

Entwicklung bis hin zur automatisierten, verfahrenstechnischen Umsetzung in der

Reihenfolge:

Spezifikation des Ausgangsmaterials

Prepreg-Zuschnitt

Preform-Aufbau

Matrixgreifer (Hot-Handling)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

95

Preform-Erwärmung

Konsolidierung und Funktionalisierung

5.2 Spezifikation des Ausgangsmaterials

Die mechanischen Eigenschaften des Endproduktes hängen beim ULTRALITEC®-

Verfahren wesentlich von der Beschaffenheit thermoplastischer UD-Tape-Materialien

ab. So führen geringe Abweichungen der Faser vom Hauptlastpfad bereits zu großen

Festigkeits- bzw. Steifigkeitsverlusten (Abbildung 11, Abschnitt 3.1). Gleiches gilt für

Tapes mit stark schwankenden Faservolumengehalten und Faserdurchmessern.

Untersuchungen haben gezeigt, dass heute kommerziell erhältliche, doppellagige

Tape-Materialien neben einer stark schwankenden Tape-Dickenverteilung über der

Breite des Materials schwankende Fasergewichtsanteile zeigen. Eine stichprobenar-

tige Messung an einem kommerziell erhältlichen PP-GF60 Doppel-Tape-Material

verdeutlicht dies.

Abbildung 83 zeigt, dass die Tape-Dicke, gemessen entlang der Breite des doppella-

gigen Materials, bis zu 11,67 % unter der vom Hersteller angegebenen Nenndicke

(Soll-Wert) liegt. Im Mittel ergibt sich eine Abweichung von -5,1 %. Abbildung 84 ver-

deutlicht die Schwankung des Fasergewichtsanteils. Dieser liegt im Mittel 1 % unter-

halb des Soll-Wertes.

Abbildung 83: Tape-Dicken-Schwankung am Beispiel eines doppellagigen PP-GF60 Materials

0,52

0,54

0,56

0,58

0,60

0,62

0,64

0 250 500 750 1000

Ta

ped

ick

e in

mm

Abstand vom Rand in mm

Istwert Tape

Sollwert

Toleranz


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

96

Abbildung 84: Schwankung des Fasergewichtsanteils am Beispiel eines doppellagigen

PP-GF60 Materials

Diese Schwankungen können durch die Verarbeitung, hier am Beispiel einer herge-

stellten 200 mm x 200 mm großen Platte gezeigt (Abbildung 85 und Abbildung 86),

verbessert werden.

Abbildung 85: Dicken-Schwankung am Beispiel einer Platte, hergestellt aus doppellagigem

PP-GF60 Material

56,5

57,5

58,5

59,5

60,5

61,5

62,5

0 250 500 750 1000

Fas

erg

ew

ich

tsan

teil

%

Abstand vom Rand in mm

Istwert Tape

Sollwert

Toleranz

1,80

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

2,20

0 50 100 150 200

Dic

ke

in

mm

Plattenbreite in mm

Istwert Platte Sollwert

Toleranz


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

97

Abbildung 86: Schwankung des Fasergewichtsanteils am Beispiel einer aus doppellagigen PP-

GF60 Material hergestellten Platte

Die Dickenabweichung stellt sich im Rahmen der vorgegebenen Toleranz ein. Die

Abweichung der Plattendicke liegt im Mittel 1,1 % unterhalb des Sollwertes, die

Schwankung des Fasergewichtsanteils im Mittel um 0,6 % unterhalb des Sollwertes.

Grund hierfür sind Fließvorgänge während des Herstellprozesses der Platte. So wer-

den Dickenanhäufungen vom herunterkommenden Stempel zuerst erfasst und durch

den Druck und das damit einhergehende Fließen im Matrixmaterial geglättet. Sicht-

bar wird dies durch die Glanzunterschiede an der Platten-Oberfläche. Bereiche, wel-

che länger mit dem Stempel in Berührung waren, entsprechend den Bereichen mit

erhöhter Dicke, weisen einen höheren Oberflächenglanz auf. Flächen, welche zuletzt

mit dem Stempel in Berührung waren, wirken hingegen matter. Demnach wirken sich

Dickenschwankungen der Ausgangsmaterialien negativ auf die Bauteileigenschaften

des Endproduktes aus, da Dickenunterschiede durch Fließen der thermoplastischen

Matrix und damit einhergehenden Faserverschiebungen im Bauteil ausgeglichen

werden müssen.

Um eine bestmögliche und gleichbleibende Bauteilmechanik eines nach dem

ULTRALITEC®-Verfahren hergestellten Bauteils gewährleisten zu können, müssen

Qualitätskriterien für die Lieferung des Halbzeugs definiert werden. Folgende Kriteri-

en sind dabei als Qualitätsmaßstab unumgänglich:

56,5

57,5

58,5

59,5

60,5

61,5

62,5

0 50 100 150 200

Fas

erg

ew

ich

tsan

teil

%

Plattenbreite in mm

Istwert Platte Sollwert

Toleranz


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

98

Eine konstante und parallele Anordnung der Fasern entlang der Abrollrichtung

des Tapes, da bereits geringfügige Abweichungen der Faserorientierung zur

großen Einbußen in den mechanischen Kennwerten führen (Abbildung 11,

Abschnitt 3.1).

Eine maximale Schwankung des Faservolumengehaltes im UD-Tape von

± 3 %, um eine gleichbleibende Mechanik des Endproduktes zu gewährleis-

ten.

Eine konstante Materialdicke mit einer Abweichung von max. ± 4 %, um das

Fließen des Materials bei der Verarbeitung einzugrenzen.

Konstante Filamentdurchmesser, da Schwankungen die Mechanik im UD-

Tape beeinflussen (Abbildung 1, Kapitel 2.1.2).

Fehlstellen, z. B. trockene Fasern oder Fremdeinschlüsse können lediglich in

einem sehr geringen Maß geduldet werden, da diese die Kraftein- und Überlei-

tung zwischen Faser und Matrix negativ beeinflussen.

Fremdmaterialien, wie beispielsweise Trennmittel und Produktionsstäube, sind

nicht zulässig (Vorgabe im Bereich Automobil).

5.3 Prepreg-Zuschnitt

Die thermoplastischen Materialien werden als Platten- bzw. Rollenware angeliefert,

welche für den dem Lastfall entsprechenden Preform-Aufbau zugeschnitten werden

müssen. Für diesen Zuschnitt kommen je nach benötigter Menge und Qualität der

Zuschnitte unterschiedliche voll- oder teilautomatisierte Schneidverfahren in Frage.

Die Schneidverfahren unterteilen sich gemäß Abbildung 87 in mechanische und

thermische Verfahren.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

99

Abbildung 87: Einteilung der Schneidverfahren [78]

Anhand einer durchgeführten Versuchsreihe werden die in rot hervorgehobenen Ver-

fahren gemäß folgender Kriterien bewertet:

Durchsatz der Schneidanlage

Flexibilität der Anlage bezogen auf die Zuschnitt-Geometrie

Qualität der resultierenden Zuschnitte

mögliche Materialkombinationen

Möglichkeit des mehrlagigen Zuschnittes

Verbrauch an Verschleißmaterialien

Investitionskosten

Das Ergebnis ist in Tabelle 14 dargestellt.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

100

Tabelle 14: Vergleichende Bewertung verschiedener Tape-Zuschnitt-Verfahren

Du

rch

satz

Fle

xib

ilit

ät

der

An

lag

e

Qu

alitä

t d

er

Zu

sch

nit

te

mö

glich

e M

ate

rial-

ko

mb

inati

on

en

meh

rlag

iger

Zu

sch

nit

t

Verb

rau

ch

an

Vers

ch

leiß

-

mate

ria

lien

Investi

tio

nsko

ste

n

Bemerkung

Wasserstrahlschneiden ○ ++ ○ + nein ○ +

Zuschnitte müssen

getrocknet werden

Messerschneiden ○ ○ + ○ nein ○ + nur Radien >

20 mm realisierbar

Laserschneiden ++ ++ + ++ nein ++ – hoher

Energiever- brauch

ebenes Stanzen + – ++ ++ ja ○ ○

je Zuschnitt wird ein sepa-rates Werk-

zeug benötigt

++ sehr gut + gut ○ befriedigend – ungenügend

Demnach ist eine Laserschneidanlage für den Zuschnitt eines doppellagigen Tape-

Materials im Inline-Einsatz vor allem auf Grund ihres hohen Durchsatzes, ihrer hohen

Variabilität (geometrische Unabhängigkeit) und der guten Zuschnitt-Qualität geeignet.

Da die Investitionskosten einer solchen Anlage im Vergleich jedoch sehr groß sind,

empfiehlt sich ein Einsatz erst bei dauerhafter Vollauslastung.

Das Verfahren des ebenen Stanzens kann hingegen bei geringer Variantenvielfalt

und mittlerer Menge der erforderlichen Zuschnitte in Betracht gezogen werden. Die

Zuschnitte werden dem Prozess in Form von Magazinen zugeführt. Zu beachten ist

der sich ergebende Schneidkantenverschleiß der Stanzwerkzeuge.

Für den Zuschnitt eines doppellagigen Tape-Materials kommen für einen späteren

Serienprozess hingegen das Wasserstrahlschneiden und das Messerschneiden

(Schneiden ohne Gegenschneide) nicht in Frage. Erst genanntes Verfahren scheidet

auf Grund des im Prozess verwendeten Wassers, welches einen zusätzlichen Trock-

nungsschritt des Tapes erfordert, aus. Das Messerschneiden hingegen scheidet auf

Kriterium

Verfahren


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

101

Grund seiner geometrischen Beschränkung, seiner Schnittgeschwindigkeit und der

hohen Verschleißkosten (Messertausch) für den Serieneinsatz aus.

5.4 Preform-Aufbau

Nach dem Materialzuschnitt erfolgt der Preform-Aufbau. Die zweidimensional abge-

wickelten Ply-Geometrien sowie die real im Bauteil auftretenden Faserwinkelorientie-

rungen werden mit Hilfe der in der Software FiberSIM® integrierten Drapiersimulation

abgebildet. Ein Feature, welches im Auslieferungszustand der Software so nicht inte-

griert war, wurde über diverse umfangreiche Materialcharakterisierungen erweitert

und implementiert. Im Vordergrund stand dabei die Ermittlung zulässiger Scherwinkel

in Abhängigkeit der jeweiligen Umformtemperatur mittels des sogenannten Ply-

Shear-Verfahrens. Auf diese Weise kann die Bauteilauslegung bezüglich Mechanik,

Bauteilgewicht und Wanddicke optimiert werden. Die auf diese Weise gefertigten Zu-

schnitte werden lastgerecht auf einem Positiv-Kern abgelegt und thermisch fixiert.

[77]

Voruntersuchungen im Hinblick auf den Preform-Aufbau haben gezeigt, dass unter-

schiedliche Stoß-Geometrien verschiedenen Einfluss auf die mechanische Perfor-

mance des späteren Bauteils haben. Als Referenzprobe diente ein unidirektional

aufgebauter Probekörper, eine Zugprobe mit den Abmessungen 209 × 15 mm. Des-

sen Aufbau ist stoßfrei ohne jegliche Unterbrechung der durchlaufenden Faser – Ab-

bildung 88 (1). Dieser Probe gegenüber wurden eine Probe mit schräg eingebrachten

Stößen (2) und eine mit Ziegel-Mauer-Aufbau (3) untersucht. Abgerundet wurde die

Untersuchung durch einen Aufbau mit einer absichtlich überlappenden Stoßstelle (4)

sowie einer Probe mit stumpfem Stoß entlang einer Linie (5).

Die Untersuchung der Zugproben erfolgte im Zugversuch in Anlehnung an DIN EN

ISO 527-5 (Typ A) mit einer Geschwindigkeit von 2 mm/min. Abbildung 89 zeigt die

Ergebnisse.

Entlang der y-Achse links aufgetragen sind die in den Versuchen ermittelten Steifig-

keiten in MPa, rechts die Festigkeiten. Klar ersichtlich ist, dass der stumpfe Stoß (5)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

102

keine Alternative für die Anwendung am Bauteil darstellt. Hergestellte Musterplatten

brechen oftmals bereits bei der Entnahme aus dem Werkzeug. Die in einer Linie lie-

genden Fehlstellen schwächen den Verbund enorm. Als tauglich für den Einsatz im

Prozess erweisen sich hingegen die Aufbauten (2) + (3). Schräg eingebrachte Stöße

(2) zeigen gegenüber dem Referenzaufbau einen Steifigkeits- und Festigkeitsverlust

von lediglich ca. 13,5 %. Nach dem Prinzip der Ziegel-Mauer aufgebaute Proben (3)

zeigen einen Steifigkeitsverlust von ca. 11,5 %, aber einen Festigkeitsverlust von ca.

60 %. Dieser erklärt sich durch die in jeder zweiten Lage an gleicher Position wieder-

kehrenden Stoßstellen. Zudem haben die Voruntersuchungen verdeutlicht, dass sich

jede Art der Überlappung im Prozess negativ auf die Bauteilmechanik des End-

produktes auswirkt. Begründet ist dies durch die Faserverschiebung, bedingt durch

das Fließen der thermoplastischen Matrix. In der Prozessführung ist daher bereits

beim Preform Aufbau darauf zu achten, dass sich Patches einer Lage nicht überlap-

pen. Minimale Spalte können hingegen zugelassen werden. Abbildung 90 verdeut-

licht dies am Beispiel des Schrägstoßes (2).

Die Schrägstoß-Probe wurde ohne Spalt, mit direkt aneinander liegenden Patches,

und mit einem Spalt von je 5 mm aufgebaut. Subjektiv sinkt die Festigkeit des Auf-

baus. Bei genauerer Betrachtung ergibt sich im Rahmen der Standardabweichung

jedoch kein Unterschied der mechanischen Kennwerte bei Aufbauten mit gewolltem

Spalt bzw. ohne Spalt. Die Streubreite der Ergebnisse ist jedoch geringer. Erklären

lässt sich dies durch die Ausdehnung des Faser-Matrix-Verbundes bei der Erwär-

mung. Werden Patches in den einzelnen Ebenen kalt, ohne jeglichen Spalt aufge-

baut, kommt es während des Erwärmungsvorgangs zu einer Längenänderung der

einzelnen Patches, welche eine Überlappung bzw. Ondulation der Fasern zur Folge

hat. Eine Lücke zwischen den Patches verhindert diesen Effekt, da sich einzelne La-

gen bis zum Erreichen des schmelzflüssigen Zustandes der Matrix frei ausdehnen

können. Zudem ist ein geringeres Spaltmaß anfälliger für Prozessschwankungen.

Bereits geringfügige Abweichungen im Spaltmaß der manuell aufgebauten Probe-

körper führen zu großen Streuungen, z. B. durch Ondulationen oder Überlappungen

der Fasern, bei den Zugversuchen. Ein größeres Spaltmaß ist weniger anfällig für

derartige Schwankungen. Bezogen auf die Bauteilauslegung bedeutet dies, dass der


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

103

Aufbau je nach Anforderung an die Festigkeit bzw. Steifigkeit individuell festgelegt

werden muss. Prozesstechnisch bzw. kalkulatorisch ist zu beachten, dass bei Ver-

wendung des Aufbaus (3) deutlich mehr Gleichteile zum Einsatz kommen. Die Zu-

schnitt-Geometrie jeder zweiten Lage ist gleich. Aufbau (2) hingegen erfordert auf

Grund des schräg laufenden Stoßes individuelle Zuschnitte in jeder Lage. Letzteres

bedeutet die Bereitstellung größerer Magazin-Tische und damit größerer Konfekti-

onsräume.

Abbildung 88: Darstellung unterschiedlicher Stoß-Aufbauten

Abbildung 89: Preform-Aufbau – Auswirkung unterschiedlicher Stoß-Anordnungen [79]

0

100

200

300

400

500

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

Fes

tig

ke

it in

MP

a

E-M

od

ul in

MP

a

E-Modul

Festigkeit

(1) (2) (3) (4) (5)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

104

Abbildung 90: zulässige Spalte bei verschiedenen Stoßaufbauten [79]

Zudem haben mikroskopische Voruntersuchungen gezeigt, dass neben den Stoß-

Aufbauten bereits in der Konstruktionsphase zu beachten ist, dass Bauteile mit Radi-

en > 4 mm ausgelegt werden sollten (Abbildung 91).

Abbildung 91: Festigkeit in Abhängigkeit der Lege-Radien

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

ohne Spalt 5 mm Spalt

Fes

tig

ke

it in

MP

a

E-M

od

ul in

MP

a

E-Modul

Festigkeit

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Zu

gsp

an

nu

ng

ma

x. in

MP

a

Legeradien in mm

kaltgelegt (Mittelung)

warmgelegt (Mittelung)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

105

Kleinere Radien führen beim Pressen des Bauteils zu Faserbrüchen und in der Folge

zur Festigkeits- und Steifigkeitsverlusten des Endbauteils. Zugversuche in Anlehnung

an DIN EN ISO 527-5, durchgeführt an einzeln gebogenen Lagen eines UD-Tapes,

verdeutlichen dies.

5.4.1 Aufbau des Demonstratorbauteils

Abbildung 92 und Abbildung 94 zeigen das nach vorher aufgezeigten Kriterien er-

stellte Plybook des Demonstratorbauteils. Das Preform wird aus insgesamt 16 Ein-

zelteilen – 2 konturgeformten Geometrien (Curved Blanks) und 14 ebenen Zuschnit-

ten – aufgebaut. Ausgangsmaterial sind doppellagige UD-Tapes mit einer Dicke von

ca. 0,6 mm. Zuschnitte der ersten und dritten sowie der zweiten und vierten Doppel-

lage sind identisch. Der Aufbau entspricht dem Ziegelstein-Prinzip.

Der Preform-Aufbau kann, abhängig von der benötigten Stückzahl, manuell oder au-

tomatisiert erfolgen. Dabei werden einfach gekrümmte, doppellagige Patch-Geome-

trien, wie in Abbildung 92, in einer Biegevorrichtung entlang der Bauteilkante in einer

Vorrichtung bestehend aus Aufnahme und beheizter Biegefinne positioniert und ge-

ometrisch verformt (Abbildung 93). Die Zuschnitte werden final auf dem Positiv-Kern

abgelegt und fixiert. Komplex gekrümmte Geometrien, wie die vordere Rundung der

Wanne, werden in einem separaten, vorgeschalteten Prozess durch schnelle Um-

formung in konturkonturgebundenen Werkzeugen hergestellt. Dazu werden zwei

ebene, doppellagige Tape-Zuschnitte entsprechend der komplexen Bauteilabwick-

lung hergestellt (Abbildung 94), in einer Spannvorrichtung gehalten, erwärmt und

nachfolgend zwischen die Werkzeughälften eingebracht und drapiert. Die nach dem

Abkühlen und Entformen entstehenden Geometrien werden nachbearbeitet (Kanten-

beschnitt) und dem Legeprozess beigestellt.

Da für das ausgewählte Demonstratorbauteil keine Spezifikationen bezüglich Festig-

keit, Steifigkeit und Verzug bestehen, werden für den Aufbau einfach gekrümmter

Geometrien (Patches 1.2, 1.3, 2.1, 2.5 und 2.6) doppellagige UD-Tapes mit einer

0°/90° Faserausrichtung gewählt. Im Curved Blank wird die Faserausrichtung auf

Grund der besseren Prozessführung um 45° gedreht. Es resultiert eine +/- 45° Fa-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

106

serausrichtung. Der Preform-Aufbau erfolgt spiegelbildlich zur Mitte aus vier Lagen.

Die Preforms sind so aufgebaut, dass sich im Bauteil eine Wanddicke von

2,1 ± 0,1 mm einstellt. Abbildung 95 verdeutlicht den dreidimensionalen Preform-

Aufbau.

Abbildung 92: Plybook Demonstratorbauteil – Lage 1 + 2

Abbildung 93: Schematische Darstellung Biegestation


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

107

Abbildung 94: Curved Blank: Zuschnitte und Endprodukt

Abbildung 95: Demonstratorbauteil – dreidimensionaler Preform-Aufbau

5.5 Greifer

Greifsysteme werden im ULTRALITEC®-Prozess zum Transport kalter Materialzu-

schnitte, zum Transport kalter zusammenhängender Preforms sowie zum Transport

erwärmter thermoplastischer Gelege benötigt. Welches Greifsystem für welche An-

wendung in Frage kommt, hängt von diversen Punkten, wie beispielsweise den je-

weiligen Materialeigenschaften oder dem Gewicht des Preforms, ab.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

108

Diese Handling-Systeme (Greifer), werden gemäß ihrer physikalischen Wirkprinzi-

pien in verschieden Gruppen unterteilt. Unterschieden werden solche, welche die

Verbindung zum Material über einen Kraftschluss, einen Stoffschluss oder einen

Formschluss herstellen. Abbildung 97 zeigt verschiedenste Greifer. Die Auswahl ei-

nes geeigneten Greifers hängt von unterschiedlichen Kriterien, wie beispielsweise

der Art des zu transportierenden Gegenstandes, dessen Abmessungen und dessen

Empfindlichkeit, ab. Verschiedene Einflusskriterien bei der Greiferauswahl – vom

Handhabungsgegenstand (Preform) über das Handhabungsgerät (Greifer) bis hin

zum nachgeschalteten Bereich (Ablage) – sind in Abbildung 96 zusammengefasst.

Abbildung 96: Einflusskriterien bei der Greiferauswahl [80]

Demnach haben Temperatur und Toleranz des zu transportierenden Gegenstandes

einen geringeren Einfluss als dessen geometrische Form und dessen Gewicht. Das

Handhabungsgerät wird entsprechend dem Handhabungsgegenstand hauptsächlich

nach seiner Tragfähigkeit ausgewählt. Auch die Transportumgebung (Aufnahme und

Ablage) sowie die geforderten Ablagegenauigkeiten spielen eine entscheidende Rol-

le. Je nach Platzverhältnis kommen verschiedene Greifer oder Kombinationen dieser

in Frage [80, 81].

großer Einfluss mittlerer Einfluss geringer Einfluss

Handhabungsgegen-

stand

geometrische

Form

Abmessungen

Toleranzen

Gewicht

Schwerpunktlage

Temperatur

Empfindlichkeit

sonstige bes.

Eigenschaften

Handhabungsgerät

Antriebsart

Tragfähigkeit

Beschleuni-

gungen

Geschwindig-

keiten

Positionier-

genauigkeit

Schnittstellen

Zur Erzeugung

vorgeschalteter

Bereich

Art der

Bereitstellung

Zugänglichkeit

Positioniergrad

Orientierungs-

grad

Toleranzen

bei der

Bereitstellung

Entnahmezeit

Fertigungsmittel

Spanmittel

Zugänglichkeit

Eingebzeit

Bearbeitungs-

zeit

Änderung des

Werkstückes

während der

Bearbeitung

Entnahmezeit

nachgeschalteter

Bereich

Ablageart

Zugänglichkeit

Positioniergrad

Orientierungs-

zeit

Toleranz beim

Ablegen

Ablegezeit


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

109

Abbildung 97: Physikalische Wirkprinzipien und Bauformen von Textilgreifern [80]

Physika-

lischeWirkprinzi

pien

Halten durch

Kraft-schluss

Halten

durchStoff-

schluss

Halten durch

Form-schluss

Reib-

kräfte

Unter-druck-

kräfte

elektro-

statischeKräfte

Moleku-larkräfte

Ober-flächen-

Verha-kungen

Klemmen

Haftsauger

Niederdruck-flächen

sauger

Bernoulli

Elektro-adhäsion

Adhäsions-folien

Gefriergreifer

Nadeln

Kratzen

Klettver-

schluss

+ + + +- - - -


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

110

Für den Transport einzelner, kalter Zuschnitte eines doppellagigen Tape-Materials

haben sich Niederdruckflächensauger als besonders geeignet herausgestellt. Eben-

so können diese Systeme zur Weitergabe des schmelzflüssigen zusammenhängen-

den dreidimensionalen Preforms an die Presse bei Wanddicken bis 3 mm verwendet

werden. Bei größeren Wanddicken (d ≥ 4 mm) haben sich auf Grund des Preform-

Gewichts Nadelgreifer für einen sicheren Transport als besonders tauglich erwiesen.

Abbildung 98 zeigt eine Prinzipskizze des für das Demonstratorbauteil entwickelten

dreidimensionalen Handling-Systems für den Transport warmer Preforms. Neben

den Niederdruckelementen ist der Greifer zusätzlich mit Infrarotröhren einer Gesamt-

leistung von 15 kW/m² ausgestattet. Diese verhindern ein Auskühlen des warmen

Preforms während des Transportes vom Ofengestell in die Presse. Dabei hängen die

Anzahl der Niederdruckelemente, wie bereits eingangs erwähnt, hauptsächlich von

der Bauteilkontur sowie vom Bauteilgewicht ab. Die Ausrichtung der Infrarotstrahler

ist abhängig von deren Abstrahlwinkel und der Bauteilkontur. Um eine Temperatur-

homogenität im Bauteil zu erreichen, müssen sich die Abstrahlwinkel der IR-Strahler

an den Auftrittsflächen um mindestens 15 % überlappen. Der Abstrahlwinkel ist je

nach Intensität und Ausführung der Strahler unterschiedlich und muss beim Herstel-

ler erfragt werden. Die Bestimmung der Ausrichtung muss daher für jede Bauteilge-

ometrie separat erfolgen.

Abbildung 98: Demonstratorbauteil: Hot-Handling

Bauteil

Niederdruckflächen- Sauger

IR-Strahler


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

111

5.6 Preform-Erwärmung

Wärme kann durch Wärmeleitung, Konvektion oder Wärmestrahlung an das Preform

übertragen werden. Die Wärmeleitung beschreibt einen Wärmefluss in einem Fest-

stoff bzw. einem ruhenden Fluid in Folge einer Temperaturdifferenz. Dabei fließt

Wärme stets in Richtung geringerer Temperatur (2. Hauptsatz der Thermodynamik).

Unter Konvektion wird die Wärmeübertragung eines Festkörpers an ein bewegtes

Fluid bzw. die Erwärmung eines festen Körpers durch ein bewegtes, wärmeres Fluid

verstanden. Als Wärmestrahlung wird „die von einem Körper auf Grund seiner Tem-

peratur abgegebene Strahlung bezeichnet“ [82]. Die Übertragung der Strahlungs-

energie erfolgt durch elektromagnetische Wellen, ein Medium ist nicht erforderlich.

Eine Übertragung ist auch im Vakuum möglich. Im Falle der Bauteilerwärmung wird

die Strahlungsenergie meist durch infrarote Wellen transportiert. Schematisch zeigt

Abbildung 99 eine Zusammenfassung der verschiedenen Mechanismen.

Abbildung 99: Wärmeübertragungsmechanismen [82]

mit:

T Temperatur des Körper/des Mediums

mit T1 < T2

Wärmestrom

Für die Erwärmung der zusammenhängenden, konturnahen, dreidimensionalen

Preforms hat sich als zielführend die konvektive Erwärmung in einem Umluft-

Paternosterofen herausgestellt. Diese ist, im Vergleich zur konturangepassten Er-

wärmung mittels Infrarotstrahlung, nicht artikelspezifisch und kann den maximal mög-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

112

lichen Takt der Presse von 60 Sekunden pro Bauteil problemlos mit nur einem Gerät

bedienen. Auch das Verfahren der Erwärmung durch Wärmeleitung scheidet auf

Grund der artikelspezifischen Auslegung aus.

5.6.1 Viskosität und Kristallisationsgrad des Polyproylens in Abhängig-

keit der Temperatur

Beim Matrixwerkstoff Polypropylen handelt es sich um einen teilkristallinen Thermo-

plasten. Die Matrix ändert beim Erreichen der Schmelztemperatur ihren Aggregatzu-

stand von fest in flüssig. Die sphärolithische Struktur wird beginnend mit kleinen Kris-

tallen hin zu größeren Strukturen aufgeschmolzen. Rheologische Eigenschaften des

Matrixmaterials, wie beispielsweise die Viskosität η, ändern sich in Abhängigkeit des

vorliegenden Polymers. Beim vorliegenden Polymer bzw. bei Polymerschmelzen im

Allgemeinen handelt es sich um strukturviskose Fluide. Im Vergleich zu einem

newtonschen Fluid, bei dem die Schergeschwindigkeit keine Änderung der Viskosität

verursacht, sinkt bei einem strukturviskosen Fluid mit steigender Schergeschwindig-

keit die Viskosität des Materials. Bedingt ist dies durch eine Strukturänderung im

Polymer. Polymerketten können dadurch besser aneinander abgleiten (Abbildung

100). Die Scherspannung hingegen verhält sich bei einem strukturviskosen Fluid mit

steigender Schergeschwindigkeit degressiv. Bei einem newtonschen Fluid hingegen

ist die Schergeschwindigkeit proportional zur Scherspannung.

Die Eigenschaften des polymeren Matrixmaterials hängen im Wesentlichen von

der Molmasse,

der Molmassenverteilung,

der Verzweigungsstruktur der Moleküle,

der Temperatur,

dem Füllstoffgehalt


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

113

ab. [83, 84, 85] Die Eigenschaften der Glasfaser ändern sich nach Aussage des Her-

stellers im gewählten Temperaturbereich nicht.

Abbildung 100: Abhängigkeit Viskosität und Schergeschwindigkeit bei newtonschen, struktur-

viskosen und dilatanten Fluiden [99]

Im Falle des Polypropylen folgen die meisten rheologischen Materialfunktionen dem

Zeit-Temperatur Verschiebungsprinzip [84, 86], d.h. bei thermorheologisch einfa-

chem Verhalten lassen sich die bei verschiedenen Temperaturen gemessenen Funk-

tionen durch Vorgabe einer Bezugstemperatur T0 mit Hilfe der Verschiebungsfaktoren

α(T, T0) zu normierten Kurven zusammenfügen.

Im Falle des im Verbundwerkstoff vorliegenden Polypropylen handelt es sich um ei-

nen teilkristallinen Thermoplasten. Die Schmelztemperatur des Materials (165 °C;

45) liegt weit über der Glasübergangstemperatur (0 °C; 45). Umlagerungsprozesse

der Makromoleküle in der Schmelze werden nicht durch die Glasübergangstempera-

tur beeinflusst. Das Material schmilzt nach Erreichen der Kristallitschmelztemperatur

spontan auf. Die Viskosität sinkt, im Gegensatz zu einem amorphen Thermoplast

sprungartig (Abbildung 101).


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

114

Abbildung 101: Abhängigkeit Viskosität und Temperatur teilkristalliner Thermoplasten [84]

Die Temperaturabhängigkeit der Viskosität folgt dabei der Arrhenius-Beziehung [84]:

(9)

mit:

α Verschiebungsfaktor

η Viskosität

E0 Fließaktivierungsenergie

R universelle Gaskonstante; R = 8,314 J/(mol∙K)

T0 Bezugstemperatur

T betrachtete Temperatur

Für lineare, isotaktische Polypropylene (Massenkunststoff) liegt die Fließaktivierungs-

energie bei 38 – 44 kJ/mol [87, 88, 89, 90].

Beim Erstarren (Phasenübergang flüssig – fest) tritt der entgegengesetzte Prozess

auf. Beim Unterschreiten der Kristallisationsemperatur beginnt die Bildung von Kris-

tallisationskeimen. Ein entstehender, stabiler Keim wächst so lange, bis der entste-

hende Sphärolith mit anderen Sphärolithen zusammenstößt. Der Kristallisationsgrad

wächst mit der Kristallisationszeit (Abbildung 102). Dies entspricht einem zweistufi-

gen Kristallisationsprozess wie beispielsweise im Modell von Hoffmann und Lauritzen

beschrieben [91].


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

115

Abbildung 102: Kristallisationsgrad in Abhängigkeit der Kristallisationszeit [92]

Dabei hat die Abkühlgeschwindigkeit entscheidenden Einfluss auf den Kristallisati-

onsgrad. Je höher die Abkühlgeschwindigkeit, desto kleiner die entstehenden

Sphärolithe und desto geringer der Kristallisationsgrad. Ursächlich hierfür ist die

Keimbildungsgeschwindigkeit, die mit steigender Abkühlgeschwindigkeit zunimmt.

Damit einhergehend verursacht eine steigende Abkühlgeschwindigkeit ein geringeres

Keimwachstum, da vorhandene Keime beim Wachsen schneller auf andere treffen

und die Molekülbewegung schneller eingeschränkt wird. Bei niedriger Abkühlge-

schwindigkeit bilden sich entsprechend weniger Kristallisationskeime und damit grö-

ßere Sphärolithstrukturen aus. Diese Abhängigkeit zeigt Abbildung 103.

Abbildung 103: Keimbildungs-, Keimwachstums- und Kristallisationsgeschwindigkeit [33]


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

116

In Abhängigkeit der im Polymer vorliegenden Spärolithdurchmesser ändern sich die

mechanischen Eigenschaften [93] wie:

Zugfestigkeit,

E-Modul,

Härte.

Als Faustregel gilt: Je geringer der Kristallisationsgrad, desto geringer sind die me-

chanische Eigenschaften des Polymers und desto höher ist die mögliche Nachkristal-

lisation und die damit einhergehende Schwindung im Bauteil.

5.6.2 Berechnung der Preform-Erwärmung mittels vereinfachtem Ansatz

Für die Beschreibung des sich in einem Körper, während der konvektiven Erwär-

mung, einstellenden Temperaturprofils gilt die Fouriersche Wärmeleitgleichung in

allgemeiner Form [82, 94].

(10)

mit:

q im System befindliche „Innere Wärmequelle“

ρ Dichte des Materials

cp spezifische Wärmekapazität des Materials

λ Wärmeleitfähigkeit des Materials

t Zeit

T Temperatur

x,y,z Raumkoordinaten

Formel 10 kann durch Bestimmung der für den vorliegenden Erwärmungsfall zutref-

fenden Rand- und Übergangsbedingungen sowie durch diverse Annahmen und Ver-

einfachungen auf das jeweils vorliegende Erwärmungsproblem angewandt werden.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

117

Das folgende Beispiel beschreibt die Anwendung der Fourierschen Wärmeleitglei-

chung für die Abschätzung der Erwärmungszeit eines achtlagigen, zweidimensiona-

len Preforms (Abbildung 104) aus dem Werkstoff PP-GF60. Die Erwärmung findet in

einem 250 °C warmen Umluftofen statt. Die Probe wird mit einer Geschwindigkeit

von 2 m/s angeströmt.

Abbildung 104: zweidimensionaler Preform-Aufbau

In der Berechnung werden sowohl für die Stoffwerte, als auch für den Wärmeeintrag

vereinfachende Annahmen getroffen:

Die Stoffwerte des Materials sind konstant (in die Rechnung fließen die Stoff-

werte des Materials bei 200 °C ein).

Der Wärmeeintrag findet lediglich in Dickenrichtung des Preforms statt.

Der Wärmeeintrag ist auf beiden Seiten der Probe gleich.

Mit diesen Voraussetzungen kann auf einen in der Literatur bekannten Zusammen-

hang zurückgegriffen werden. Die detaillierte Herleitung befindet sich im Anhang

(Kapitel 9.2).

- (11)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

118

Formel (11) dient zur Berechnung des Aufwärmvorgangs ebener Gegenständen mit

beidseitiger Konvektion [82]. Der Zusammenhang dient als Abschätzung für die bei

der konvektiven Erwärmung über der Zeit erreichten Temperatur an einer bestimm-

ten Stelle x im Bauteil. Da der Ansatz von konstanten Stoffwerten ausgeht, werden

die Stoffwerte zur Berechnung herangezogen, welche sich bei einer Temperatur von

200 °C im zu erwärmenden Preform einstellen. Dazu wird die Temperaturleitfähigkeit

des PP-GF60 Materials mittels Nano-Flash-Verfahren (LFA 447 NanoFlash®) im

Temperaturbereich von 23 – 150 °C ermittelt. Der Wert bei 200 °C wird vereinfacht

durch lineare Regression ermittelt. Die sich im vorgegebenen Temperaturbereich

einstellende spezifische Wärmekapazität wird mittels DSC-Verfahren ermittelt. Der

Wert für die Dichte des Matrix-Materials stellt sich bei 200 °C auf 82 % der Aus-

gangsdichte bei Raumtemperatur ein. Die im Polymer eingebettete Glasfaser ändert

ihre Dichte im relevanten Temperaturbereich nicht. Die Dichte des Verbundwerkstof-

fes ergibt sich aus den bekannten Volumenanteilen der Faser und der Matrix. Die

Wärmeleitfähigkeit des Verbundwerkstoffes ergibt sich gemäß Formel (3). Die für die

Berechnung verwendeten Werte des Verbundwerkstoffes sind in Tabelle 15 gelistet.

Da im Preform (Abbildung 104) zwischen den einzelnen Materiallagen Lufteinschlüs-

se (anfangs größer und mit steigender Temperatur kleiner) vorhanden sind, welche

sich auf Grund der schlechteren Wärmeleitfähigkeit auf das Ergebnis auswirken, geht

in die Berechnung eine gemittelte Wärmeleitfähigkeit (Verhältnis 50:50) aus dem Ma-

terial PP-GF60 und Luft bei jeweils 200 °C ein.

Tabelle 15: Stoffwerte PP-GF60

Werte bei 23 °C Werte bei 200 °C

Temperaturleitfähigkeit PP-GF60 bei 200 °C 0,189 mm²/s 0,0976 mm²/s

Spezifische Wärmekapazität PP-GF60 bei 200°C 1119 J/(kg∙K) 1657 J/(kg∙K)

Wärmeleitfähigkeit PP-GF60 bei 200 °C 0,35 W/(m∙K) 0,23 W/(m∙K)

Dichte PP [10] 0,904 g/cm³ 0,741 g/cm³

Dichte Glasfaser bei 200°C [58] 2,600 g/cm³ 2,600 g/cm³

Dichte PP-GF60 bei 200 °C 1,5 g/cm³ 1,390 g/cm³

Der Ofen selbst ist auf eine Temperatur von 250 °C eingestellt. Das im Ofen befindli-

che Medium ist Luft mit einer Zusammensetzung aus 78 % Stickstoff, 21 % Sauer-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

119

stoff und 1 % Edelgasen. Die Strömungsgeschwindigkeit im Ofen beläuft sich auf 2

m/s. Das im Ofen liegende Bauteil hat eine Fläche von 210 × 210 mm und eine Di-

cke von ca. 2,25 mm.

Tabelle 16 zeigt die zur Berechnung notwendigen Stoffwerte der Luft bei 200 °C bzw.

bei 250 °C.

Tabelle 16: Stoffwerte der Luft [95]

Werte bei 23 °C Werte bei 200 °C Werte bei 250 °C

Wärmeleitfähigkeit Luft 0,0259 W/(m∙K) 0,0383 W/(m∙K) 0,0414 W/(m∙K)

Temperaturleitfähigkeit Luft 216∙10-7

m²/s 507∙10-7

m²/s 601∙10-7

m²/s

Kinematische Viskosität 153∙10-7

m²/s 354∙10-7

m²/s 420∙10-7

m²/s

Die Berechnung des Aufwärmverhaltens wird mit dem Berechnungsprogramm

Mathcad durchgeführt. Die Berechnung befindet sich im Anhang (Kapitel 9.3). Das

Ergebnis der Berechnung zeigt Abbildung 105. Dargestellt ist die Erwärmung der

Probe in Abhängigkeit der Erwärmungszeit. Das Ergebnis ist, da die Probe dünn ist

und die Materialwerte als konstant angenommen wurden, für die äußere und mittlere

Lage gleich.

Abbildung 105: errechnete Darstellung der Erwärmung eines 8-lagigen PP-GF60 Preforms

0

50

100

150

200

0 100 200 300

Te

mp

era

tur

in °

C

Zeit in s

Berechnung


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

120

5.6.3 Erwärmungsversuche im Konvektionsofen

Neben der theoretischen Abschätzung werden Preform-Erwärmungs-Versuche wer-

den in einem Konvektionsofen der Firma Nabertherm (Typ: N60/85HA) durchgeführt.

Dazu werden endlos glasfaserverstärkte PP-GF60 Probekörper mit unterschiedlicher

Lagenanzahl (2, 4, 12 und 16 Lagen) auf einem Drahtgestell mit möglichst geringer

Auflagefläche mittig im 250 °C warmen Ofen positioniert und von Raumtemperatur

auf eine Konsolidierungstemperatur von 210 °C, gemessen in der Probenmitte, er-

wärmt. Die Temperaturkurven werden mittels eingebrachter Thermoelemente aufge-

zeichnet. Abbildung 106 zeigt die Abhängigkeit der Erwärmungsdauer über der La-

genanzahl.

Tabelle 17 zeigt, dass die im Versuch ermittelten Erwärmungszeiten abhängig vom

Lagenaufbau unterschiedlich stark schwanken. Die sich ergebende Temperaturdiffe-

renz zwischen den Außenlagen der Probe bis in den Kern, gemessen mittels einge-

brachter Thermoelemente (NiCrNi), steigt mit zunehmender Lagenanzahl an. Damit

besteht bei Wanddicken größer 4 mm (größer 16 Lagen) und den gewählten Para-

metern das Problem der Überhitzung äußerer Lagen. Die Ofentemperatur muss bei

entsprechenden Aufbauten reduziert und die Erwärmungszeit verlängert werden.

Abbildung 106: konvektive Erwärmungszeit eines PP-GF60 Materials in Abhängigkeit der La-

genanzahl auf 210 °C in der Probenmitte

0

100

200

300

400

500

600

4 8 12 16

Erw

ärm

un

gs

zeit

in

s

Lagenanzahl


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

121

Tabelle 17: Daten der konvektiven Erwärmung

Lagenanzahl Gemittelte Erwär-

mungszeit bis TProbenmitte = 210 °C [s]

Standardabweichung der gemittelten Erwär-

mungszeit

Temperaturdifferenz von den Außenlagen zur Probenmitte [°C]

4 105 6,1 5

8 229 11,5 9

12 375 4,2 12

16 521 13,1 13

5.6.4 Vergleich Versuch und Simulation am Beispiel der konvektiven Er-

wärmung

Ein Abgleich zwischen Berechnung und real, während eines Versuchs ermittelten

Werten an einer achtlagigen Probe zeigt Abbildung 107. Randbedingungen der Be-

rechnung und des Versuchs sind identisch. Im Bereich der Probenmitte zeigt die Be-

rechnung eine anfangs gute Übereinstimmung mit einer Abweichung von lediglich ca.

3 %. Mit zunehmender Temperatur kommt es zu größer werdenden Differenzen. Die

maximale Abweichung bei einer Erwärmungszeit von 270 Sekunden beträgt ca. 9 %.

Danach, mit dem Erreichen des Schmelzpunktes der Matrix, nähren sich die Kurven

aus Versuch und Berechnung einander wieder an. Ein Vergleich zwischen Versuch

und Berechnung im Bereich der Außenlagen zeigt die gleiche Tendenz. Die ermittel-

ten Abweichungen liegen mit anfangs 5 % und bei einer Erwärmungszeit von 270

Sekunden mit 11 % im Vergleich jedoch etwas höher. Die Abweichungen erklären

sich durch Vereinfachung des gewählten Ansatzes sowie Vereinfachung der gewähl-

ten Material- bzw. Stoffwerte. In der Berechnung wird die Annahme getroffen, dass

die Strömungsgeschwindigkeit im Ofen überall gleich ist – damit auch über den Ver-

lauf der Probe. Gleichermaßen gehen die Materialkennwerte bei 200 °C als Konstan-

ten in die Berechnung ein. Real ändern sich diese in Abhängigkeit der Temperatur.

Ebenso wird die zwischen den Einzellagen des PP-GF60 eingeschlossene Luft über

den Zeitraum der Erwärmung als konstant angesehen. Real verändert sich auch die-

se durch das Überführen der Matrix vom festen in den schmelzflüssigen Zustand.

Isolierende Luftschichten werden kleiner, die Wärmeleitung im Material wir verbes-

sert. Verglichen mit den real ermittelten Abweichungen von ca. 8 % (Vergleich der

Einzelmessungen zum Mittelwert), welche sich durch die unterschiedlich großen


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

122

Lufteinschlüsse von Probe zu Probe ergeben, hat der vorgestellte Berechnungsan-

satz seine Daseinsberechtigung. Der Ansatz kann zur ersten Abschätzung der sich

ergebenden Erwärmungszeit und damit zur Prozessauslegung herangezogen wer-

den.

Abbildung 107: Erwärmung eines 8-lagigen PP-GF60 Preforms – Vergleich Versuch und Be-

rechnung

5.6.5 Energieverbrauch bei konvektiver Erwärmung

Kapitel 5.6.5 stellt Energieverbräuche und Kosten für die Erwärmung eines zusam-

menhängenden, dreidimensionalen Preforms am Beispiel des Demonstratorbauteils

dar. Verglichen wird die Preform-Erwärmung in einem Umluft-Paternosterofen und in

einer der Kontur angepassten Infrarotstation für ein achtlagiges Preform mit einer

Endwandstärke von ca. 2 mm. Neben der Heizstation an sich werden ebenfalls die

dazugehörigen Handlingsysteme in die Betrachtung einbezogen. Der Bewertung zu

Grunde liegen die Schritte (Abbildung 108):

a) Übergabe des zusammenhängenden Preforms an die Heizstation,

b) Erwärmung des zusammenhängenden Preforms auf

Konsolidierungstempertur,

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300

Te

mp

era

tur

in °

C

Zeit in s

Messung in der Probenmitte

Berechnung

Messung an den Außenlagen


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

123

c) Übergabe des warmen Preforms an das Formwerkzeug

Die Erwärmungszeiten werden aus den vorherigen Kapiteln übernommen. Die Ener-

giedaten stammen aus Datenblättern bzw. aus eigener Ermittlung.

Abbildung 108: Prinzipdarstellung des Erwärm- und Übergabeprozesses

Für die Übergabe des zusammenhängenden Preforms an den Ofen wird ein Linear-

handling mit einer geschätzten elektrischen Leistungsaufnahme von 10 kW im be-

wegten Zustand eingesetzt. Der darauf folgende Ofen, ein Paternostersystem (Fas-

sungsvermögen von max. 6 Bauteilen), wird im Durchlaufbetrieb mit einer elektri-

schen Leistungsaufnahme von ca. 20 kW angesetzt (Datenblatt HK). Die finale Über-

gabe des erwärmten Preforms an das Formwerkzeug erfolgt mittels eines am Robo-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

124

ter angebrachten Matrix-Greifsystems. Der entsprechende Roboter wird wiederum

mit einer geschätzten elektrischen Leistungsaufnahme von 10 kW im bewegten Zu-

stand angesetzt. Die Rückführung der Ofengestelle erfolgt durch ein Fördersystem,

welches mit einer elektrischen Leistungsaufnahme von 1 kW angesetzt wird. Als

Grundlage gilt ein Fertigungszyklus von 60 Bauteilen/Stunde bei einer Wanddicke

von 2 – 2,5 mm. Während der Paternosterofen und das Förderband im Dauerbetrieb

sind, bewegen sich das Linearhandling und der Übergaberoboter jeweils nur 10 s pro

gefertigten Bauteil, d. h. 600 s pro Stunde . Der gesamte Energiebedarf pro Ferti-

gungsstunde beträgt 24,2 kWh bzw. 0,4 kWh pro Bauteil. Mit einem für Großkunden

üblichen Strompreis im Jahr 2012 von 0,12 € pro kWh, ergibt sich für jede laufende

Stunde ein Preis von 2,90 € beziehungsweise 0,048 € pro Bauteil (Tabelle 18).

Wird der Übergabeprozess des warmen Preforms an das Formwerkzeug durch einen

zusätzlichen im Matrix-Greifer integrierten Wärmeenergieeintrag, Infrarot mit einer

Leistung von 20 kW unterstützt, ergibt sich pro Fertigungsstunde ein Energiebedarf

von 28,2 kWh bzw. pro Bauteil von 0,47 kWh. Dies bedeutet umgerechnet einen Un-

kostenbeitrag von 3,38 € pro Stunde (Tabelle 19) bzw. pro Bauteil eine Umlage von

0,056 €:

Tabelle 18: Energiekosten konvektive Erwärmung

System elektrische Leistungs-aufnahme

reale Betriebszeit pro Stunde

stünd-licher

Energie- bedarf

Energie-kosten

pro Stunde

Linearhandling Legestation zu Ofen-gestell

10 kW 0,16 h 1,6 kWh 0,19 €

Paternosterofen 20 kW 1,00 h 20,0 kWh 2,40 €

Roboter: Handling Ofengestell zu Werkzeug (Matrix-Greifsystem)

10 kW 0,16 h 1,6 kWh 0,19 €

Förderband - Rücktransport Ofenge-stelle

1 kW 1,00 h 1,0 kWh 0,12 €

Summe Energieverbrauch/ Energie-kosten gesamt

-- -- 24,2 kWh 2,90 €

Energiekosten pro Bauteil bei Erfül-lung des Pressentaktes

-- -- 0,4 kWh 0,048 €


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

125

Tabelle 19: Energiekosten konvektive Erwärmung mit Infrarotunterstützung bei der Übergabe

an das Formwerkzeug


reale Be-triebszeit

pro Stunde

stünd-licher

Energie- bedarf

Energie-kosten

pro Stunde

Linearhandling Legestation zu Ofen-gestell

10 kW 0,16 h 1,6 kWh 0,19 €

Paternosterofen 20 kW 1,00 h 20,0 kWh 2,40 €

Roboter: Handling Ofengestell zu Werkzeug (Matrix-Greifsystem)

10 kW 0,16 h 1,6 kWh 0,19 €

Förderband - Rücktransport Ofenge-stelle

1 kW 1,00 h 1,0 kWh 0,12 €

IR-Einheit (40 × 500W = 20 kW) im Matrix-Greifsystem

20 kW 0,20 h 4,0 kWh 0,48 €

Summe Energieverbrauch/ Energie-kosten gesamt

-- -- 28,2 kWh 3,38 €


-- -- 0,47 kWh 0,056 €

Würde die Erwärmung mit konturangepassten Infrarotsystemen erfolgen, ergäben

sich sowohl hohe artikelspezifische Kosten, als auch hohe Energieverbräuche. Grund

hierfür sind die notwendigen, an die dreidimensionale Geometrie angepassten Strah-

ler. Zudem kann je Aufwärmzyklus, anders als beim Paternosterofen, lediglich ein

Bauteil in diesem speziell angepassten System erwärmt werden. Demnach müssen,

um den Takt der Presse zu erreichen, mehrere Infrarotsysteme parallel arbeiten. Die

Energiekosten summieren sich entsprechend. Anders würde die Betrachtung bei

ebenen, zweidimensionalen Geometrien aussehen. Hier ergibt sich eine größere Fle-

xibilität, da das Infrarotsystem nicht an eine spezielle Bauteilkontur angepasst wer-

den muss.

Für die Erwärmung der thermoplastischen Preforms wurde in Versuchen eine not-

wendige Leistung bei beidseitiger Erwärmung von je 15 kW/m² ermittelt. Bei einer

abgewickelten Bauteilfläche von 0,74 m² ergibt sich somit eine benötigte Gesamtleis-

tung der Infrarotstation von 22 kW. Die benötigte Zykluszeit beläuft sich auf 153 s pro

Bauteil ohne Berücksichtigung der Handling-Zeit. Der Pressentakt von 60 s pro Bau-

teil kann allein mit einer Station nicht bedient werden. Unter Berücksichtigung der

Handling-Zeiten wäre eine Verdreifachung der Station erforderlich. Die Energiekos-


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

126

ten pro Bauteil würden sich unter Berücksichtigung der Handling-Zeit auf 0,13 €

summieren. Die Energieverbräuche würden sich mehr als verdoppeln.

Tabelle 20: Energiekosten Infrarot-Erwärmung


reale Be-triebszeit

pro Stunde

stünd-licher

Energie- bedarf

Energie-kosten

pro Stunde

Handling Roboter: Aufnahme des kalten Preform

20 kW 0,055 h 1,1 kWh 0,13 €

IR-Leistung (beidseitig ca. 11 kW) 22 kW 0,88 h 19,4 kWh 2,32 €

Handling Roboter: Übergabe des warmen Teils

20 kW 0,055 h 1,1 kWh 0,13 €

Summe Energiever-brauch/Energiekosten gesamt pro

Station -- -- 21,6 kWh 2,58 €

Summe Energieverbrauch/ Energiekosten gesamt für drei Statio-

nen -- -- 64,8 kWh 7,74 €


-- -- 1,08 kWh 0,13 €

Fazit:

Die konvektive Erwärmung in einem Umluft-Paternosterofen ist bei vorliegender drei-

dimensionaler Geometrie wirtschaftlich und ermöglicht im vorliegenden Fall zudem

die Einhaltung eines Pressentaktes von 60 Sekunden für Bauteile mit Wanddicken

bis zu 3 mm. Durch die parallele Erwärmung mehrerer Bauteile im Ofen sind der

Energiebedarf pro Bauteil und damit die Energiekosten gering. Andere Systeme, wie

beispielsweise die Erwärmung mittels konturgebundener Infrarotsysteme, können

dies nicht erfüllen. Grund hierfür ist zum einen, dass zum Erreichen des Pressentak-

tes mehrere Systeme parallel arbeiten müssen. Zum anderen verursacht die Erwär-

mung mittels Infrarot durch die notwendige Verdreifachung der Stationen höhere

Energiebedarfe und damit Energiekosten. Bei ebenen, zweidimensionalen Bauteilen

muss diese Betrachtung neu überdacht werden. Hier sind IR-Systeme, da sie nicht

an die Kontur angepasst werden müssen, die wahrscheinlich günstigere Alternative

mit gleichzeitig höherer Flexibilität.


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

127

5.7 Konsolidierung und Funktionalisierung

Der Prozessschritt des Konsolidierens und Funktionalisierens erwärmter zusammen-

hängender thermoplastischer Preforms rundet den ULTRALITEC®-Prozess ab.

Zur Validierung der benötigten Konsolidierungsdrücke werden Zug-Scher-Versuche

an Probekörpern entsprechend DIN 65148 durchgeführt. Die dafür notwendigen Plat-

ten werden in einer Heißpresse liegend aufgeheizt, nachfolgend abgekühlt und bei

definierten Temperaturen durch Aufbringung definierter Drücke konsolidiert. Die Fa-

sern sind unidirektional in Zugrichtung ausgerichtet. Abbildung 109 zeigt schematisch

den Probenaufbau.

Abbildung 109: Probekörpergeometrie für Zug-Scher-Versuche nach DIN 65148

Die im Probekörper befindlichen Zwischenräume werden mittels innenliegender Alu-

miniumeinleger realisiert, welche nach der Platten-Herstellung entnommen werden.

Während der Untersuchung wird der sich überlappende Probenbereich in den Zwi-

schenräumen getestet. Die Belastung entspricht einer Schubbelastung. Ergebnisse

der Untersuchung zeigt Abbildung 110.

Die ermittelte interlaminare Schubfestigkeit ist auf der y-Achse aufgetragen. Auf der

x-Achse sind die dazugehörigen Pressparameter, Werkzeuginnendrücke und Tempe-

raturen, aufgetragen. Dabei stellen sich bei:

a) einer Presstemperatur von 110 °C und einem Pressdruck von 5 bar,

b) einer Presstemperatur von 150 °C und einem Pressdruck von 20 bar,

c) einer Presstemperatur von 130 °C und einem Pressdruck von 1 bar,

d) bei Presstemperaturen von 170 °C


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

128

im Vergleich niedrige Mittelwerte der interlaminaren Schubfestigkeit ein.

Abbildung 110: Prozessfenster Konsolidierung [79]

Dieser Zusammenhang erklärt sich bei Betrachtung der Rekristallisationseffekte des

Matrixmaterials (Kapitel 5.6.1). Demnach beginnt die Keimbildung im schmelzflüssi-

gem PP beim Unterschreiten der Kristallisationstemperaturtemperatur von 165 °C

[45]. Eine Umformung des Polypropylens ist bis zu einer Temperatur von ca. 127 °C

möglich [96]. Danach ist die Rekristallisation abgeschlossen. Bei einer Temperatur

von 110 °C (a) ist das Material bereits erstarrt und die Kristallbildung abgeschlossen.

Bei einer Temperatur von 170 °C (d) hat die Keimbildung noch nicht begonnen. Das

Matrixmaterial kann unter Druckeinwirkung frei fließen. Es kommt zu Faserverschie-

bungen in der Verbindungsstelle. Die Fasern liegen in Prüfrichtung onduliert vor. Es

kommt zum Abfall der interlaminaren Schubfestigkeit. Bei einer Temperatur von

150 °C (b) hat die Keimbildung bereits eingesetzt. Kristallisationskeime befinden sich

im Wachstum, der Gesamtprozess der Kristallisation ist noch nicht abgeschlossen.

Die Matrix lässt sich unter Druck konsolidieren. Auf Grund des vergleichbar hohen

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32

Inte

rla

min

are

Sc

hu

bfe

sti

gke

it in

MP

a

110 °C 130 °C 150 °C 170 °C

5 bar 1 bar 5 bar 10 bar 15 bar 20 bar 50 bar 5 bar 10 bar 15 bar 20 bar 5 bar 10 bar 15 bar 20 bar 5 1 5 10 15 20 50 5 10 15 20 5 10 15 20

Druck in bar

110 °C 130 °C 150 °C 170 °C


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

129

Druckes von 20 bar und des noch nicht abgeschlossenen Rekristallisationsprozesses

kommt es im Vergleich zu den geringeren Drücken von 5 bar, 10 bar und 15 bar zu

einem stärkeren Fließen im Material und damit zu Ondulationen der Fasern analog

d). Bei einer Temperatur von 130 °C (c) ist die Rekristallisation nahezu abgeschlos-

sen. Spärolithische Strukturen sind nahezu komplett ausgebildet. Das Material lässt

sich unter Druck > 5 bar fügen. Darunterliegende Drücke sind für eine Konsolidierung

nicht mehr ausreichend. Ursächlich hierfür ist, dass der Pressdruck nicht ausreicht,

um die Matrix zu konsolidieren. Erst höhere Drücke ermöglichen ein Abgleiten der

Polymerketten aneinander. Dies führt in der Folge zu einer ausreichenden Konsoli-

dierung des Verbundes (vgl. Kapitel 5.6.1).

Das Fazit daraus lautet, dass die Temperatur während der Verarbeitung des thermo-

plastischen Preforms nicht unter 130 °C sinken bzw. 160°C nicht überschreiten darf.

Zudem sind Werkzeuginnendrücke von 5 – 15 bar senkrecht zur Fläche für eine aus-

reichende Material-Konsolidierung zu gewährleisten. Dies ist durch die Prozess- und

Anlagentechnik sicherzustellen.

Abbildung 111: Abkühlverhalten der PP-Matrix [97]


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

130

5.7.1 Maschinentechnische Voraussetzungen

Die für die Bauteilherstellung nach dem ULTRALITEC®-Verfahren in Frage kommen-

de Maschine sollte über hohe Schließ- und Prägegeschwindigkeiten verfügen. Darü-

ber hinaus sollte die Maschine über eine vertikale Schließeinheit mit hohem Öff-

nungsmaß verfügen. Ein derartiger Aufbau erlaubt das direkte Einlegen des warmen

Preforms in die Presse und das anschließende schnelle Schließen dieser. Das Aus-

kühlen des Materials wird verhindert, eine optimale Konsolidierung wird ermöglicht.

Folgende Mindestanforderungen müssen maschinenseitig erfüllt werden:

Eine Prägegeschwindigkeit mindestens 20 mm/s, um ein Auskühlen des

Preforms vor der Konsolidierung zu vermeiden.

Eine Öffnungs- und Schließgeschwindigkeit mindestens 400 mm/s, um einer-

seits eine Wirtschaftlichkeit des Prozesses zu gewährleisten und andererseits

ein Auskühlen des Preforms zu verhindern.

Prägegenauigkeit mindestens 0,4 mm bei 20 mm/s über 1000 mm, um den

Toleranzvorgaben einer automobilen Serienproduktion gerecht zu werden.

5.7.2 Werkzeugtechnische Voraussetzungen

Die Anforderungen an die Werkzeugtechnik sind hoch. So muss eine ausreichende

Materialkonsolidierung in allen Bereichen des Bauteils gewährleistet werden, ohne

das Material zu stark zu quetschen und damit ein Fließen der thermoplastischen Mat-

rix sowie Faserverschiebungen in der Folge zu verursachen. Zudem darf bei Injektion

des langfaserverstärkten Materials kein zusätzlicher Druck auf das bereits konsoli-

dierte, endlosfaserverstärkte Material aufgebracht werden. Zusätzlich eingebrachter

Druck hätte ggf. ein Fließen der Matrix mit nachfolgender Faserverschiebung bzw.

bei Überschreitung der Druckfestigkeit eine Zerstörung der Fasern zur Folge.

Im Falle des Demonstratorbauteils ist das Werkzeug so ausgelegt, dass das endlos-

faserverstärkte Material im Wannenboden und der Rückwand sowie im Bereich der

vorderen Rundung mit einer Entformschräge von 15° in Auf-Zu-Richtung konsolidiert


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

131

wird. Der Prägevorgang ist kraftgeregelt. Während des Prägens aufgebrachte Drücke

werden mittels im Werkzeug integrierter Sensoren überwacht. Parallel mit Start des

Prägevorgangs beginnt sich der seitliche Kernzug (Abbildung 112 – (1)) zu bewegen.

Die Druckplatten (2) sorgen für das gleichmäßige Vorfahren des Schiebers (3). Das

endlosfaserverstärkte Material im seitlichen Bereich der Wanne wird konsolidiert. Die

Schieberbewegung endet, sobald der Endschalter erreicht ist. Schieberelemente

werden mechanisch in ihrer Position verriegelt. Dies verhindert das weitere Anpres-

sen der Schieber an das endlosfaserverstärkte Material mit Start des Injektionsvor-

gangs (Funktionalisierung). Dieser startet nach abgeschlossenem Prägevorgang und

erfolgtem Schließkraftaufbau.

Das Werkzeug erlaubt eine Temperierung der Formhälfte im Bereich von Raumtem-

peratur bis 130°C. Im Falle des verwendeten PP-GF60 Materials wurde die Werk-

zeugtemperatur auf 60 °C eingestellt.

Abbildung 112: Werkzeug Demonstratorbauteil (links: Auswerferseite, rechts: Düsenseite)

5.8 Zusammenfassung

Das ULTRALITEC®-Verfahren ist ein innovatives Fertigungsverfahren für endlosfa-

serverstärkte Bauteile. Ausgangsmaterial für dieses Verfahren sind UD-Tapes, wel-

che für den weiteren Verarbeitungsprozess als doppellagiges Materialien (0°/90°

oder andere Winkeleinstellungen) zur Verfügung gestellt werden. Diese werden au-

Kernzug (1) Schieber (3)

Druckplatte (2)


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

132

tomatisiert zugeschnitten, entsprechend der benötigten Endkontur verformt und ge-

mäß Plybook dreidimensional auf einem Legekern aufgebaut und partiell thermisch

zueinander fixiert. Das auf diese Weise hergestellte, zusammenhängende, endkon-

turnahe Preform wird im darauf folgenden Schritt über Schmelztemperatur des Mat-

rixmaterials erwärmt und anschließend mit einem 3D Matrixgreifsystem an das

Presswerkzeug übergeben. In diesem folgt final die Endkonturgebung durch Form-

pressen mit integriertem Spritzguss. Dieser Prozess erfordert, um Fließvorgänge zu

vermeiden, Ausgangsmaterialien mit homogenen Wanddicken- und Fasergewichts-

verteilungen. Eine Nichterfüllung dieser Kriterien führt zu unerwünschten Fließvor-

gängen und hat eine schlechtere Mechanik des Endbauteils zur Folge. Darüber hin-

aus würden auf den Tapes befindliche Fremdstoffe die Bauteilmechanik schwächen.

Daher eignen sich für den Materialzuschnitt solche Verfahren, bei denen keine

Fremdstoffe eingebracht werden. Dies sind Verfahren wie der Laserzuschnitt, der

Zuschnitt mittels rotierender oder ziehender Messer sowie das Stanzen. Über den

Einsatz der verschiedenen Verfahren entscheidet vor allem die geforderte Stückzahl.

Weiteren Einfluss auf die Bauteilmechanik haben der Aufbau des dreidimensionalen

Preforms sowie die geometriebedingten Bauteilradien. Untersuchungen an Zugpro-

ben haben gezeigt, dass Überlappungen und stumpfe Stoßstellen beim Aufbau zu

vermeiden sind (Abbildung 88, Kapitel 5.4). Beide schwächen die Bauteilmechanik.

Erstere durch eintretende Fließvorgänge und letztere durch die an einer Stelle lie-

genden Fehlstellen. Einen guten Kompromiss hingegen stellen folgende Aufbauten

dar:

der sogenannte Ziegelsteinaufbau (Probe (3)): Entsprechend einer gemauer-

ten Wand treten in jeder zweiten Lage sich wiederholende Stoßstellen auf. Der

Verbund zeigt im Vergleich zu einer Probe ohne jegliche Faserunterbrechung

eine um 11,5 % verringerte Steifigkeit, aber eine um 60 % verringerte Festig-

keit.

der Schrägstoß-Aufbau (Probe (2)). Dabei verlaufen Stoßstellen quer durchs

Bauteil. Stöße in einer Linie treten nicht auf. Der Verbund zeigt im Vergleich


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

133

zu einer Probe ohne jegliche Faserunterbrechung eine um 13,5 % verringerte

Steifigkeit und Festigkeit (Abbildung 89, Kapitel 5.4).

Bezogen auf die Bauteilauslegung bedeutet dies, dass der Aufbau je nach Anforde-

rung an die Festigkeit bzw. Steifigkeit individuell festgelegt werden muss. Prozess-

technisch bzw. kalkulatorisch ist zu beachten, dass bei Verwendung des Aufbaus (3)

deutlich mehr Gleichteile zum Einsatz kommen. Die Zuschnitt-Geometrie jeder zwei-

ten Lage ist gleich. Aufbau (2) hingegen erfordert auf Grund des schräg laufenden

Stoßes individuelle Zuschnitte in jeder Lage. Letzteres bedeutet die Bereitstellung

größerer Magazin-Tische und damit größerer Konfektionsräume.

Zudem sind bei der Verwendung von Glasfasern Bauteilradien kleiner 4 mm kon-

struktiv zu vermeiden. Diese hätten Faserbrüche und damit eine geringere Bauteil-

mechanik zur Folge.

Für die Erwärmung der zusammenhängenden Preforms empfiehlt sich ein Paternos-

ter-Umlaufofen. Die konvektive Erwärmung hat sich in Vorversuchen als besonders

effizient herausgestellt, da sie eine gleichmäßige Erwärmung bei vergleichsweise

geringen Energieverbräuchen im Paternoster-System gewährleistet. Grund ist vor

allem das große Fassungsvermögen dieses Systems. Zur Abschätzung der konvekti-

ven Preform-Erwärmung in Abhängigkeit der Zeit konnte zudem aufgezeigt werden,

dass ein in der Literatur bekannter Ansatz zur Berechnung des konvektiven Erwär-

mungsverhaltens an ebenen Gegenständen mit beidseitiger Konvektion den vorlie-

genden Erwärmungsfall mit gegebenen Randbedingungen und vereinfachten An-

nahmen gut abbildet. Die maximale Abweichung in der Mitte des Preforms beträgt

9 %, in den Außenlagen 11 % (Abbildung 107, Kapitel 5.6.4).

Zur Weitergabe des erwärmten thermoplastischen Preforms an die Presse können je

nach Bauteilwandstärke Matrixgreifer mit Niederdruckflächensaugern oder Nadel-

Elementen zum Einsatz kommen. Erstere haben sich bei Preform-Wanddicken bis

3 mm bewährt, letztere bei darüber liegenden. Die bei diesem Verfahren zum Form-

pressen der Bauteile benötigten Konsolidierungsdrücke belaufen sich auf 10 – 20 bar


__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

134

senkrecht zur Fläche. Die Temperatur des Preforms darf während der Verarbeitung

nicht unter die Rekristallisationstemperatur des Matrixmaterials von 127 °C fallen und

eine maximale Temperatur von 160 °C nicht überschreiten. Die Funktionalisierung

mit langglasfaserverstärktem Spritzgussmaterial läuft bei Spritzdrücken von ca.

450 bar.

Die Bauteilherstellung nach dem ULTRALITEC®-Verfahren erfordert neben einer

schnell schließenden Vertikalpresse eine präzise abgestimmte Werkzeugtechnik. So

muss das Preform an allen Stellen gleichmäßig konsolidiert werden, ohne das Mate-

rial zu stark zu quetschen und damit ein Fließen der Matrix zu verursachen. Verhin-

dert werden kann dies durch spezielle Schiebermechaniken.

Zusammenfassung

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

135

6 Zusammenfassung

Die vorliegende Arbeit befasst sich mit der Validierung und Einordnung eines neuar-

tigen Formpressverfahrens für endlosfaserverstärkte thermoplastische Kunststoffe.

Basismaterial sind UD-Tapes mit Polypropylen-Matrix und Glasfaser als Verstär-

kungskomponente. Ausgehend von diesem Material erfolgen der Zuschnitt und der

anschließende schichtweise, lastgerechte, dreidimensionale Preform-Aufbau. Aus

der Schichtanzahl einzelner Patches lässt sich nährungsweise die Endwandstärke

des Bauteils bestimmen. Die Verbindung einzelner Schichten zueinander erfolgt mit-

tels Laser oder Ultraschall. Ein auf diese Weise hergestelltes Preform wird in einem

nächsten Schritt in einem Umluftofen auf Konsolidierungstemperatur erwärmt und

anschließend mittels Matrixgreifsystem in das Formwerkzeug übersetzt. In diesem

erfolgt die Konsolidierung und gegebenenfalls Funktionalisierung des Preforms. Ziel

dieser Arbeit war die Einordnung der Technologie in das Umfeld thermoplastischer

FKV sowie die Realisierung einer bestmöglichen Mechanik im Endbauteil. Im Ver-

gleich zu heute üblichen Stahlanwendungen sollte durch Substitution des Werkstof-

fes das Bauteilgewicht bei gleichem Energieabsorptionsvermögen um mehr als die

Hälfte reduziert werden. Eine wirtschaftliche Arbeitsweise und geringe Zykluszeiten,

vergleichbar mit denen eines Spritzgussprozesses von 60 Sekunden pro Bauteil bei

Bauteilwanddicken bis zu 3 mm, sollten gewährleistet sein.

Die Validierung dieses Verfahrens erfolgte in mehreren Stufen. Anhand ebener Pro-

bekörper und eines Hutprofils wurden zunächst die ansteigenden mechanischen

Kennwerte unidirektionaler endlosfaserverstärkter thermoplastischer Systeme im

Vergleich zu wirrfaser- und gewebeverstärkten Systemen nachgewiesen. Der Nach-

weis der mechanischen Belastbarkeit schichtweise, lastgerecht, dreidimensional auf-

gebauter Preforms erfolgt final an einer nächst-komplexeren Geometrie, einem Py-

ramidenstumpf, hergestellt aus verschiedenen thermoplastischen Verbundmaterialien

nach unterschiedlichen Verfahren, sowie mit unterschiedlichen Aufbauten. Vergli-

chen werden in quasi-dynamischen Crashprüfungen ermittelte Kraftmaxima und

Energieabsorptionen der Bauteile. In diesen Untersuchungen hat sich herausgestellt,

Zusammenfassung

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

136

dass schichtweise, lastgerechte, dreidimensional aufgebaute Systeme gegenüber

Metallen und den im Benchmark herangezogenen thermoplastischen Verbundwerk-

stoffen vor allem den Vorteil der hohen gleichmäßigen Energieaufnahme über einen

langen Eindringweg zeigen. Dabei ist das Gewicht quasiisotrop aufgebauter Systeme

bei gleichem Energieabsorptionsvermögen ca. 60 % geringer, als bei einem Stahl-

bauteil. Zudem hält die Struktur, ähnlich vergleichbarer Stahlaufbauten, auch nach

der Untersuchung zusammen. Übertragen auf reale Bauteilanwendungen stehen

nach diesen Verfahren hergestellte Bauteile für einen guten Erhalt des Intrusions-

raums im Crashfall. Besonders relevant ist dies zum Schutz der Fahrzeuginsassen.

Dreidimensionale Probekörper, hergestellt durch Umformung zweidimensionaler La-

minate, zeigen hingegen ein ähnlich hohes Energieabsorptionsvermögen, wie die

aus schichtweise, lastgerecht, dreidimensional hergestellten Aufbauten. Der Nachteil

zeigt sich jedoch im Versagens-Bild. Die Struktur reißt während der Untersuchung an

der schwächsten Stelle, der matrixreichen Verbindungsnaht, auf (Abbildung 113). Ein

Strukturzusammenhalt ist nicht gegeben.

Das Verfahren des schichtweise, lastgerecht, dreidimensionalen Aufbaus mit späte-

rer Verarbeitung ist heute unter dem Namen ULTRALITEC® bekannt. Besondere

Herausforderungen stellen aus heutiger Sicht die intrinsischen Eigenschaften kom-

merziell erhältlicher Tape-Qualitäten dar. Hier zeigen einzelne Materialien neben

Abbildung 113: Vergleich der Versagenbilder schichtweise, lastgerecht, dreidimensional auf-

gebauter Laminate mit denen zweidimensionaler Laminat-Aufbauten

Zusammenfassung

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

137

stark schwankenden Faservolumengehalten, stark schwankende Tapedicken. Beides

würde bei der Verarbeitung im Prozess zu unterschiedlichen Preform-Wanddicken

und in der Folge zum Fließen im Bauteil führen. Folge wären Einbußen in der Bau-

teilqualität. Gelöst sind hingegen Fragestellungen zum Aufbau schichtweise, lastge-

recht, dreidimensionaler Preforms, zur Erwärmung, zum Transport warmer Preforms

sowie zum Pressen. Untersuchungen haben gezeigt, dass Preforms, aufgebaut nach

dem Prinzip der Ziegelsteinmauer bzw. mit versetzten Stößen je Lage die besten Er-

gebnisse erzielen. Überlappungen wirken sich negativ auf den Prozess aus und sind

zu vermeiden. Spalte bis zu 5 mm sind hingegen zulässig. Zur Erwärmung der

Preforms empfiehlt sich der Einsatz energieeffizienter Paternoster-Umluftöfen. Diese

arbeiten, da mehrere Bauteile gleichzeitig erwärmt werden, im Vergleich zu kontur-

gebundenen infrarotgestützten Systemen wirtschaftlich und sind zudem in der Lage

das Preform in einer attraktiven Zeit von ca. 60 Sekunden pro Bauteil homogen zu

erwärmen [98]. Der nach Erwärmung folgende Transport kann bei dünnwandigen

Systemen bis 3 mm mit Niederdruckflächensaugern erfolgen. Bei größeren Wanddi-

cken empfehlen sich Nadelgreifer bzw. Kombinationen aus beiden Systemen. Der

finale Schritt des Formpressens erfolgt mit Drücken von 10 – 50 bar senkrecht zur

Fläche und bei Preform-Temperaturen von mindestens 130 °C. Darunter ist eine

Konsolidierung nicht mehr möglich, da die Rekristallisationstemperatur des Materials

unterschritten ist. Bei darüber liegenden Drücken und Temperaturen über 150 °C

kommt es zum verstärkten Fließen der Matrix. Werkzeugaufbauten und Presstechni-

ken müssen für die Anwendung speziell angepasst sein. Sofern diese Voraussetzun-

gen berücksichtigt werden, ist eine Bauteilherstellung im Takt herkömmlicher LFT-

Anwendungen von 60 Sekunden pro Bauteil bei Wanddicken bis 3 mm möglich.

Ausblick

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

138

7 Ausblick

Bisherige Anwendungsmöglichkeiten für dieses Verfahren wurden bisher lediglich für

den Automotivebereich betrachtet. Weitere Einsatzmöglichkeiten z. B. in der Luft-

und Raumfahrt sowie in der Windkraftindustrie sind zu validieren.

Die Wirtschaftlichkeit des Verfahrens ist gegenüber bereits im Markt etablierter Ver-

fahren zu beweisen. Als zeitaufwendig erweist sich vor allem der Schritt des

schichtweisen, lastgerechten, dreidimensionalen Aufbaus thermoplastischer

Preforms. Diese Technologie ist vor allem den umformenden Verfahren gegenüber-

zustellen und bezüglich der Einsatzbereiche zu bewerten.

Auf Grund der schwankenden Qualität heute am Markt erhältlicher thermoplastischer

UD-Tapes, ist die Ermittlung von Toleranzgrenzen erforderlich. Hierzu müssen der

obere und untere Vertrauensbereich von Energieabsorbtions- und Kraftmaxima er-

mittelt werden. Die notwendigen Referenzmessungen könnten an Materialien mit

niedrigerem und höherem Faservolumengehalt durchgeführt werden.

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

139

8 Quellenangaben

[1] Dr. Claus Dallner u.a.; „Werkstoffe für die Zukunft der Leichtbaus“; in

der Fachzeitschrift Kunststoffe; Ausgabe 3/2012; Seiten 60 – 67

[2] Jürgen Selig, Alexander Radeck; „Mehr Potential für Leichtbau“; in der

Fachzeitschrift Kunststoffe; Ausgabe 3/2012; Seiten 68 – 70

[3] Dr. Michael Henningsen; „Matrixsysteme für den Leichtbau der Zu-

kunft“; in der Fachzeitschrift leightweight design; Ausgabe 4/2012; Sei-

ten 32 – 37

[4] NN; „EU erziehlt Abkommen über CO2-Emissionen von Autos [DE]“;

unter: www.euractiv.com/de/ver-kehr/eu-erzielt-abkommen-co2-emis-

sionen-autos/article-177693; abgerufen am 22.10.2010

[5] NN; „Autos und CO2 [DE]“; unter: www.euractiv.com/de/verkehr/autos-

und.co2-de-linksdissier-189192; abgerufen am 22.10.2010

[6] Dr. Michael Henningsen; „Matrixsysteme für den Leichtbau der Zu-

kunft“; in der Fachzeitschrift leightweight design; Ausgabe 4/2012; Sei-

ten 32 – 37

[7] Ralf Zimmol; „Kunststoffe im Automobil – Konzepte für kosten- und ge-

wichtsoptimierte Anwendung im Automobil“; VDI-Verlag GmbH Düssel-

dorf 2008

[8] Gottfried W. Ehrenstein; „Faserverbund-Kunststoffe: Werkstoffe – Ver-

arbeitung – Eigenschaften“; 2. völlig überarbeitete Auflage; Carl Hanser

Verlag München Wien 2006

[9] Flemming, Ziegmann, Roth; Faserverbundbauweisen: „Halbzeuge und

Bauweisen“; Springer-Verlag Berlin Heidelberg 1996

[10] Helmut Schürmann; „Konstruieren mit Faser-Kunststoff-Verbunden“;

Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2007

[11] Eva Bittmann, „Duroplaste und FKV“; der Fachzeitschrift Kunststoffe;

Ausgabe 10/2010; Seiten 162 – 164

http://www.euractiv.com/de/verkehr/eu-erzielt-abkommen-co2-emissionen-autos/article-177693

http://www.euractiv.com/de/verkehr/eu-erzielt-abkommen-co2-emissionen-autos/article-177693

http://www.euractiv.com/de/verkehr/autos-und.co2-de-linksdissier-189192

http://www.euractiv.com/de/verkehr/autos-und.co2-de-linksdissier-189192

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

140

[12] F. Henning; „Verfahrensentwicklung für lang- und endlosfaserverstärkte

thermoplastische Sandwich-Bauteile mit geschlossenem Werkstoff-

Kreislauf“; Dissertation an der Universität Stuttgart 2001

[13] Baur, Brinkmann u.a.; „Saechtling Kunststoff-Taschenbuch“; Carl Han-

ser Verlag München 2007

[14] Flemming, Ziegmann, Roth; „Faserverbundbauweisen: Fasern und Mat-

rices“; Springer-Verlag Berlin Heidelberg 1995

[15] Grellmann, Seidler; „Kunststoffprüfung“; Hanser Verlag München Wien

2005

[16] Henninger; „Beitrag zur Entwicklung neuartiger Fertigungsverfahren zur

Herstellung von Bauteilen aus kontinuierlich faserverstärkten Thermo-

plasten“; Dissertation an der TU Kaiserslautern 2005

[17] Zepf; „Faserverbundwerkstoffe mit thermoplastischer Matrix“, expert-

Verlag Renningen Malmsheim 1997

[18] M. Sakaguchi, A. Nakai et al; “The mechanical properties of unidirec-

tional thermoplastic composites manufactured by a micro-braiding tech-

nique”; Composite Science and Technology, 60: 717 – 722; 2000

[19] B. S. Yoon; S. H. Lee et al.; “Continous glass-fiber reinforced nylon 6 by

using a new impregnation die”; Polymer Composites, 18(5): 656 – 662 ;

1997

[20] Dr. Markus Henne, Manuel Müller; “reduction of process cycle time and

improvement of mechanical properties of composite parts manufactured

in RTM by application of GRILON MS binder yarn”; Sampe Europe –

30th International jubilee conference and forum; Paris 2009

[21] Prof. Dr. Markus Henne; Lukas Wielatt; „Beschleunigungen nicht nur im

Wildwasser“; in der Fachzeitschrift Kunststoffe; Ausgabe 3/2009, Seiten

2 – 6

[22] Dr. Ralph Lässig, Dr. Martin Einsenhut u.a.; „Serienproduktion von

hochfesten Faserverbundbauteilen – Perspektiven für den deutschen

Maschinen- und Anlagenbau“; Roland Berger Strategy Consultants;

September 2012

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

141

[23] P.K. Mallick, “Fiber-reinforced composites: materials – manufacturing

and design”; 3rd edition; CRC Press 2008

[24] Gottfried W. Ehrenstein; „Polymer-Werkstoffe: Struktur – Eigenschaften

– Anwendung“; 2. völlig überarbeitete Auflage; Carl Hanser Verlag

München Wien 1999

[25] Gunter Erhard, „Konstruieren mit Kunststoffen“; 4. Auflage; Hanser Ver-

lage München Wien 2008

[26] Manfred Neitzel, Peter Mitschang; „Handbuch Verbundwerkstoffe:

Werkstoffe - Verarbeitung – Anwendung“; Carl Hanser Verlag München

Wien 2004

[27] R&G; „Faserverbundwerkstoffe: Neue Technologien – Neue Werkstof-

fe“; 3. aktualisierte Auflage; 2000/2001

[28] H. de Boer; “Shape optimization of reinforced products – Design

sensivity analysis”; PhD thesis TU Delft 2001

[29] Gordon, J.E.; “The New Science of Strong Materials”; Princeton Univer-

sity Press 1968

[30] Sanjay K. Mazumdar; “Composites Manufactoring: Materials, Product,

and Process Engineering”; CRC Press LLC 2002

[32] Prof. Dr. Paolo Ermanni; „Composite Technologien – Skript zur Vorle-

sung 151-0307-00L“; Version 4.0; ETH Zürich August 2007

[33] Schmachtenberg, Menges, Michaeli u.a.; „Werkstoffkunde Kunststoffe“;

6. Auflage; Carl Hanser Verlag München Wien 2011

[34] Michaeli, Wegner; „Einführung in die Technologie der Faserverbund-

werkstoffe“, Hanser Fachbuchverlag 1990

[35] B. J. R. Scholtens, J.C. Brackman; “Influence of the film former on fi-

bre.matrix adhension and mechanical properties of glass-fibre rein-

forced thermoplastics”; Journal of Adhension, 52: 115-129; 1995

[36] G.H. Michler; „Kunststoff-Mikromechanik“; Carl Hanser Verlag München

Wien 1992

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

142

[37] M. Schemme; „Technologie der Langfaserverstärkten Thermoplaste

(LFT) – Entwicklungsstand und Perspektiven“; SKZ Seminar; Würzburg

2010

[38] A. Wöginger; „Prozesstechnologien zur Herstellung kontinuierlich faser-

verstärkter thermoplastischer Halbzeuge“; Dissertation an der Techni-

sche Universität Kaiserslautern 2005

[39] Michaeli, Huybrechts, Wegener; „Dimensionieren mit Faserverbund-

kunststoffen – Einführung und praktische Hilfen“; Carl Hanser Verlag

München 1994

[40] AVK-Industrievereinigung; „Handbuch Faserverbundwerkstoffe: Grund-

lagen, Verarbeitung, Anwendung“; 3. völlig überarbeitete Auflage; Vie-

weg + Teubner Wiesbaden 2010

[41] A. C. Long, “Composite forming technologies”; CRC Press –LLC 2007

[42] Ottokar Seycek; „Faserverstärkte Kunststoffe: Ausgangsmaterialien,

Verarbeitungsverfahren und Anwendungsbeispiele“; Schriftenreihe des

Wirtschaftförderungsinstitut Wien 1994

[43] Dieffenbacher; „COMPRESS PLUS – Energiesparende Pressengenera-

tion“, Flyer Juli 2013

[44] Quadrant Plastic Composite AG; „Technisches Datenblatt E100F50-M1

(GMT)“; Lenzburg 17.06.2009

[45] Borealis; „Technischesn Datenblatt Polypropylene BJ100HP –

Polypropylene Copolymer“; 02.09.2010

[46] NN, „Bei Leichtbau ein Innovationsschwergewicht“; unter:

www.leichtbau-technologie.de/innenraum/artikel-bei-leichtbau-ein-inno-

vationsschwerge wicht.html; abgerufen am 28.09.2011

[47] K Archiv; „Hochleistungsfähiger GMTex® von Quadrant Plastic schützt

SUVs von Mercedes mit Offroad-Sonderausstattung“; unter: www.k-

online.de/cipp/md_k/custum/pub/content,lang,1/oid,7344; abgerufen am

28.09.2011

http://www.leichtbau-technologie.de/innenraum/artikel-bei-leichtbau-ein-innovationsschwerge

http://www.leichtbau-technologie.de/innenraum/artikel-bei-leichtbau-ein-innovationsschwerge

http://www.k-online.de/cipp/md_k/custum/pub/content,lang,1/oid,7344

http://www.k-online.de/cipp/md_k/custum/pub/content,lang,1/oid,7344

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

143

[48] Quadrant; „GMTex®“; unter: www.quadrantplastics.com;

www.quadrantplastics.com/de/produkte/thermoplastische-verbundwerk-

stoffe/gmtex-R.html; abgerufen am 28.09.2011

[49] A. Radtke; „Steifigkeitsberechnung von diskontinuierlich faserverstärk-

ten Thermoplasten auf der Basis von Faserorientierungs- und Faser-

längenverteilungen“; Dissertation an der Universität Stuttgart 2008

[50] J. Eckhardt; „Untersuchungen zum Verformungs- und Versagens-

verhalten von LFT-D-GF/PP-Materialien“; Diplomarbeit an der Martin-

Luther-Universität Halle-Wittenberg 2003

[51] NN; „SpriForm: Kombination von Thermoplast-Spritzguss und Thermo-

formen kontinuierlich faserverstärkter Thermoplaste für

Crashelemente“; unter: http://www.produktionsforschung.de/verbund-

projekte/vp/index.htm?TF_ID=98&VP_ID=2232; abgerufen am

02.09.2011

[52] Fiberforge; “Manufactoring Process Solution”; unter:

www.fiberforge.com/thermoplastic-composites/manufacturing-pro-cess-

solution.php, abgerufen am 12.07.2012

[53] Anne Ross; “Tailored carbon fiber blanks set to move into steel stamp-

ing arena”; unter: www.compositesworld.com/articles/tailored-carbon-

fiber-blanks-set-to-move-into-steel-stamping-arena; abgerufen am

14.10.2010

[54] A. Jäschke; „Kunststoffe im Automobil - Funktioneller Leichtbau durch

Spritzformen (SpriForm)“; VDI-Verlag GmbH Düsseldorf 2011

[55] Simon Jesperson; “Methodology for Evaluating New High Volume

Composite Manufactoring Technologies”; Ph.D.Theses 2008

[56] Martin Schneebauer; „Effiziente Verarbeitungsverfahren für kunststoff-

basierte Hybridbauteile in der Großserie“; Vortrag im Rahmen Veran-

staltung thermocomp; Chemnitz 29.11.2011

[57] OCVTM Reinforcements; „product information Twintex® PP glass plates“;

2008

http://www.quadrantplastics.com/

http://www.quadrantplastics.com/de/produkte/thermo%20plastische-%20verbundwerkstoffe/gmtex-R.html

http://www.quadrantplastics.com/de/produkte/thermo%20plastische-%20verbundwerkstoffe/gmtex-R.html

http://www.produktionsforschung.de/verbundprojekte/

http://www.produktionsforschung.de/verbundprojekte/

http://www.fiberforge.com/thermoplastic-composites/manufacturing-pro-cess-solution.php

http://www.fiberforge.com/thermoplastic-composites/manufacturing-pro-cess-solution.php

http://www.compositesworld.com/articles/tailored-car%20bon-fiber-blanks-set-to-move-into-steel-stamping-arena

http://www.compositesworld.com/articles/tailored-car%20bon-fiber-blanks-set-to-move-into-steel-stamping-arena

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

144

[58] Elekon; „typical properties of Plytron® GN638 T“; ohne Jahres- und

Ortsangabe

[59] E. Schmachtenberg, A. Al.Sheyyab u. a.; „Großserientauglichkeit: Ver-

fahren für die wirtschaftliche Herstellung komplexer Hochleistungsver-

bunde“; in der Fachzeitschrift Plastverarbeiter; Ausgabe 11/2007

[60] T. Müller; „Entwicklung eines Kunststoff/FVK Hybridbauteils: von der

Werkstoffcharakterisierung zur Werkstoffkonzipierung“; VDI Wissensfo-

rum Fürth 2007

[61] Prof. Dr.-Ing. D. Drummer; „Mechanisch tragende Leichtbaustrukturen

mit thermoplastischen Kunststoffe“; Erlanger-Bayreuther-Kunststofftage

2012

[62] R. Funck, M. Neitzel; “Improved thermoplastic tape winding using laser

or direct flame heating”; Composite Manufactoring, 6: 189-192; 1995

[63] P. Klein; “Winding of extruded thermoplastic tapes by using a hot air

heat source”; 5th International Conference: Flow Processes Composite

Materials 1999

[64] M. Würtele, E. Bürkle; „Beanspruchungsgerechte lokale Textilverstär-

kung durch hochproduktive Spritzgießtechnik“; Tagungshandbuch der

11. Internationalen AVK-Tagung 2008

[65] K. G. Durst; „Beitrag zur systematischen Bewertung der Eignung anisot-

roper Faserverbundwerkstoffe im Fahrzeugbau“; Dissertation an der

Universität Stuttgart 2008

[66] Monaghan, Brogan, Oosthuizen; „Heat transfer in an autoclave for pro-

cessing thermoplastic composites”; Composite Manufactoring, Vol. 2

NO 3/4; 1991

[67] J. L. Thomason, M. A. Vlug; “Influence of fiber lenght and concentration

on the properties of glass fiber-reinforced polypropylen, part 1 – tensile

and flexural modulus”; Composites Part A 27A, 1990

[68] Leif A. Carlson, R. Byron Pipes; „Hochleistungsfaserverbundwerkstof-

fe“; Vieweg + Teubner 1989

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

145

[69] Christof Ledermann; „Zusammenfassung der Laminattheorie“; Version

1.1; ETH Zürich Oktober 2005

[70] Lars Ulke u.a.; „Analytische Berechnung von Schichtverbunden“; Tech-

nische Universität Chemnitz ohne Jahresangabe

[71] P-D Glasseiden GmbH Oschatz, „Datenblatt Textilglasroving für LFT –

PP“, Oschatz 01.09.2008

[72] ZOLTEK; „Technical Datasheet Panex® 35 Continous“; St.Louis ohne

Jahresangabe

[73] Patentschrift DE 10 2010 013 131 A1; „Verfahren zur Herstellung von

endlosfaserverstärkten Formteilen aus thermoplatischen Kunststoff so-

wie Kraftfahrzeugformteil“; REHAU AG + Co.; Offenlegung 22.06.2011

[74] Prof. Dr.-Ing. Altstädt, Sonja Seidel u.a.; „Großserientauglicher Hoch-

leistungsleichtbau“; in der Fachzeitschrift Kunststoffe; Ausgabe 5/2012;

Seiten 53 – 58

[75] Dr.-Ing. Peter Michel, Dipl.-Ing. Sonja Seidel; „ULTRALITEC® – unidi-

rektionale thermoplastische Verbundwerkstoffe im Rahmen Jahreskon-

gresses Bayern Innovativ Ingolstadt 04.07.2012

[76] Dr.-Ing. habil. Peter Michel, Dipl.-Ing. Sonja Seidel u.a.; „Großserien-

tauglicher Hochleistungsleichtbau mit UD-Tapes“; in der Fachzeitschrift

leightweight design; Ausgabe 2/2012; Seiten 18 – 25

[77] Dipl.-Ing. S. Seidel, Dr.-Ing. A. Meichsner, Dipl.-Ing. H. Schulz; „Virtuelle

Auslegung endlosfaserverstärkter Bauteile“; Fachzeitschrift Konstrukti-

on; Ausgabe 4/2013, Seiten 81 – 82

[78] Wulfhorst; „Textile Fertigungsverfahren“; Carl Hanser Verlag München

Wien 1998

[79] Neue Materialien Bayreuth GmbH, „Prüfberichte mechanischer Unter-

suchungen“

[80] Dr.-Ing. Jörg Reiff-Stephan; „Greifer für biegeschlaffe Materialien – Uni-

verselle Lösung für unterschiedliche Anwendungen nicht in Sicht“; A&D

Kompendium 2005/2006

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

146

[81] Frank Szimmat; „Beitrag zum Vereinzeln biegeschlaffer Bauteile“;

Fraunhofer IRB Verlag 2007

[82] Weber, Alt, Muster; „Vorlesungen zur Wärmeübertragung – Teil 1:

Grundlagen“; Technische Universität Clausthal 2008

[83] Hans-Georg Elias; „Makromoleküle Band 2: Physikalische Strukturen

und Eigenschaften“; 6. vollständig überarbeitete Auflage; Viley VCH

Verlag GmbH Weinheim 2001

[84] Menges, Haberstroh, Michaeli, Schmachtenberg; „Werkstoffkunde

Kunststoffe“; 5. völlig überarbeitete Auflage; Carl Hanser Verlag Mün-

chen Wien 2002

[85] Gert Strobl; “The Physics of Polymers: Concept for Understanding their

Structures an Behavior”; 3rd edition; Springer Verlag Berlin Heidelberg

2007

[86] W. Minoshima, J. L. White, J.E. Spruiell; “Eyperimental investigations of

the influence of molecular weight distribution on melt spinning and

extrudate swell characteristics of polypropylene”; Polymer Science and

Engineering 1980

[87] A. Eckstein, J. Suhm, C. Friedrich et al.; “Determination of plateau

moduli and entanglement molecular weights of isotactic, sydiotactic and

atactic polypropylenes syhnthesized with metallocene catalysts”;

Macromulecules 31; 1998

[88] R. Hingmann, B. Marczinke; “Shear and elongational flow properties of

polypropylene melts”; Journal of Rheologie 38; 1994

[89] S.H. Wassermann, W. Graessley; “Prediction of linear viscoelastic re-

sponse for entagled polyolefin melt from molecular weight distribution”;

Polymer Engineering and Science 36; 1996

[90] G. R Zeichner, P. D. Patel; “A comprehensive evaluation of polypropyl-

ene melt rheology”; Proceedings of the 2nd World Conference of Chemi-

cal Engineering; Montreal 1981

[91] N.B. Hannay; “Treatise on solid state chemistry”; volume 3; Plenum

Press New York 1973

Quellenangaben

___________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

147

[92] P. Eyerer, T. Hirth, P. Elsner; „Polymer Engineering: Technologien und

Praxis“; Springer Verlag Heidelberg Berlin 2008

[93] F. Johannaber, W. Michaeli; „Handbuch Spritzgießen“; 2. Auflage; Carl

Hanser Verlag München 2004

[94] W. Beitz, K.-H. Grote; „Dubbel – Taschenbuch für den Maschinenbau“;

20.Auflage; Springer Verlage Berlin Heidelberg New York 2001

[95] NN; „VDI-Wärmeatlas“; 10., bearbeitete und erweiterte Auflage; Sprin-

ger Verlag Berlin Heidelberg 2006

[96] D. W. van Krevelen; “Crystallinity of Polymers and the Means to Influ-

ence the Crystallization Process”; Chimia 32(8), 1978

[97] Neitzel, Breuer; „Die Verarbeitungstechnik der Faser-Kunststoff-

Verbunde“; Carl Hanser Verlag München Wien 1997

[98] Prof.-Dr.-Ing. Volker Altstädt, Dr.-Ing. Andreas Spörrer, Dipl.-Ing. Ma-

thias Mühlbacher; „ULTRALITEC® - Hochleistungsleichtbau auf Basis

thermoplastischer UD-Tapes“; 16. Dresdener Leichtbausymposiums

06/2012

[99] NN; „Viskosität – Grundlagen“; unter: www.chemgapedia.de/vsengine

/vlu/vsc/de/ch/13/vlu/praktikum1/viskositaet.vlu/Page/vsc/de/ch/13/pc/pr

aktikum1/viskositaet/grundlagen.vscml.html; abgerufen am 11.01.2015

http://www.chemgapedia.de/vsengine%20/vlu/vsc/de/ch/13/vlu/praktikum1/viskositaet.vlu/Page/vsc/de/ch/13/pc/praktikum1/viskositaet/grundlagen.vscml.html



Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

i

9 Anhang

9.1 Werte für die Steifigkeitsberechnung am Beispiel des PP-CF64

UD-Tapes

Werte PP-Matrix:

E-Modul: 1,3 GPa

Querkontraktionszahl: 0,34

Schubmodul: 0,49 GPa

Dichte: 0,904 g/cm³

Werte C-Faser:

E-Modul in Faserrichtung: 242000 GPa

Dichte: 1,81 g/cm³

Werte des FKV:

E-Modul in Faserrichtung: 115 GPa

Schubmodul ∥⏊: 0,35 GPa

Querkontraktionszahl ∥⏊ 0,31

Querkontraktionszahl ⏊∥ 0,07

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

ii

9.2 Herleitung Formel 11, Seite 117

Ausgehend von der Fourierschen Wärmeleitgleichung in allgemeiner Form:

(1)

Kann unter Voraussetzung konstanter Stoffwerte Formel (3) mit Formel (4) zu Formel

(5) vereinfacht werden:

(4)

(5)

Da die konvektive Erwärmung im speziellen Fall hauptsächlich in Dickenrichtung (x-

Richtung) des Materials eintritt (größte Fläche) und im System keine innere Wärme-

quelle vorhanden ist, kann Formel (5) vereinfacht werden:

(6)

Formel (5) beschreibt den Temperaturverlauf in der Platte parallel zur Wärmeein-

dringrichtung. Da die Probe während der Erwärmung auf einem Drahtgestell mit ge-

ringer Auflagefläche liegt, wird ein auf beiden Seiten gleicher Wärmeeintrag ange-

nommen. Es ergibt sich ein symmetrischer Temperaturverlauf über die Dicke:

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

iii

Ebenso kann Formel (6) mit Hilfe der dimensionslosen Kennzahlen der Dicke, der

Zeit und der Temperatur in eine dimensionslose Form (7) überführt werden:

a) dimensionslose Dicke:

b) dimensionslose Zeit:

c) dimensionslose Temperatur:

(7)

Formel (7) stellt eine sogenannte partielle Differentialgleichung dar, welche mit Hilfe

des Produktansatzes (8) gelöst werden kann.

(8)

Formel (8) besagt, dass die dimensionslose Temperatur θ von den dimensionslosen

Größen ξ und Fo abhängt.

Wird Formel (8) in Formel (7) eingesetzt, folgt Formel (9):

T0

Q

Q

TUmgebung= konstant

T(x,t)

x

z

y x

d/2

-d/2

Probe

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

iv

(9)

Diese kann für θ ≠ 0 wie folgt umgestellt werden:

(10)

Formel (10) zeigt, dass beide Seiten der Gleichung voneinander unabhängig, aber

dennoch gleich sind. Daraus folgt, dass die Werte konstant sind. Mit Anwendung des

Produktansatzes ergeben sich daher zwei gewöhnliche Differentialgleichungen, For-

mel (11.1) und (11.2):

(11.1)

und

(11.2)

mit beliebiger Integrationskonstante c.

Die Integrationskonstante kann c = 0 oder c ≠ 0 sein. Für beide Fälle ergeben sich

unterschiedliche Lösungen.

Mit c = 0 folgt:

(12.1)

und

(12.2)

mit c ≠ 0 folgt:

(12.3)

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

v

und

(12.4)

Mit diesen Lösungen (12.1) – (12.4) können folgende Teillösungen definieren wer-

den:

a) für den stationären (zeitunabhängigen) Fall:

(13)

b) weitere Teillösungen:

(14)

In den Formeln (13) und (14) sind die Konstanten B, C, D und c frei wählbar. Für den

Fall c ≠ 0 kommen demnach folgende Werte in Frage:

a) c = + q²

b) c = – q²

c) c = + i³ . q²

d) c = – i . q²

mit denen sich nach Formel (14) die folgenden Lösungen für θ ergeben:

(15.1)

(15.2)

(15.3)

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

vi

(15.4)

(15.5)

(15.6)

(15.7)

(15.8)

Die anzuwendende Lösung wird durch Betrachtung der Rand- und Übergangsbedin-

gungen ermittelt.

Da die Temperatur des Körpers bei endlicher Umgebungstemperatur jedoch nicht

gegen unendlich gehen kann, scheiden die Lösungen für θ1 und θ2 aus.

Die weiteren Lösungen können einfacher unterschieden werden, wenn die Gleichun-

gen (15.3) - (15.8) mittels der Eulerschen Beziehung transformiert werden. Diese

besagt:

(16)

Mittels Formel (16) können die Lösungen für θ3 und θ4 wie folgt dargestellt werden:

(17)

Wird Lösung (17) nun in die partielle Differentialgleichung (6) eingesetzt, folgt Formel

(18):

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

vii

(18)

Mit einer entsprechenden Transformation können Formeln (15.5)-(15.8) dargestellt

werden.

Formel (18) hingegen beschreibt den für die durchgeführten Versuche zutreffenden

Fall. Da diese Gleichung einen zeitabhängigen Exponentialtherm enthält, stellt sich

die Temperatur T an einem festen Ort ξ immer auf einen Grenzwert ein. In einem

solchen Fall muss neben der Lösung für den stationären Fall ebenso die in Formel

(18) beschriebene Zeitabhängigkeit berücksichtigt werden. Werden die Formeln (18)

und (13) vereint folgt Formel (19):

(19)

B, C1, C und D sind beliebige Konstanten, welche sich durch Betrachtung der Um-

gebungs- und Randbedingungen ergeben:

Im vorliegenden Fall liegt eine symmetrische Erwärmung und damit ein symmetri-

scher Temperaturverlauf vor. Demnach muss lediglich das Temperaturprofil in einer

Plattenhälfte berechnet werden. Auf Grund der Symmetrie um die Mittelebene ist die

Biot-Zahl bei x = 0 immer gleich 0. Mit o.g. Symmetrie-Betrachtung ergeben sich fol-

gende Annahmen:

Biot|x = 0 = 0

B = Umgebungstemperatur = konstant

C1 = 0

D = 0

Mit diesen vereinfacht sich Formel (19) für den vorliegenden Fall zu:

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

viii

(20)

Die in Formel (20) verbleibende Konstante C kann über der Randbedingen bestimmt

werden. Für den Anwendungsfall gilt, da Wärme durch Konvektion übertragen wird,

folgende Randbedingung der 3. Art:

(21)

Formel (21) kann mittels der dimensionslosen Größen Fo, θ, ξ und der Biot-Zahl in

eine dimensionslose Form überführt werden.

(22)

Wird Formel (22) in dimensionsloser Form in Formel (21) eingesetzt, so ergeben sich

die Konstante C und die Eigenwerte q:

(23)

und

(24)

Auf Grund der Periodizität der Tangensfunktion existieren für jede Biot-Zahl unend-

lich viele diskrete Eigenwerte q. Damit folgt zur endgültigen Berechnung:

- (25)

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

ix

9.3 Wärmeübergangsberechnung

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

x

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

xi

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

xii

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

xiii

9.4 Lebenslauf

Persönliche Daten

Vor- und Zuname: Sonja Seidel

Berufserfahrung

07/2010 – heute Technische Angestellte bei der REHAU AG + Co in Rehau

mit Einsatz im Bereich Research & Development Automo-

tive

07/2008 – 06/2010 Technische Angebstellte bei der REHAU AG+Co in Rehau

mit Einsatz im Bereich der Strategic Business Devision

Automotive

03/2008 – 06/2008 Anstellung bei der Wolfsburg AG mit Einsatz bei der Bu-

gatti Engineering GmbH

Diplomarbeit

09/2007- 02/2008 Diplomarbeit bei der Volkswagen AG zum Thema „Mess-

und prüftechnische Beschreibung lackierter Faser-

Kunststoff-Verbund-Oberflächen“

Schulbildung/Studium

10/2010 – 11/2014 Promotions-Studium an der Universität Bayreuth

Fakultät für Ingenieurwissenschaften – Lehrstuhl für

Polymere Werkstoffe

10/2003 – 02/2008 Studium an der Technischen Universität Clausthal

Abschluss: Diplom Chemieingenieur

1990 – 2003 Schulausbildung, Abschluss: Abitur

Preise und Auszeichnungen

04/2008 Erhalt des Conti Auto-Motivated Award für die beste Dip-

lomarbeit auf dem Gebiet der Automobil-

Zuliefererindustrie

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

xiv

9.5 Publikationen

Folgende mit dieser Arbeit in Verbindung stehende Publikationen wurden als Erstau-

tor bzw. in Autoren-Gruppen verfasst:

Konferenzbeiträge:

1) S. Seidel; Unidirektionale thermoplastische Faserverbundwerkstoffe für den Hoch-

leistungsbau; Fest- und Fachkolloquium zu Ehren von Prof. Dr.-Ing. Gerhard

Ziegmann in Clausthal Zellerfeld 22.09.2011

2) Michel, P., Dr.; Kind, F., Dr.; Meichsner, A., Dr.; Seidel, S., Dipl.-Ing.;

ULTRALITEC - Hochleistungsleichtbau auf Basis thermoplastischer UD-Tapes: Pro-

duktions- und Prozesstechnologie, 16. Internationales Dresdener Leichtbausymposi-

um 14. – 15.06.2012

3) Michel, Peter, Dr.; Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; ULTRALITEC – Hochleistungsleicht-

bau durch endlos-faserverstärkte Thermoplaste; 14. Jahreskongresses der Zulieferer

Innovativ 04.07.2012

4) Michel, Peter, Dr., Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; ULTRALITEC im Wettbewerbsumfeld

thermoplastischer Composites, Erlanger-Bayreuther Kunststofftage 2012

(11.10.2012)

5) Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; ULTRALITEC® - Automatisierungsherausforderungen bei

der Herstellung von dreidimensionalen Hochleistungs-Leichtbaumodulen; 4. ATZ

Fachtagung 16.04.2013

6) Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; ULTRALITEC® - Endlosfaserverstärkte thermoplastische

Composites in der Großserienanwendung: Prozessführung und -Fähigkeit; VDI-

Tagung „Composites effizient verarbeiten“ 22. + 23.05.2013

Anhang

__________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________

xv

Zeitschriftenbeiträge:

1) Altstädt, Volker, Prof.-Dr.-Ing.; Spörrer, Andreas, Dr.-Ing.; Mühlbacher, Mathias,

Dipl.-Ing., Michel, Peter, Dr.; Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; Großserientauglicher Leichtbau

mit UD-Tapes; Leightweightdesign Ausgabe 02/12; Seiten 18 – 25


Dipl.-Ing., Michel, Peter, Dr.; Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; Großserientauglicher Hochleis-

tungsleichtbau; Kunststoffe – Ausgabe 05/2012; Seiten 53 – 58


Dipl.-Ing., Michel, Peter, Dr.; Seidel, Sonja, Dipl.-Ing.; High-Performance lightweight

construction for large volume production; Kunststoffe international - Ausgabe

05/2012

4) André Meichsner, Dr.-Ing; Hartmut Schulz, Dipl.-Ing.; Sonja Seidel, Dipl.-Ing.; Vir-

tuelle Auslegung endlosfaserverstärkter Bauteile; Konstruktion – Ausgabe 4/2013

Lebenslauf Persönliche Daten Name: Sonja Seidel Geburtsdatum/Ort: 21.12.1983, Wolfsburg Familienstand: verheiratet Nationalität: deutsch Schulbildung 1990 – 1994 Grundschule Heidgarten-Vorsfelde 1994 – 1996 Orientierungsstufe Vorsfelde 1996 – 1997 Gymnasium Vorsfelde 1997 – 2003 Ratsgymnasium Wolfsburg Abschluss: Abitur Studium 2003 – 2008 Studium des Chemieingenieurwesens an der Technischen

Universität Clausthal Abschluss: Dipl.-Chemieingenieur Promotion 2014 Promotion an der Universität Bayreuth - Lehrstuhl Polymer

Engineering Titel: Anforderungsgerechte, thermoplastische Preforms für den

Hochleistungsleichtbau Berufstätigkeit 07/2008 – 06/2010 Technische Entwicklungsingenieurin bei der REHAU AG + Co in Rehau im Bereich Strategic Business Devision Automotive 06/2010 – heute Technische Angestellte bei der REHAU AG + Co in Rehau im Bereich Research & Development Automotive

Anforderungsgerechte, thermoplastische Preforms für den ...

Documents

Transcript of Anforderungsgerechte, thermoplastische Preforms für den ...