Vergleichende zerstörungsfreie Charakterisierung von Schäden in Faserverbundstrukturen (GFK) mittels mobiler Prüfverfahren

Inhaltsverzeichnis

1 Einleitung

2 Stand der Technik
2.1 Grundlagen der Windenergieanlagen
2.1.1 Bauweise und Fertigung der Rotorblätter moderner Windenergieanlagen
2.1.2 Überwachung und Prüfung der Rotorblätter von Windenergieanlagen
2.2 Grundlagen der Faserverbundbauteile
2.2.1 Von den Komponenten Faser und Matrix zum Mehrschichtverbund
2.2.2 Beanspruchungsbedingte Schäden in Faserverbundwerkstoffen
2.3 Lokale akustische Resonanzspektroskopie
2.3.1 Physikalische Grundlagen
2.3.2 Prüfung mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie
2.4 Ultraschall
2.4.1 Physikalische Grundlagen
2.4.2 Prüfung mit Ultraschall
2.5 Optische Lockin-Thermographie
2.5.1 Physikalische Grundlagen
2.5.2 Prüfung mit der optischen Lockin-Thermographie
2.6 Computertomographie
2.6.1 Physikalische Grundlagen
2.6.2 Prüfung mit der Computertomographie

3 Versuchsbeschreibung
3.1 Definierte Schädigung der Prüflinge
3.1.1 Das Fallwerk
3.1.2 Prüflinge
3.1.3 Impaktenergie
3.2 Zerstörungsfreie Schadenscharakterisierung
3.2.1 Messung sichtbarer Parameter
3.2.2 Aufnahmen mit der High Speed Kamera
3.2.3 Durchführung der lokalen akustische Resonanzspektroskopie
3.2.4 Durchführung der Ultraschallprüfung
3.2.5 Durchführung der optischen Lockin-Thermographie
3.2.6 Durchführung der Computertomographie

4 Versuchsauswertung
4.1 Auswertung der Messergebnisse
4.1.1 Auswertung der Hochgeschwindigkeitsaufnahmen
4.1.2 Auswertung der Eindrucktiefe, Ausbeulung und Abmessung der Trübung
4.1.3 Auswertung der Ergebnisse der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie
4.1.4 Auswertung der Ergebnisse der Ultraschallmessung
4.1.5 Auswertung der Ergebnisse der optischen Lockin-Thermographie
4.1.6 Auswertung der Ergebnisse der Computertomographie
4.2 Vergleich und Untersuchung der Übertragbarkeit der Ergebnisse
4.2.1 Vergleich lokale akustische Resonanzspektroskopie – Ultraschall
4.2.2 Vergleich Ultraschall – Computertomographie
4.2.3 Vergleich lokale akustische Resonanzspektroskopie – Referenzmethoden
4.2.4 Vergleich Optische Lockin-Thermographie – Referenzmethoden
4.3 Auswertung der Messergebnisse an realen Prüfobjekten

5 Diskussion
5.1 Impaktierung, Werkstoff, und Schadensmerkmale
5.2 Diskussion der Prüfung mit mobilen Prüfverfahren
5.2.1 Lokale akustische Resonanzspektroskopie
5.2.2 Ultraschallprüfung
5.2.3 Optischen Lockin Thermographie
5.3 Modell zur ganzheitlichen Schadenscharakterisierung

6 Zusammenfassung und Ausblick

Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1.1: a) Entwicklung des weltweiten Marktes für CFK. Die Jahre 2013 bis 2020 des Diagramms sind Schätzungen. Daten aus [Witten,2013]. b) Die Europaweite Produktion von GFK. Daten aus [Jahn,2013]

Abbildung 1.2: Anzahl der jährlich neu installierten Onshore-Windenergieanlagen in Deutschland. Daten aus [statista 2013]

Abbildung 1.3: Größenvergleich eines Windrades der neuesten Generation mit dem Airbus A380, [Siemens 2012]

Abbildung 1.4: Windradunfall in einem Windpark in Kirtorf in Hessen, [Augsburger Allgemeine 2011]

Abbildung 2.1: a) Die erste Versuchsanlage zur Erzeugung elektrischen Stroms in Dänemark, [Hau2008,S.24]. b) Der Erfinder Poul La Cour, [Kjaergaard 2014]

Abbildung 2.2: Schema einer modernen Windenergianlage, nach [Hau, 2008, S.71], [Nordmann 2007]

Abbildung 2.3: Verschiedene Bauweisen der Rotorblättern von Windenergieanlagen, [Hau 2008, S.243]

Abbildung 2.4: Schematischer Aufbau eines modernen Rotorblattes, (Mit freundlicher Genehmigung des Lehrstuhls für Audio Signalverarbeitung, TU München)

Abbildung 2.5: a) Herstellung mit dem Vakuumsinfusionsverfahren, [Hau 2008,S.264]. b) Prepregverfahren bei MBB, [Hau 2008,S.263]

Abbildung 2.6: im Betrieb auftretende fertigungsbedingte Schäden. a) mangelhafte Blattschalenverklebung liefert nicht die nötige Steifigkeit an der Nasenkante. Dies führt zu Längsrißen an der Nasenkante. b) zu viel Klebstoff an der hinteren Blattschalenverklebung führt zu Querrissen, welche durch die Biegung des Rotorblattes entstehen, [Brassel 2011, S.21ff]

Abbildung 2.7: a) Folgen eines fehlerhaften Laminats, [Brassel 2011, S.27]. b) Ondulation im Laminat, [Cerbe 2010, S.11]

Abbildung 2.8: Betriebsbedingte Schäden: a): abgeplatzter Lack aufgrund von Erosion/Hagelschlag b): Erosion an der Nasenkante. c): Beschädigung durch Blitzschlag. d): abgeknicktes Rotorblatt, [Cerbe2010,S13ff]

Abbildung 2.9: Die Eigenschaften verschiedener Fasern, [Flemming 1995, S.104]

Abbildung 2.10: Der Unterschied zwischen Duroplaste und Thermoplasten, [Flemming 1995, S.181]

Abbildung 2.11: Die Richtungsabhängigkeit einer unidirektionalen Schicht, nach [Bayer 2012, S.53]

Abbildung 2.12: schematische Darstellung von unidirektionalem (UD), biaxialem (Kreuzverbund) und triaxialem Gelege, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.13: Verschiedene Gewebearten: a) Leinen. b) Köper. c) Atlas. d) kettstarkes Gewebe, nach [Schürmann 2007, S.60]

Abbildung 2.14: Überblick über verschiedene Versagensarten unidirektionaler Schichten bei verschiedenen Belastungen, nach [Schultz 1996], [Schürmann 2007, S344ff]

Abbildung 2.15: Schliffbild von Matrixbrüchen bei einem Impakt: In der oberen Lage sieht man den querverlaufenden Schubbruch durch Druck, in der unteren Lage sieht man einen gerade verlaufenden Matrixbruch, [Joshi 1985, S.55]

Abbildung 2.16: Die Erdnussförmige Ausbreitung von Delaminationen, nach [Liu 1988, S.678ff]

Abbildung 2.17: a)Skizze der tannenbaumförmigen Ausbreitung von Zwischenfaserbrüchen und Delaminationen über der Dicke des Laminats bei relativ dicken Laminaten. b) Skizze der umgekehrt tannenbaumförmigen Ausbreitung von Zwischenfaserbrüchen und Delaminationen über der Dicke des Laminats bei relativ dünnen Laminaten, nach [Schürmann 2007,S.386], [Abrate 2005,S144]

Abbildung 2.18: a) Die Energie des Impakts über Delaminationsfläche, nach [Mitrovic 1999, S.2063]. b) Die Restdruckfestigkeit über der Impaktenergie, nach [Mitrovic 1999, S.2063]

Abbildung 2.19: Schnittbilder von Faserverbundwerkstoffen a) Faserverbundwerkstoff in großer Vergrößerung. b) Faserverbundwerkstoff in mittlerer Vergrößerung. [Agarwall et al. 1990]

Abbildung 2.20: Einfluss eines Impakts auf die Restzugfestigkeit eines Laminats, nach [Richardson et al. 1994, S.1128]

Abbildung 2.21: a) Die Größe der beiden Schadensausbreitungsformen. b) Makrofotographie der Vorder und Rückseite zur Visualisierung der „primary damage zone" und „secondary damage zone", aus [Choong et al 2011]

Abbildung 2.22:a) eine Anlage zur industriellen Resonanzprüfung, [Hertlin et al. 2003]. b) Der Mitsui Woodpecker, [JR Technology Limited 2012]

Abbildung 2.23: Prinzip der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie, auf jeden Punkt des Messrasters wird geklopft, und der Schall sowie die Kraftanregung ausgewertet. Die Ergebnisse aller Messpunkte ergeben ein flächiges Bild des Prüflings, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.24: a) Ausbreitung einer Longitudinalwelle. b) Ausbreitung einer Transversalwelle, nach [Buschbaum 2009,S.44]

Abbildung 2.25: Das akustischen Spektrums, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.26: Eine abklingende Schwingung im a) Zeitbereich. b) im Frequenzbereich, hier sind deutlich die Peaks der Resonanzfrequenzen sichtbar, nach [Hertlin et al. 2003] c) Die Visualisierung der Zerlegung eines Rechtecksignals, nach [Müller-Buschbaum 2008,S.57]

Abbildung 2.27: a) Die Abhängigkeit der aufgebrachten Kraft über der Kontaktsteifigkeit, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.28: Das Amplitudenspektrum verschiedener Hammerspitzen, [Kistler Instrumente GmbH 2005]

Abbildung 2.29: Darstellung der Kraftanregung. a) Visualisierung der Halbwertsbreite eines Signals. b) flächenmäßige Darstellung der Halbwertsbreiten von mehreren Kraftanregungen, [Jüngert 2010, S102ff]

Abbildung 2.30: a) Kraftanregung eines Stoßes auf defektem und intaktem Material. b) Amplitudenspektrum eines Schlages auf defektem und intaktem Material, [Cawley et al. 1988, S.300]

Abbildung 2.31: Verschiedene Darstellung der Schallsignale der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie: a) Normiertes Amplitudenspektrum als B-Scan b) flächige Darstellung mit den Summen der normierten Amplitudenspektren, [Jüngert 2010, S.104ff]

Abbildung 2.32: a) Die Wellenausbreitung in faserverstärkten Kunststoffen parallel zur Faserrichtungim Zeit- und Frequenzbereich. b) Die Wellenausbreitung elastischer Wellen in faserverstärkten Kunststoffen senkrecht zur Faserrichtung im Zeit- und Frequenzbereich. nach [Summerscales 1990, S.17]

Abbildung 2.33: Modell zur frequenzabhängigen Wellenausbreitung in Faserverbundwerkstoffen, [Summerscales 1990, S18]

Abbildung 2.34: a) Ultraschallprüfgeräte als Handgerät, [eigene Darstellung]. b) Ultraschallprüfung mit automatisierter Prüfanlage, [Areva 2011]

Abbildung 2.35: Prinzip der Impuls Echo Messung: Ein Sender gibt einen Ultraschallimpuls. Dieser wird an der Rückwand oder an Fehlstellen reflektiert. Über die bis zum angezeigten Echo vergangene Zeit lassen sich Bauteilinformationen gewinnen, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.36: Die Brechung von Wellen an der Grenzschicht zweier Medien unterschiedlicher Brechzahlen n1 und n2. Longitudinal- und Transversalwellen breiten sich mit unterschiedlicher Geschwindigkeit und somit auch unterschiedlicher Richtung aus (dargestellt durch die gestrichelten Linien), [eigene Darstellung]

Abbildung 2.37: Verschieden starke Dämpfungen eines Ultraschallgerätes: a) Schwache Dämpfung mit schmalbandigem Frequenzanteil. b) Starke Dämpfung mit breitbandigem Frequenzanteil. nach [Krautkrämer1966,S.107]

Abbildung 2.38: a) Die Veränderung des Fokusbereichs mit einer Vorlaufstrecke, [eigene Darstellung]. b) verschiedene Vorlaufstrecken, nach [Habermann 2014], [Schuster 2004]

Abbildung 2.39: Die Signale eines Ultraschallgerätes. a) Mögliche Fehlstelle in 2,62 mm Tiefe. b) Rückwandecho der Platte bei 5,82 mm, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.40: Prinzip der optischen Lockin-Thermographie, [eigene Darstellung]

Abbildung 2.41: Ausbreitung elektromagnetischer Wellen, [Universität Regensburg 2005]

Abbildung 2.42: Das elektromagnetische Spektrum, nach [Frank et al 2009]

Abbildung 2.43: Das Plancksche Strahlungsspektrum für Körper verschiedener Temperaturen, [Sch2006]

Abbildung 2.44: Verschiedene Computertomographen für verschiedene Anwendungen: a) Ein medizinischer Computertomograph, [Siemens Medical 2003]. b) Computertomograph für industrielle Anwendungen. (Mit freundlicher Genehmigung von GE Measurement&Control)

Abbildung 2.45: Prinzip der Computertomographie

Abbildung 2.46: a) ein Röntgenspektrum welches beim Abbremsen von Elektronen entsteht, [Müller-Buschbaum 2009,S.51]. b) die Skizze einer Röntgenröhre, [Müller-Buschbaum 2009, S.52]

Abbildung 2.47: a) Die Computertomographie mit hoher Auflösung und kleinem gescannten Bereich. b) Die Computertomographie mit niedriger Auflösung großem gescannten Bereich

Abbildung 2.48: Screenshot des graphischen Auswertungsprogramms VG Studios für Voxeldateien

Abbildung 2.49: Beispiele der Computertomographie an Faserverbundwerkstoffen mit einem Tool der Software VG Studio MAX, [VG Studio Max, 2012]

Abbildung 3.1: Skizze einer Gaspistole für Impaktschädigungen, [Hou et al. 1999, S.277]

Abbildung 3.2: a) Skizze der Impaktorrichtung, [eigene Darstellung]. b) Foto der kompletten Impaktvorrichtung, [eigene Darstellung]. c) Detaillaufnahme vom Auftreffpunkt des Impaktorschlittens auf die Prüfplatte. Die Anbringung der Halterung am Fallturm ist erkennbar, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.3: Der Zusammenhang der Halterung auf die Fläche der Delamination. Als Halterung wurden Lochplatten mit den Durchmessern 50 mm, 80 mm, 140 mm und 300mm verwendet, [Cantwell2006,S.1904]

Abbildung 3.4: Die Halterung der Platten beim Impaktversuch. a) Blick von oben, hier schlägt der Impaktstempel ein. b) Die Halterung der Prüflinge in der Totale: Man erkennt die Stahlplatten den schwarzen Nitrilkautschuk und in der Mitte den hellgrünen Prüfling, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.5: Die Halterung der großen Platten beim Impaktversuch, [eigene Darstellung]. a) Halterung ohne Prüfling. b)Halterung mit Prüfling, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.6: Schlagschädigung des Rotorblattes, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.7: Die in dieser Arbeit verwendeten Prüflinge aus dem Material Vetronit EGS 619 , [eigene Darstellung]

Abbildung 3.8: Die aus einer realen Windenergieanlage enthaltenen Prüflinge. a) Prüfling aus Rotorblattspitze mit deutlicher Schädigung und Reperatur, [eigene Darstellung]. b) Rotorblattsegment mit künstlich eingebrachten Schlagschäden, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.9: a) Messung der Eindrucktiefe sowie der rückseitigen Ausbeulung mit der Messuhr, [eigene Darstellung]. b) Messung der Eindrucktiefe und Ausbeulung auf den Prüfplatten. Die Mittelwert der Höhendifferenzen Delta 1, 2, 3 und 4 ergeben den Wert für die Eindrucktiefe und Ausbeulung. Das grün angezeichnete Quadrat hat die Ausmaße 30mm x 30mm, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.10: a) Aufnahme der Makrofotografien auf dem Leuchttisch, [eigene Darstellung]. b) Beispiel einer Makroaufnahme mit der erste charakteristische quantitative Größen des Schadens erfassbar sind, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.11: Messaufbau mit High Speed Kamera [Takeda et al. 1982]. a) im Jahre 1981, [Takeda et al. 1982, S.20]. b) im Rahmen dieser Arbeit, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.12: a) Die Prüfung mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie in einer schalldichten Kammer, [eigene Darstellung]. b) Prüfung der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie im Labor, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.13: Das Messraster der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie beim Prüfling 2mmM, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.14: Das Messraster der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie der Prüflinge 6mmG, 2mmG und der Prüflinge im kleinen Format, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.15: a) Durchführung der Prüfung. b) verwendetes Gerät der Ultraschallprüfung, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.16: a) Bei der Ultraschallprüfung übliche Stufenkeile, [eigene Darstellung]. b) Die in dieser Arbeit verwendeten Referenzplatten aus Vetronit EGS619, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.17: Bildschirmfoto des verwendeten Ultraschallgerätes Krautkrämer USM35X mit Erklärungen der grundlegenden Funktionen, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.18: a) Durchführung der optischen Lockin-Thermographie, [eigene Darstellung]. b) Foto der verwendeten Thermographiekamera, [eigene Darstellung]

Abbildung 3.19: a) Die Präparation der Proben vor der Computertomographie, [eigene Darstellung]. b) Bild der Einspannung im Computertomographen, (mit freundlicher Genehmigung von GE Measurement&Controll)

Abbildung 4.1: 14J Einschlag auf 2mm dicken Prüfling als Sequenz, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.2:Auswahl an Schlagschädigungen in 2 mm Vetronit EGS 619, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.3: Eindrucktiefen in Abhängigkeit von der Impaktenergie in Vetronit EGS 619 (2mmDicke). Unterschiedliche Schadensausmaße bei gleicher Impaktenergie sind zwischen den Prüflingen deutlich erkennbar, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.4:Auswahl an Schlagschädigungen in 6mm Vetronit EGS 619, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.5: Ausmaß der Schädigung in Abhängigkeit von der Impaktenergie in den Prüflingen mit 6mm Dicke, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.6: Auswahl an Schlagschädigungen in 11 mm Vetronit EGS 619 von 11J – 115J. An den Rückseiten der 11mm dicken Prüflingen ist optisch kein Schaden erkennbar, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.7: Ausmaß der Schädigung in Abhängigkeit von der Impaktenergie in den Prüflingen mit 11mm Dicke, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.8: Die Halbwertsbreiten der Kraftanregung in Millisekunden bei zwei identischen Prüfungen des Prüflings 2mmM, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.9: a) Das qualitative Kraftanregungssignal auf Prüflingen mit 2mm Dicke. b) Das Kraftanregungssignal auf Prüflingen mit 11mm Dicke, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.10:Drei normierte Signale der Kraftanregung, jeweils typisch für die 2mm, 6mm und 11mm dicken Prüflinge, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.11: Die Schallsignale auf den Prüflingen unterschiedlicher Dicke im Zeitbereich und als Spektrogramm, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.12:Vergleichsmessungen auf intaktes und defektes Material an Impakte in Prüflinge 2mmG. a) Halbwertsbreite jedes Messpunkts, [eigene Darstellung]. b) Makrofotografie des geprüften Impakt, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.13: Vergleich der Spektrogramme der Schallsignale zweier ausgewählter Messpunkte auf dem Prüfling 2mmG, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.14: Vergleichsmessungen auf intaktes und defektes Material an Impakts in Prüflinge mit 6mm Dicke. a) zeigt die Halbwertsbreiten jedes Messpunkts, [eigene Darstellung]. b) Makrofotografie des geprüften Impakt, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.15: Vergleich der Spektrogramme der Schallsignale zweier ausgewählter Messpunkte auf dem Prüfling 6mmK, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.16: a) Die Halbwertsbreiten der Kraftsignale bei 11mm dicken Prüflingen, [eigene Darstellung]. b) Lichtbild des betrachteten Prüflings, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.17: Flächig aufgetragene Halbwertsbreiten des Prüflings 2mmM. Oben die mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie erhaltene Prüfung. Unten ein künstliche erstelltes Bild des zu erwartenden Ergebnis

Abbildung 4.18: Vergleich der Signale bei a) 2 mm, b) 6 mm und c) 11 mm Dicke. Gut zu sehen ist jeweils das Rückwandecho der Prüflinge, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.19: Das Prüfen der Referenzplatten mit der Ultraschallprüfung, [eigene Darstellung]. a) Lichtbild der Prüfung. b)Signal bei der Grenzfläche in 0,5mm Tiefe. c) Signal bei der Grenzfläche in 1mm Tiefe. d) Signal bei der Grenzfläche in 1,5mm Tiefe. Ein hoher Rauschanteil bei den Messungen ist erkennbar

Abbildung 4.20: Vergleich der Signale einer intakten und einer schlaggeschädigten Stelle in Prüflingen mit 2 mm Dicke, [eigene Darstellung]. a) Signalbild einer intakten Stelle. b) Signalbild einer defekten Stelle

Abbildung 4.21: Vergleich der Signale einer intakten und einer schlaggeschädigten Stelle in Prüflingen mit 6 mm Dicke, [eigene Darstellung]. a) Signalbild einer intakten Stelle. b) Signalbild einer defekten Stelle

Abbildung 4.22: Vergleich der Signale einer intakten und einer schlaggeschädigten Stelle im Prüfling mit 11 mm Dicke, [eigene Darstellung]. a) Signalbild einer intakten Stelle. b) Signalbild einer defekten Stelle

Abbildung 4.23: a) Lichtbild des Prüflings 2mmG, [eigene Darstellung]. b) Phasenbild des Prüflings 2mmG, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.24: Phasenbild des Prüflings 6mmG, [eigene Darstellung]. a) Lichtbild des Prüflings 6mmG. b) Phasenbild der optischen Lockin-Thermographie des Prüflings 6mmG, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.25: a) Phasenbild der Referenzplatten mit einer Lockin-Frequenz von 0,001 Hz, [eigene Darstellung]. b) Fotografie der Prüflinge in Prüfanordnung, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.26: Mit unterschiedlicher Lockinfrequenzen erzeugte Phasenbilder, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.27: Der Unterschied eingebrachter Schädigungen bei 2mm Platten und 6mm Platten, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.28: Zug und Schubbrüche in schlaggeschädigten Strukturen eines Prüflings mit 2mm Dicke, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.29: Schnittbilder der untersuchten Impakte an den 2 mm dicken Prüflinge, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.30: Deutlicher Riss außerhalb des Zentrums beim Prüfling 2mmK bei einer Impaktenergie von 6 J. Die grüne Ebene veranschaulicht die Position des Schnittbildes, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.31: Schnittbilder der tomographierten 6mm dicken Prüflinge, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.32: Schnittbilder der Prüflinge mit 11mm Dicke. Beim Prüfling mit der größeren Energie ist die tannenbaumförmige Ausbreitung von der Oberfläche aus sichtbar, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.33: Möglichkeiten der Ultraschallprüfung: a) Das dreidimensionale Bild eines Neugeborenen. b) Dreidimensionale Werkstoffprüfung mit Ultraschall [Trösch 2010]

Abbildung 4.34: Vergleich des Schnittbildes der Computertomographie mit dem Ultraschallsignal, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.35: Ein Tomographiebild eines Schadens der für die lokale akustische Resonanzspektroskopie gerade eben erkennbar ist, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.36: Beispiel eines aus verschiedenen Phasenbilder entstandenen Tomografiebild einer optischen Lockin- Thermographie

Abbildung 4.37: Schwieriges Prüfen von realen Rotorblättern mit Ultraschall, [eigene Darstellung]. Die Abbildung zeigt die große Anzahl von unzuweißbaren Signalen im Bauteil obwohl der Querschnitt betrachtet werden kann. Der Unterschied zwischen den Bildern in a) und b) kommt durch das Anlegen eines feuchten Fingers an die Rückwand zustande

Abbildung 4.38: Mit dem Ultraschall-Phased Array- Prüfkopf sichtbar gemachte Schlagschäden, [eigene Darstellung]: a)Lichtbild des geprüften Streifens. b) Mit dem Omniscan MX2 PA erhaltenes Ultraschallbild

Abbildung 4.39: Phasenbild einer mit 115J schlaggeschädigten Stelle am realen Prüfobjekt. Der Schaden müsste deutlich sichtbar sein, wird jedoch von der oberen Lackschicht verdeckt, [eigene Darstellung]

Abbildung 4.40: Der Vergleich zwischen Lichtbild und Phasenbild. Durch den sichtbaren Riss wird eine oberflächennahe Schichtentrennung hervorgerufen. Diese ist im Lichtbild nicht sichtbar, sie kann mit Hilfe der Optischen Lockin- Thermographie jedoch sichtbar gemacht werden, [eigene Darstellung]. a) Phasenbild der geprüften Stelle mit 0,001Hz. b) Lichtbild des geprüften Auschnitts

Abbildung 5.1: Abweichende Schadensausmaß einer Stelle in den Prüflingen mit 6 mm Dicke, [eigene Darstellung]. a) Die Stelle mit dem abweichend hohen Schadensausmaß. b) mit vergleichbarer Impaktenergie geschädigte Stelle

Abbildung 5.2: a) mobile Anwendung der Thermographie, [Jüngert 2009].. b) Thermographiebild von oberflächennahen Porösitäten, [Jüngert 2009]

Abbildung 5.3: mögliches Szenario einer automatisierten Prüfung nach der Fertigung, [eigene Darstellung]

Abbildung 5.4: a) Das Herablassen eines Sachverständigen zur Prüfung eines Rotorblattes im Betrieb, [Cerbe 2010]. b) Die Prüfung durch automatische Robotersysteme, [Jüngert 2009]

Abbildung 5.5: a) mögliches Szenario einer Prüfung von Rotorblättern von Windenergieanlagen aus der Luft mit thermographischen Methoden, nach Zell [eigene Darstellung]. b) Bild einer passiven Thermographie nach Sonnenuntergang, [Jüngert 2009]

Tabellenverzeichnis

Tabelle 2.1: Kennwerte gängiger Verstärkungsfasern, nach [Bayer 2012, S.14] [swiss-composite 2014]. 15

Tabelle 2.2: Kennwerte gängiger Matrixwerkstoffe. Die Werte sind Richtwerte und beziehen sich auf Raumtemperatur, [Bayer 2012, S.18]. 17

Tabelle 2.3: Die Dichten und Ausbreitungsgeschwindigkeiten verschiedener Materialien, nach [Grosse 2013,S.31], [Jüngert 2010, S.68]. 30

Tabelle 2.4: Die Werte der Stoßzahlen verschiedener Materialien, [Jüngert 2010,S.78]. 33

Tabelle 5.1: Vergleich der drei mobilen zerstörungsfreien Prüfverfahren nach den drei Kriterien Handlichkeit, Reifegrad und Aussagekraft. 120

Nomenklatur

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

1 Einleitung

Entwicklung des Marktes für faserverstärkte Kunststoffe Der Markt für faserverstärkte Kunststoffe hat sich in den letzten Jahren rasant entwickelt. „Beim globalen Composites-Markt, der 2012 einen Wert von ca. 76 Mrd. € repräsentierte, geht man von einem jährlichen Wachstum von rund 6% aus.“ [Witten2013,S.16]. Bei glasfaserverstärkten Kunststoffen (GFK) spricht man von einer „positiven Seitwärtsbewegung“, [Witten2013,S.19]. Der Markt der carbonfaserverstärkten Kunststoffe (CFK) zeigt mit geschätzten Wachstumsraten von 13% - 17% „alle Anzeichen überproportionalen Wachstums“, [Pudenz,2013]. Abbildung 1-1 zeigt das Wachstum der beiden Märkte:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 1.1: a) Entwicklung des weltweiten Marktes für CFK. Die Jahre 2013 bis 2020 des Diagramms sind Schätzungen. Daten aus [Witten,2013]. b) Die Europaweite Produktion von GFK. Daten aus [Jahn,2013].

Gründe für den Erfolg von faserverstärkten Kunststoffen sind die innovativen technischen Anwendungsmöglichkeiten. Die Verwendung von carbonfaserverstärkten und glasfaserverstärkten Kunststoffen hat hohes Potential im Leichtbau. Dieser wiederum wird bei steigender Relevanz von Energieeffizienz immer wichtiger. Im Transportwesen, also in den Bereichen Luft- und Raumfahrt, Bahn und Automotive werden immer mehr faserverstärkte Werkstoffe eingesetzt. Aber das Marktsegment mit dem größten Mengenumsatz für Kohlefaser ist mit 23%, die Windenergie, [Witten2013,S.10].

Vor allem Rotorblätter von Offshore- Windenergieanlagen (WEA) bestehen aus carbonfaserverstärkten Kunststoffen, während Onshore-Windenergieanlagen vorwiegend aus glasfaserverstärkten Kunststoffen gefertigt sind.

Entwicklung der Windenergiebranche

Die Windenergiebranche weist derzeit eine jährliche Wachstumsrate von 25% auf. Bis 2020 sind jährlich 20% Wachstum prognostiziert, [Piller2007, S.1]. In Deutschland hat sich in den letzten 20 Jahren die Zahl der Onshore-Windenergieanlagen um das 14-fache vermehrt, [statista2013]. Seit 2013 stehen in Deutschland über 23000 Anlagen [Ender2013] und es wird jährlich mehr elektrische Energie aus Wind gewonnen, wie Abbildung 1-2 zeigt.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 1.2: Anzahl der jährlich neu installierten Onshore-Windenergieanlagen in Deutschland. Daten aus [statista 2013].

Es werden nicht nur jedes Jahr mehr Anlagen gebaut, sondern auch ihre Leistung wächst stetig. Neueste WEA verfügen derzeit über Leistungen von sechs Megawatt und mehr. Inzwischen werden Windenergieanlagen der 10MW-Klasse entwickelt, [Brodmerkel2011], [Siemens, 2012]. Um diese Leistungsklassen zu erreichen müssen immer größere Rotorblätter entwickelt werden. Das Siemens B75 Rotorblatt erreicht, wie in Abbildung 1-3 gezeigt, bei einem Gewicht von nur 25 Tonnen fast die Spannweite eines Airbus A380. Die Prognosen sprechen von 180m Rotordurchmesser für Offshoreanlagen in den nächsten Jahrzehnten, [Jüngert2010,S.25]. Diese enormen Größen werden hauptsächlich durch den Einsatz von Faserverbundwerkstoffen ermöglicht.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 1.3: Größenvergleich eines Windrades der neuesten Generation mit dem Airbus A380, [Siemens 2012].

Die rasante wirtschaftliche und technologische Entwicklung der Faserverbundtechnologie zum Bau von Rotorblättern verlangt nach Verfahren, welche die Fehlerfreiheit der Bauteile zuverlässig überprüfen können. Ein Versagen der Rotorblätter im Betrieb stellt ein Gefahrenpotential dar, da Trümmer bis zu 300m weit geschleudert werden können. Abbildung1-4 zeigt die Folgen eines Unfalls einer Windenergieanlage im Windpark bei Kirtorf in Hessen. Beim Unfall herrschten starke Winde, die genau Ursache ist aber unbekannt.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 1.4: Windradunfall in einem Windpark in Kirtorf in Hessen, [Augsburger Allgemeine 2011].

Rolle der zerstörungsfreien Prüfung

Die Methoden der zerstörungsfreien Prüfung (ZfP) werden im Maschinenwesen schon länger eingesetzt und erlangen in den letzten Jahren auch im Bauwesen zunehmende Relevanz. Grund dafür sind unter anderem die steigenden Ansprüche an die Sicherheit sowie wachsende Möglichkeiten, [Große2011,S.10]. Der Einsatzbereich der zerstörungsfreien Prüfung reicht von der Entwicklung neuer Werkstoffe über die Qualitätssicherung bei der Bauausführung bis zur kontinuierlichen Bauwerksüberwachung. Auch die Rotorblätter von Windenergieanlagen werden nach der Fertigung und im Betrieb teilweise zerstörungsfrei geprüft.

Motivation der Arbeit

Gerade im Faserverbundbereich ist die zerstörungsfreie Prüfung Gegenstand aktueller Forschung. Messungen werden durch die Inhomogenität und Anisotropie faserverstärkter Kunststoffe erschwert. Die Schäden sind mit dem Auge oft nicht erkennbar. An Rotorblättern von Windenergieanlagen müssen einfache, mobile Prüfverfahren auf großen Flächen aussagekräftige und zuverlässige Messergebnisse liefern. Die Entwicklung der Branche erfordert sichere Fehlerdetektion mit einem hohen Automatisierungsgrad.

Zielsetzung der Arbeit

Um einen Beitrag zu diesem Thema zu leisten, werden in dieser Arbeit die Messergebnisse der zwei mobilen zerstörungsfreien Prüfverfahren Ultraschall (UT) und lokale akustische Resonanzspektroskopie (LARS), mit den Ergebnissen einer Computertomographie (CT) und einer Optischen Lockin-Thermographie (OLT) verglichen. Die Prüflinge sind generische Platten aus glasfaserverstärkten Kunststoffen verschiedener Dicken mit Schlagschäden, Referenzplatten mit Kreisscheibenreflektoren sowie Teile aus realen Rotorblättern. Untersucht werden die Schädigungscharakteristik der Prüflinge, sowie die erhaltenen Messsignale bei verschiedenen Schädigungsgraden mit den genannten Methoden. Die Messergebnisse werden untereinander verglichen, so dass eine Aussage über mögliche Messtiefe, Detektionswahrscheinlichkeit (engl.: Probability of Detection, POD), Auflösung und dem Aufwand bei der Prüfung getroffen werden kann.

Es werden zunächst die Grundlagen der Windenergieanlagen und der Faserverbundwerkstoffe aufgearbeitet. Bei den Windenergieanlagen liegt der Fokus dieser Arbeit auf den Schäden an Rotorblättern und deren Überwachung. Bei den Faserverbundwerkstoffen wird auf den Aufbau der Werkstoffe Faser, der Matrix und des Faserverbunds eingegangen. Des Weiteren wird auf Schlagschäden an Faserverbundwerkstoffen untersucht. Danach wird die zerstörungsfreie Prüfung näher betrachtet und die verwendeten Verfahren vorgestellt. Bei jedem Verfahren wird die zugrundeliegende Physik sowie die Anwendung des Verfahrens beschrieben. Das dritte Kapitel stellt die Vorbereitung und die Durchführung der Versuche dar. Nachdem die Versuchsergebnisse im vierten Kapitel präsentiert werden, wird die Arbeit mit Diskussion, Zusammenfassung und Ausblick abgeschlossen. Größere Rechnungen und Herleitungen, Datenblätter zu den verwendeten Materialien, Auswertungsskripte sowie quantitative Auswertungen der sicht- und messbaren Parameter aller schlaggeschädigten Stellen sind im Anhang zu finden.

2 Stand der Technik

In diesem Kapitel werden die Grundlagen der Windenergieanlagen behandelt. Die Prüfung von Rotorblättern von Windenergieanlagen ist ein praktisches Beispiel der zerstörungsfreien Prüfung an Faserverbundwerkstoffen. Außerdem werden die werkstofftechnischen Grundlagen aufgearbeitet um die Mechanismen von Schlagschäden am Werkstoff Faserverbund zu verstehen.

Die letzten vier Abschnitte des Kapitels behandeln die in dieser Arbeit verwendeten Methoden der zerstörungsfreien Werkstoffprüfung. Einen Überblick über verschiedene Möglichkeiten der zerstörungsfreien Werkstoffprüfung gibt Busse (2008). Bei tiefergehendem Interesse an der zerstörungsfreien Werkstoffprüfung seien die Bücher von Steeb (2008) und Grellmann (2005) empfohlen. Ein Standardwerk für die Ultraschallprüfung kommt von Krautkrämer et al. (1966), die lokale akustische Resonanzspektroskopie beschreibt Jüngert (2010) umfassend, die Computertomographie wird von Buzug (2005) behandelt und Fouad et al (2006) beschreiben die Infrarotthermographie.

2.1 Grundlagen der Windenergieanlagen

Seit mehreren Jahrhunderten nutzt die Menschheit die Energie des Windes. Hau beschreibt die Geschichte der Windenergieanlagen (2008,S.1ff): Die ersten Aufzeichnungen stammen aus Afghanistan, wo Windmühlen mit vertikalen Achsen zum Getreidemahlen verwendet wurden. Die ersten Windmühlen mit horizontaler Drehachse traten im 12. Jahrhundert in Europa in Form von Bockwindmühlen auf. Sie waren komplett aus Holz gebaut und hatten ein Haus, welches je nach Windrichtung ausgerichtet werden konnte. Eine Weiterentwicklung waren die Turm-, Wipp- oder Holländerwindmühlen, welche aus Stabilitätsgründen ein feststehendes Haus und eine drehbare Kuppel hatten. Auch in Amerika wurde bereits im 19. Jahrhundert die Windenergie genutzt um Korn zu mahlen oder Wasser zu pumpen. Die ersten Versuche elektrische Energie mit Windenergieanlagen zu gewinnen gehen auf den Dänen Poul La Cour zurück. Er baute 1891 ein Windrad in einer ländlichen Region Dänemarks, die durch die Elektrolyse Wasserstoffgas erzeugte. So konnte die Schule mit Gaslampen beleuchtet werden. Bis 1908 wurden unter seiner Führung bereits 72 Windenergieanlagen in Dänemark gebaut. Abbildung 2-1 zeigt die erste Versuchsanlage und seinen Erfinder.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.1: a) Die erste Versuchsanlage zur Erzeugung elektrischen Stroms in Dänemark, [Hau2008,S.24]. b) Der Erfinder Poul La Cour, [Kjaergaard 2014].

Seitdem hat sich die Windenergiebranche in Europa und Nordamerika schnell entwickelt. Einen besonderen Schub erhielt die Technologie als die Energiekrise in den 70er Jahren die Abhängigkeit westlicher Staaten vom Öl deutlich machte. Auch die Brisanz des Klimawandels und atomarer Katastrophen wie in Fukushima oder Tschernobyl zeigen die Bedeutung erneuerbarer Energien.

Heutige kommerzielle Windenergieanlagen sind Auftriebsläufer mit horizontaler Drehachse, deren Rotor vor dem Turm vom Wind angeströmt wird (Luvläufer). Abbildung 2-2 zeigt eine schematische Skizze einer modernen Windenergieanlage.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.2: Schema einer modernen Windenergianlage, nach [Hau, 2008, S.71], [Nordmann 2007].

Einen ersten Überblick bietet auch das Infocenter auf der Homepage des Bundesverband WindEnergie [BWE2014]. Bei tieferem Interesse lohnt sich ein Blick in das Standardwerk von Hau (2008). Im Anhang A1 sind die mathematischen Grundlagen der Umsetzung der Windenergie dargestellt.

2.1.1 Bauweise und Fertigung der Rotorblätter moderner Windenergieanlagen

Die Rotorblätter moderner Windenergieanlagen profitieren viel von der Entwicklung von Flugzeugtragflügeln. Rotorblätter sind verwunden und besitzen über die Blattlänge mehrere verschiedene Profile, um der an Nabe und Blattspitze unterschiedlichen Anströmgeschwindigkeit gerecht zu werden. Während die Form von Rotorblättern weitestgehend identisch ist, können Materialien und Bauarten stark voneinander abweichen.

Um Schäden an Struktur und Mechanik vorzubeugen werden Windenergieanlagen leistungsmäßig begrenzt. Bei der Stallregelung ist der Generator an eine Netzfrequenz gebunden und somit der Rotor auf eine bestimmte Drehzahl ausgelegt. Bei zu starkem Wind kommt es durch das aerodynamische Design des Blattes automatisch zum Strömungsabriss und die Auftriebskraft wird minimiert.. Um stallgeregelte Windenergieanlagen schneller zu stoppen, besitzen sie oft verdrehbare Blattspitzen. Der Mechanismus hierfür befindet sich im Rotorblatt und wirkt sich deswegen auch auf die Bauart und somit die Prüfung aus. Die Mehrzahl neuer Windenergieanlagen besitzt Rotorblätter mit einstellbaren Anstellwinkeln, so genannte pitch-geregelte Anlagen. Über den Anstellwinkel kann die Leistungsaufnahme reguliert werden. Eine weitere einfache Methode ist das „Aus dem Wind drehen“ des kompletten Rotors. Um die Anlagen komplett zu stoppen, arbeitet die Mehrheit der Anlagenkonzepte mit mechanischen Feststellbremsen des Rotors.

Die Bauweise moderner Rotorblätter

In der Geschichte findet man Rotorblätter, die wie Flugzeugflügel aus bespanntem Holz genieteten Aluminiumprofilen oder Holz-Epoxid Verbundbauweisen gefertigt waren. Wegen des stärkeren Kostendrucks können Rotorblätter nicht wie Flugzeugtragflächen gebaut werden. Jedoch konnten Erfahrungen aus dem Bootsbau verwendet werden, da das klassische Material hier glasfaserverstärker Kunststoff ist. Abbildung 2-3 zeigt die Entwicklung verschiedener Bauweisen.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.3: Verschiedene Bauweisen der Rotorblättern von Windenergieanlagen, [Hau 2008, S.243].

Heutige Rotorblätter sind fast ausschließlich aus glasfaserverstärkten Kunststoffen mit Verstärkungen aus Kohlefaser hergestellt. In zukünftigen, größeren Rotorblättern wird der Kohlefaseranteil aufgrund der erhöhten Anforderungen an Steifigkeit und Festigkeit vorraussichtlich weiter steigen, [Lutz 2014].

Die gängigsten Matrixwerkstoffe sind Polyester sowie Epoxid. Während früher aus Kosten- und Verarbeitungsgründen eher Polyester verwendet wurde, werden heutige Rotorblätter vorwiegend mit Epoxid hergestellt. Aufgrund der möglichen Konstruktion eines leichten Blattanschluss an die Nabe kann ein Rotorblatt in Glasfaser-Epoxidbauweise leichter als ein Rotorblatt in Glasfaser-Polyesterbauweise hergestellt werden, [Hau 2008, S.271].

Der konstruktive Aufbau ist bei den meisten Rotorblättern sehr ähnlich. Zwei Halbschalen werden mit den Holmstegen verklebt. Die Stege können je nach Lage im Rotorblatt unterschiedliche Formen annehmen. Abbildung 2-4 zeigt die Schnittbilder an verschiedenen Positionen eines modernen Rotorblattes in Glasfaser-Epoxid Bauweise.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.4: Schematischer Aufbau eines modernen Rotorblattes, (Mit freundlicher Genehmigung des Lehrstuhls für Audio Signalverarbeitung, TU München).

Die Fertigungsverfahren moderner Rotorblätter

Für die Fertigung der Rotorblätter werden die Fasermatten in vorgefertigte Negativformen gelegt, mit Harz getränkt und dann meist bei erhöhten Temperaturen in einem Autoklaven ausgehärtet. Um eine höhere Qualität zu gewährleisten, werden vorgetränkte Fasermatten, sogenannte Prepregs, eingesetzt. Alternativ zu den Prepregs wird das Vakuum- Infusionsverfahren angewendet. Hierbei werden die Matten ausgelegt und mit dem Matrixmaterial getränkt. Danach wird ein Absaugflies aufgelegt, eine luftdichte Folie über den Faserverbund gelegt und das Ganze mit einer Vakuumpumpe evakuiert. So fließt das überflüssige Harz in das Absaugflies. Dieses Verfahren wir heutzutage aus Kostengründen vorwiegend eingesetzt, [Hau2008,S.262]. In der Fertigungskette bildet die Halbform eine Engstelle. Die Dauer, welche das Rotorblatt in der Form verweilt, sollte also möglichst gering gehalten werden um effizient produzieren zu können, [Lutz2014]. Abbildung 2-5 zeigt das Vakuum- Infusionsverfahren und das Prepregverfahren:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.5: a) Herstellung mit dem Vakuumsinfusionsverfahren, [Hau 2008,S.264]. b) Prepregverfahren bei MBB, [Hau 2008,S.263].

Nach der Aushärtung werden die Halbformen und die mittleren Stege verklebt. Aus Gewichtsgründen sollte möglichst wenig Kleber verwendet werden, zu wenig Kleber führt wiederum zur Trennung der Halbschalen im Betrieb. Nachdem die Halbformen verklebt sind ist eine Sichtprüfung der Klebeverbindung aufgrund der schlechten Zugänglichkeit oft nicht möglich. Verschiedene Hersteller bedienen sich für die Fertigungsprüfung deshalb an Methoden der zerstörungsfreien Prüfung wie Ultraschall, Thermographie oder Endoskopie.

Größere Probleme bei der Rotorblattherstellung sind der hohe Zeit- und Kostendruck unter dem die Firmen stehen und fehlende Anforderungen um eine ausreichend hohe Qualität der Rotorblätter zu gewährleisten, [Lutz 2014].

2.1.2 Überwachung und Prüfung der Rotorblätter von Windenergieanlagen

Beschädigungen, die während des Betriebes durch Umwelteinflüsse, Verschleiß oder auch eine mangelhafte Fertigung entstehen, können mit verschiedenen Methoden erfasst werden. Die Automatisierung und Optimierung der Zustandsüberwachung (engl. Structural Health Monitoring, SHM) ist Gegenstand derzeitiger Forschung [Frankenstein, 2007], [Jung,2009], [Jüngert et al. 2009], [Haase, et al. 2013]. Ziel ist das Vermeiden von langen Ausfallzeiten und die frühzeitige Erkennung von Schäden, um Windenergieanlagen effizient zu nutzen. Die Optimierung konventioneller Methoden und die Erforschung und Entwicklung neuer Methoden der zerstörungsfreien Prüfung an Faserverbundwerkstoffen spielt dabei eine große Rolle.

Verschiedene Organisationen und Institute, wie zum Beispiel der Germanische Loyd (GL), der Bundesverband Windenergie e.V. (BWE) oder der Verein Deutscher Ingenieure (VDI) bemühen sich um die Vereinheitlichung und Optimierung der Prüfung von Windenergieanlagen, um einen hohen Qualitätsstandard in Deutschland zu gewährleisten. Sie finanzieren Forschungsarbeiten und verfassen Richtlinien und Normen. Die Prüfung der Rotorblätter von Windenergieanlagen behandelt die DIN EN 61400-1, die IEC TS 61400-23, [Balk 2011,S.38] sowie die „Grundsätze zur zustandsorientierten Instandhaltung von Windenergieanlagen“ [BWE 2007].

Zuständig für die Instandhaltung der Windenergieanlagen sind die Betreiber. Diese beauftragen in der Regel Wartungsfirmen, Hersteller oder Sachverständige. Einen Überblick über Schäden an Rotorblättern und ihre Ursachen geben Balk(2011), Faulstichet al. (2009), oder die Präsentationen der Sachverständigen Holzmüller(2012), Cerbe(2010) und Brassel (2011).

Fertigungsbedingte Schäden an Rotorblättern 80% aller im Betrieb auftretenden Schäden an Rotorblättern von Windenergieanlagen sind Folgen unsachgemäßer Fertigung [Balk2011,S.57]. Dies ist, wie schon angedeutet, auf den geringen Automatisierungsgrad sowie den hohen Kostendruck zurückzuführen, [Lutz2014]. Werden Mängel in der Fertigung nicht vor Inbetriebnahme, durch zerstörungsfreie Prüfung festgestellt, hat dies meistens größere Schäden zur Folge. Abbildung 2-6 zeigt die Folgen einer fehlerhaften Blattschalenverklebung. Wegen mangelnder Steifigkeit können an der Vorderkante Längsrisse entstehen. An der Hinterkante kann zu viel Klebstoff durch die Biegung des Rotors zu Querrissen führen. An den Stegen kann eine fehlerhafte Blattschalenverklebung weitreichende Folgen haben, ohne dass diese von außen durch Risse sichtbar ist.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.6: im Betrieb auftretende fertigungsbedingte Schäden. a) mangelhafte Blattschalenverklebung liefert nicht die nötige Steifigkeit an der Nasenkante. Dies führt zu Längsrißen an der Nasenkante. b) zu viel Klebstoff an der hinteren Blattschalenverklebung führt zu Querrissen, welche durch die Biegung des Rotorblattes entstehen, [Brassel 2011, S.21ff].

Neben Verklebungsfehlern gibt Jüngert(2010, S.34) folgende Beispiele für produktionsbedingte Fehler an Rotorblättern:

- Ondulationen: Dieser Fehler tritt auf, wenn Fasern im Verbund nicht gerade eingelegt sind. Die gerade Ausrichtung der Faser ist Voraussetzung für die Kraftübertragung. Als Folge von Ondulation wird die Steifigkeit und Festigkeit des Laminats reduziert. Ondulationen/Faserwellen sind ein besonderes Problem bei der Herstellung von Rotorblättern von Windenergieanlagen, [Jüngert 2014], [Lutz 2014].
- Nicht ausreichend getränktes Laminat: Wurde das Fasergelege bei der Fertigung nicht ausreichend mit Harz getränkt, kann die Matrix die Faser nicht optimal stützen.
- Lufteinschlüsse: Wird bei der Produktion des Bauteils ein Lufteinschluss in der Matrix erzeugt, so kann dies die Steifig- und Festigkeit des Bauteils negativ beeinflussen.

Diese Fehler können folgenschwere Materialdefekte nach sich ziehen. Abbildung 2-7 zeigt die Folgen eines fehlerhaften Laminats sowie eine Ondulation im Faserverlauf.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.7: a) Folgen eines fehlerhaften Laminats, [Brassel 2011, S.27]. b) Ondulation im Laminat, [Cerbe 2010, S.11].

Betriebsbedingte Schädigungen an Rotorblättern

Neben den fertigungsbedingten Schäden treten auch eine Reihe von betriebsbedingten Schäden an Rotorblättern auf. Mögliche Ursachen sind Sturmböen, Witterung, Regen, Hagel, Eisansatz oder Blitzschlag. Abbildung 2-8 zeigt Beispiele von betriebsbedingten Schäden:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.8: Betriebsbedingte Schäden: a): abgeplatzter Lack aufgrund von Erosion/Hagelschlag b): Erosion an der Nasenkante. c): Beschädigung durch Blitzschlag. d): abgeknicktes Rotorblatt, [Cerbe2010,S13ff].

Es kann auch ein Zusammenspiel von betriebs- und fertigungsbedingten Schäden auftreten. Beispielsweise sich eine fehlerhafte Blattschalenverklebung bei starker Belastung lösen. Ein frühzeitiges Erkennen von Schäden im Betrieb durch zerstörungsfreie Prüfung ist wünschenswert, um die Folgen möglichst gering zu halten.

Schlagschäden, beispielsweise durch Hagelschlag an Rotorblättern von Windenergieanlagen gehören nicht zu den Hauptproblemen. Für die Untersuchung der Methoden der zerstörungsfreien Prüfung in Faserverbundwerkstoffen, bieten sich Schlagschäden allerdings an, da es ein durch die eingebrachte Impaktenergie EI fest definierter Schaden ist. Die durch Schlagschäden entstandene Schadenscharakteristik Delamination ist auch oft als fertigungsbedingter Schaden anzutreffen.

2.2 Grundlagen der Faserverbundbauteile

Das Verständnis für den Aufbau von Faserverbundbauteilen sowie die Zusammenhänge verschiedener Werkstoffkennwerte sind elementar um Defekte an generischen Proben und an praktischen Objekten analysieren zu können und Messergebnisse der zerstörungsfreien Prüfung evaluieren zu können.

Deshalb werden in diesem Kapitel zunächst die Eigenschaften der Komponenten Faser und Matrix und dann die zusammengesetzten Eigenschaften eines Laminates behandelt. Abschließend soll auf die Charakteristik von Schlagschäden in Faserverbundbauteile eingegangen werden. Bei tiefergehendem Interesse sei auf Flemming (1995), Bayer (2012) oder Schürmann (2007) verwiesen.

2.2.1 Von den Komponenten Faser und Matrix zum Mehrschichtverbund

Die Bausteine der Faserverbundwerkstoffe sind Faser, Matrix und Schlichte. Die Fasern besitzen gute mechanische Eigenschaften. Um aus den textilen Werkstoffen ein Bauteil zu machen ist allerdings eine Matrix nötig, welche den Fasern die nötige Formstabilität gibt. Die Schlichte ist die dritte Komponente des Faserverbundbauteils. Sie sorgt dafür, dass Matrix und Faser sich gut verbinden. Wegen ihres geringen Anteils wird die Schlichte bei Steifig- und Festigkeitsbetrachtungen oft vernachlässigt.

Die Faser

Der Großteil der technisch verwendeten Fasern in Faserverbundbauteilen sind Glas-, Kohle und Aramidfasern. Es gibt jedoch auch weitere Faserwerkstoffe, zum Beispiel aus Aluminiumoxid, Siliziumoxid, Borkarbid, Siliziumkarbid und Bor. Auch natürliche Rohstoffe wie Flachs oder Hanf sind denkbar, [Flemming 1995, S.157]. Diese Arbeit beschränkt sich auf glasfaserverstärkten Kunststoffen. Zu Vergleichszwecken sind auch die Parameter von anderen Fasern gegeben. Abbildung2-9 zeigt eine Einordnung verschiedener Faserwerkstoffen bezogen auf ihre Steifigkeit und ihre Festigkeit.

HT steht für High Tenacity oder High Tensile (hohe Festigkeit). Die Festigkeit gibt eine Aussage über die ertragbare Belastung eines Werkstoffes. HT-Fasern sind also besonders widerstandsfähig. Die Festigkeit ist in der Regel ein werkstoffspezifischer Parameter.

HM steht für High Modulus (hohe Steifigkeit, großes E-Modul). Bauteile mit großem E-Modul sind besonders steif und werden für Anwendung verbaut, für die eine Verformung unerwünscht ist. Die Steifigkeit ist in der Regel ein bauteilspezifischer Parameter, [Flemming1995, S.8].

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.9: Die Eigenschaften verschiedener Fasern, [Flemming 1995, S.104].

Im Vergleich zu Glasfasern weisen Kohlefasern eine niedrigere Dichte sowie höhere Festigkeits- und Steifigkeitswerte auf, sind meistens aber auch teurer. Kohlefaser kommt deswegen in Anwendungen zum Einsatz, bei denen Leichtbau sehr wichtig ist und die Kosten eine zweitrangige Rolle spielen. Beispiele sind der Automobilrennsport, die Verteidigungsindustrie und die Luftfahrt. Tabelle 2-1 zeigt einen Überblick über verschiedene Faserarten mit ihren Kennwerten.

Glasfasern sind im Allgemeinen elastischer und weniger fest, dafür aber auch billiger als Kohlefaser. Auch Glasfaser gibt es in unterschiedlichen Qualitäten, je nachdem für welche Anwendung das Faserverbundbauteil konzipiert ist. Die wichtigsten sind:

- E-Glas: Diese Faser gilt als Standardfaser, wird in den meisten Anwendungen verbaut und besitzt mittlere Kennwerte. E steht für Electric. In basischer oder saurer Umgebung wird die Faser jedoch angegriffen.
- S-Glas/R-Glas: Fasern dieser Typen besitzen eine erhöhte Festigkeit. S steht für Strength, R steht für Resistance. In Rotorblättern von Windenergieanlagen wird zunehmend R/S-Glas verwendet, da die zunehmende Baulänge der Rotorblätter eine hohe Steifigkeit und Festigkeit der Faser erfordert, [Lutz 2014].
- M-Glas: Diese Faser besitzt eine erhöhte Steifigkeit. M steht für Modulus.
- C-Glas: Die C-Glasfaser besitzt erhöhte chemische Beständigkeit. C steht also für Chemie. Alternativ wird C-Glas auch als A-Glas bezeichnet. In diesem Fall steht A für Acid, [Flemming 1995, S.57].

Tabelle 2.1: Kennwerte gängiger Verstärkungsfasern, nach [Bayer 2012, S.14] [swiss-composite 2014].

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Die Matrix

Die Matrix sorgt für die Übertragung der Schubkraft zwischen den Fasern, verhindert das Knicken der Fasern bei Druckbelastung, schützt die Faser und hält sie in Form. Bei der Abstimmung der Fasern und der Matrix muss die chemische Verträglichkeit beachtet werden. Des Weiteren muss die Interphase (Schlichte) zwischen Matrix und Faser aufeinander abgestimmt sein. Da die Matrix ein wesentlicher Teil des Faserverbunds ist hat sie auch einen Einfluss auf die Eigenschaften des Gesamtbauteils Faserverbundwerkstoff und ist bei der Berechnung zu berücksichtigen.

Beispielsweise sollte die Bruchdehnung einer Matrix nicht geringer sein als die der Faser, da sonst nicht die komplette Zugfestigkeit der Verstärkungsfasern ausgenutzt wird. Eine Matrix mit zu hoher Bruchdehnung und damit einhergehendem hohem E-Modul, ist wiederum nicht in der Lage den Verbund bei Druckbeanspruchung zu stützen (Mikrobeulen).

Auch der Einfluss von Temperatur auf die Matrix spielt eine Rolle bei der Auslegung. Zum einen ist der Unterschied des Wärmeausdehnungskoeffizienten von Faser und Matrixwerkstoff zu beachten. Ist dieser zu hoch kann es bei Temperaturänderungen zu hohen Eigenspannungen im Bauteil kommen. Manche Fasern besitzen sogar negative Wärmeausdehnungskoeffizienten, sie ziehen sich also bei Wärme zusammen. Auch die Wärmeformbeständigkeit der Matrix bestimmt das Einsatzspektrum des Verbundbauteils. In den meisten Fällen weisen die Verstärkungsfasern eine höhere Temperaturbeständigkeit auf, so dass die Matrix hier der limitierende Faktor ist.

Derzeit werden hauptsächlich polymere Matrizen für Faserverbundwerkstoffe verwendet. Die Vorteile liegen in der einfachen Verarbeitung, sowie den Kosten. Weitere Matrixwerkstoffe sind beispielsweise Metall, Glas, Keramiken und Kohlenstoff. Nach dem Ordnungszustand der Polymere kann man Kunststoffmatrizen wie in Abbildung 2-10 in Thermoplasten und Duroplasten unterteilen.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.10: Der Unterschied zwischen Duroplaste und Thermoplasten, [Flemming 1995, S.181].

Thermoplaste liegen in linearen oder verzweigten Makromolekülen vor. Sie können mehrfach reversible Zustandsänderungen ausführen. Das heißt sie schmelzen bei Hitze und gehen bei Abkühlung wieder in den festen Zustand über. Thermoplaste sind bei Temperaturen zwischen 175°C und 600°C verschmelz- und verschweißbar. Derzeit werden in Rotorblättern keine thermoplastischen Matrizen eingesetzt. Für Anwendungen bei denen die Reperatur eine wichtige Rolle spielt sind thermoplastische Matrizen jedoch interessant und Gegenstand aktueller Forschung, [Pingkarawat et al. 2012].

Vorteil von Thermoplasten ist die lange Lagerfähigkeit. Bei der Verarbeitung laufen keine chemischen Reaktionen wie bei Duroplasten ab. Außerdem sind thermoplastische Matrizen schlagunempfindlich, mehrfach umformbar und verschweißbar. Ein weiterer Vorteil bei der Verarbeitung sind die kürzeren Aushärtezeiten gegenüber Duroplasten. Zuletzt sind thermoplastische Matrizen umweltfreundlich, da sie recycelbar sind. Nachteil von Thermoplasten ist die höhere Schmelzviskosität als bei Duroplaste. Dadurch sind bei der Verarbeitung höhere Einspritzdrücke nötig, was diese aufwendiger macht. Ein weiterer Nachteil ist die Temperaturempfindlichkeit. Durch die fehlende räumliche Vernetzung neigen thermoplastische Matrizen außerdem zum Kriechen und haben eine niedrigere Steifigkeit bei erhöhter Temperatur.

Duroplasten sind eng vernetzte Makromoleküle. Nach der einmaligen Aushärtung können diese nicht mehr geschmolzen werden. Für das Starten der Aushärtereaktion ist bei Duroplasten das Zusammenführen von 2 Komponenten notwendig. Die Aushärtetemperatur liegt zwischen 20°C und 250°C, der Aushärtedruck liegt zwischen 1-8bar. Die Verarbeitung von Duroplasten ohne Autoklav und aufwendigem Aushärteofen ist also möglich. Im Allgemeinen sind die Endfestigkeiten der bei Raumtemperatur ausgehärteten Duroplasten geringer als die Endfestigkeiten der warmaushärtenden Duroplaste. Die höheren Fertigungsqualitäten sind also in Autoklaven zu erreichen. Die bei heutigen Rotorblättern von Windenergieanlagen verwendeten Epoxide sind Duroplaste. Im Vergleich zu Polyester verfügt Epoxid über bessere Festigkeitseigenschaften, ein besseres Fließverhalten, eine höhere Dauerfestigkeit und ein besseres Schrumpfverhalten. Tabelle 2-2 zeigt einen Überblick der gängigsten Matrixwerkstoffe.

Tabelle 2.2: Kennwerte gängiger Matrixwerkstoffe. Die Werte sind Richtwerte und beziehen sich auf Raumtemperatur, [Bayer 2012, S.18].

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Für die zerstörungsfreie Prüfung ist bei der Betrachtung der Matrixwerkstoffe beispielsweise die Dichte interessant. Da die Absorption von Röntgenstrahlen von der Dichte des durchstrahlten Stoffes abhängt, erhält man einen besseren Kontrast je unterschiedlicher die Dichten des Faser- und des Matrixmaterials sind. Für die akustischen Verfahren ist die Schallschwächung des Materials interessant, für die Auswertung mit der Thermographie ist eine gute Wärmeleitung von Vorteil.

Nachdem Faser und Matrix ausgewählt sind, müssen die beiden Komponenten zu einer unidirektionalen Schicht zusammengefügt werden. In Faserverbundbauteilen werden oft mehrere übereinandergelegte unidirektionale Schichten verwendet. Die Richtung dieser unidirektionalen Schichten charakterisieren das Laminat und dessen Eigenschaften.

Volumen- und Gewichtsanteile in der unidirektionalen Schicht

Die Werkstoffeigenschaften von Matrix und Faser sind sehr unterschiedlich. Die Eigenschaften des Faserverbunds hängen so in starkem Maße davon ab, in welchem Verhältnis Matrix und Faser im Verbund vorliegen. Faserverbundwerkstoffe sind also inhomogene Werkstoffe. Die genauen mathematischen Definitionen des Volumen- und Gewichtsanteil sind dem Anhang A2 zu entnehmen. In modernen Rotorblättern findet man einen Gewichtsanteil von ca 1:1(Hau, 2008). Dies entspricht mit Formel 2.14 und den Werten aus Tabelle 2-1 und 2-2 einem Volumenanteil von ca .

Außerdem sind die Eigenschaften, wie zum Beispiel das E-Modul stark von der Richtung abhängig (Anisotropie). Bei den Materialgesetzen spricht man auch von Orthotropie, da eine rechtwinklige Anisotropie vorliegt. Abbildung 2-11 zeigt die Richtungsabhängigkeit des Zugmoduls E, der Zugfestigkeit , der Poissonzahl (auch Querkontraktionszahl) , sowie dem Wärmeausdehnungskoeffizient (engl. Coefficient of Thermal Expansion, CTE) einer UD Schicht. Die mechanischen Eigenschaften der unidirektionalen Schicht sind ebenfalls dem Anhang A2 zu entnehmen.

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Abbildung 2.11: Die Richtungsabhängigkeit einer unidirektionalen Schicht, nach [Bayer 2012, S.53].

Sowohl in der Schadensausbreitung, als auch bei anderen Phänomenen wie zum Beispiel dem Ausbreitungsverhalten elastischer Wellen, spielt die Anisotropie eine wichtige Rolle.

Eigenschaften von Mehrschichtverbunden

In technischen Anwendungen kommen meistens Mehrschichtverbunde vor. Das heißt mehrere unidirektionale Schichten werden übereinandergelegt. Die Bauteileigenschaften lassen sich durch gezieltes Ausrichten der Schichten an die Belastung anpassen. Abbildung 2-12 zeigt Laminate verschiedener Ausrichtung.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.12: schematische Darstellung von unidirektionalem (UD), biaxialem (Kreuzverbund) und triaxialem Gelege, [eigene Darstellung].

Während bei unidirektionalen Gelegen der Verstärkungseffekt der Faser nur in eine Richtung zum Tragen kommt, können mit quadraxialen Gelegen quasiisotrope Verhältnisse erzeugt werden. In Rotorblättern von Windenergieanlagen werden vorwiegend Bi- oder Triaxiale Gelege verbaut, [Lutz 2014].

Um die Verarbeitung zu erleichtern werden oft Gewebearten eingesetzt. Abbildung 2-16 zeigt die gängigsten Gewebearten. Die offensichtlichste Bindung ist die Leinwand- oder Leinenbindung. Die Fäden sind eng gebunden, wodurch sich das Textil beim Laminieren nicht so schnell verzieht, bei gewölbten Bauteilen neigt die Leinwandbindung allerdings zur Faltenwerfung. Der hohe Grad der Verwebung verringert allerdings die Druck- und Ermüdungsfestigkeitswerte.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.13: Verschiedene Gewebearten: a) Leinen. b) Köper. c) Atlas. d) kettstarkes Gewebe, nach [Schürmann 2007, S.60].

Köper und Atlasbindungen umgehen diesen Nachteil der Leinwandbindung indem der Grad der Verwebung hier geringer ist. Bei Köperbindungen laufen zwei bis drei, bei Atlasbindungen noch mehr Schussfäden über Kettfäden. Kettstarke Gewebe sind größtenteils unidirektional ausgerichtet. Wenige Schussfäden oder andere Klebstreifen fixieren hier die Kettfäden. Bei den Prüfplatten in dieser Arbeit handelt es sich um kettstarke Gewebe mit dem Verhältnis Kett/Schussfäden von 17/8.

2.2.2 Beanspruchungsbedingte Schäden in Faserverbundwerkstoffen

Um verschiedene Methoden der zerstörungsfreien Prüfung an Faserverbundwerkstoffen analysieren zu können, ist ein Überblick über die Versagensmechanismen und deren Folgen nötig.

Saure Medien können zu Spannungsrisskorrosion an Faserverbundwerkstoffen führen, in basischen Medien kann ein diffusionskontrollierter Abbau stattfinden, [Schmiemann et al. 1990]. Feuchte und Temperatur haben insgesamt einen entfestigenden Einfluss, [Bayer 2012, S.65], im Vergleich zu Metallen haben Faserverbundwerkstoffe jedoch ein unproblematisches Korrosionsverhalten.

Das Bruchverhalten von Faserverbundwerkstoffen bei Überbelastung ist jedoch komplex, da Verbundbauteile aus mehreren Komponenten bestehen und eine starke Richtungsabhängigkeit aufweisen. Grob lassen sich Versagensarten eines Faserverbundbauteils in interlaminare Schädigungen und intralaminare Schädigungen einteilen:

Interlaminares Versagen bezeichnet einen Bruch des Bauteils zwischen den Einzelschichten. Typisches Beispiel für ein interlaminares Versagen ist die Delamination. In vielen Fällen ist ein interlaminares Versagen kritischer als ein intralaminares Versagen. Intralaminares Versagen bezeichnet das Versagen innerhalb der Schicht. Beispiele für diese Versagensart ist der Faserbruch oder der Matrixbruch / Zwischenfaserbruch (ZFB). Abbildung2-14 zeigt eine Zusammenfassung verschiedener Versagensarten, bei verschiedenen Belastungen. Schürmann (2007, S.344 ff) gibt einen ausführlichen Überblick über Versagensarten von unidirektionalen Schichten.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.14: Überblick über verschiedene Versagensarten unidirektionaler Schichten bei verschiedenen Belastungen, nach [Schultz 1996], [Schürmann 2007, S344ff].

Schlagschäden in metallischen Strukturen werden im Allgemeinen nicht als besonders große Gefahr angesehen. Der duktile Werkstoff Stahl kann viel Energie aufnehmen, Schäden können leicht erkannt werden und das Verhalten bei Schlagschäden an Metallen wurde bereits ausgiebig untersucht.

Faserverstärkte Kunststoffe haben ein weitaus komplexeres Verhalten. Die Konsequenzen von Einschlägen können kaum sichtbar sein und dennoch fatale Folgen auf die Integrität des Bauteils haben. Die Folgen sind normalerweise Matrixbrüche und darauf folgende Delaminationen, die in der Mitte oder auf der Rückseite des Laminats initiiert werden. Dadurch sind sie besonders schwer zu erkennen.

Schlagschäden in Faserverbundwerkstoffe

Zunächst ist die Einordnung der Impakte in Niedergeschwindigkeits- und Hochgeschwindigkeitsimpakte relevant, deren Abgrenzung in der wissenschaftlichen Literatur nicht eindeutig ist. Sjoblom et al. (1988, S.31) definieren Niedergeschwindigkeitsimpakte über die gültige Annahme von quasistatischen Prozessen. Liu et al (1987, S.607) wiederum stellen für impaktgeschädigte und statisch gebogene Platten unterschiedliche Schädigungsmuster fest, sie geben als Unterscheidungsmerkmal die Art der Schädigung an, [Liuetal.1987,S.595]. Richardson et al. (1994, S.1129) geben als Grenze 10m/s an, Robinson et al. (1992) definieren Niedergeschwindigkeitsimpakte über den Quotienten aus Einschlaggeschwindigkeit und Schallgeschwindigkeit im Material, da die Strukturantwort maßgeblich für die Unterteilung ist. Die Einschlaggeschwindigkeiten der im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Versuche überschritt nie 5m/s, so dass hier unter Berücksichtigung aller gefundenen Definitionen von Niedergeschwindigkeitsimpakte ausgegangen werden kann.

Um nachvollziehbare Ergebnisse zu generieren, muss die in das Material eingebrachte Energie genau definiert werden. Tai et al. (1998, S.146) definieren die Impaktenergie EI als das Integral der Kraftkurve bis zum Maximum. Liu (1987) definieren die Impaktenergie EI als die Differenz der kinetischen Energien Ekin vor und nach dem Impakt. Mitrovic et al. (1999, S.2063) normieren die gesamte Impaktenergie mit der Dicke der Probe. In vorliegender Arbeit ist die Impaktenergie EI als die kinetische Energie des Projektils kurz vor dem Einschlag definiert.

Richardson et al. (1994, S.1124) nennen vier verschiedene Phasen des Materialversagens bei Niedergeschwindigkeitsimpakts in faserverstärkten Kunststoffen:

1. „Matrix mode“: Zwischenfaserbrüche, oder Trennungen an den Grenzschichten entstehen aufgrund von Zug-, Druck- oder Schubspannungen.
2. „Delamination mode“: Bei größerer Belastung führen die Zwischenfaserbrüche zu Delaminationen.
3. „Fibre mode“: Bei hohen Impaktenergien EI kommt es zum Versagen der Fasern.
4. „Penetration“: Die letzte Art des Materialversagens ist das Durchdringen des Impaktorstempels durch den faserverstärkten Kunststoffes.

Die Phase des Materialversagens gibt Auskunft über die Stärke des Impakts, sowie die Restfestigkeit des Materials.

Mitrevski et al. (2006), (2004) untersuchen die Form des Impaktorstempels auf die Schadenscharakteristik. Zusammenfassend lässt sich sagen, dass bei stumpferen Impaktorstempeln die Spitzenkraft höher ist, während bei spitzeren Impaktorstempeln die Kontaktdauer sowie die absorbierte Energie höher, und die Einkerbung im Material tiefer ist. Die Phasen werden im folgenden genauer beschrieben.

Matrixbrüche

Die erste Auswirkung eines Impakts sind meist Matrixbrüche oder Grenzschichtversagen zwischen Faser und Matrix aufgrund zu hoher Zug-, Druck-, oder Biegespannung. Bei dicken Platten treten zunächst Schubbrüche in den impaktnahen Lagen auf, da hier die Kontaktkraft aufgrund des Einschlags des Projektils hoch ist. Dünnere Platten haben eine geringere Biegesteifigkeit. Dadurch wird das Materialversagen durch Zugbrüche in den rückwandigen Lagen initiiert. Diese Brüche haben gewöhnlicherweise eine senkrechte Ausrichtung. Abbildung2-15 zeigt typische Muster von Matrixbrüchen durch Impakte. Oben sieht man zwei quer verlaufende Schubbrüche und in der unteren Schicht sieht man einen gerade verlaufenden Matrixbruch durch übermäßige Zugbelastung.

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Abbildung 2.15: Schliffbild von Matrixbrüchen bei einem Impakt: In der oberen Lage sieht man den querverlaufenden Schubbruch durch Druck, in der unteren Lage sieht man einen gerade verlaufenden Matrixbruch, [Joshi 1985, S.55].

Matrixbrüche haben keine schwerwiegenden Folgen auf die Integrität des Bauteils, [Abrate 2005]. Ist ein Matrixbruch am Schichtende angekommen, kommt es zu interlaminaren Schubspannungen (engl.: interlaminar shear stress; ILS). Werden die Schubspannungen zu hoch, trennen sich die Schichten (Delamination). Die Trennung der Schichten kann sich drastisch auf die Materialeigenschaften, vor allem die Druckfestigkeit auswirken.

Delaminationen

Delaminationen sind Trennungen in der Matrix zwischen unterschiedlich orientierten Schichten. Besonders anfällig für Delaminationen sind Kreuzverbunde, da hier der Biegsteifigkeitsunterschied benachbarter Schichten am größten ist. Bei Laminaten aus glasfaserverstärkten Kunststoffen sind Delaminationen durch die Trübung des Materials manchmal sichtbar. Laminate aus carbonfaserverstärkten Kunststoffen sind jedoch undurchsichtig und wodurch die Detektion oft nur mit Methoden der zerstörungsfreien Prüfung möglich ist, [Schürrmann 2007, S.385].

Liu et al. (1989, S.119) sowie Cantwell (2006, S.1904) stellen einen linearen Verlauf zwischen der eingebrachten Impaktenergie EI und der Fläche der Delamination fest. Auch in vorliegender Arbeit wurde ein linearer Anstieg festgestellt. Die räumliche Ausbreitung von Delaminationen wird in der Literatur häufig als Erdnussförmig (Peanut) bezeichnet, [Abrate 2005, S.140], [Liu 1988, S.674]. Die Längsachse der Delamination zeigt dabei in Faserrichtung. Abbildung 2-16 zeigt die Form der Ausbreitung an einem Kevlar-Epoxy Verbund. Die Fläche der Delamination ist abhängig vom Material, die Form der Delamination ist materialunabhängig, [Liu 1988, S.689].

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Abbildung 2.16: Die Erdnussförmige Ausbreitung von Delaminationen, nach [Liu 1988, S.678ff].

Abbildung 2-17 zeigt die Ausbreitung in Tiefenrichtung im Laminat. Anders als vielleicht vermutet wird die flächenmäßige Ausbreitung der Delamination bei relativ dicken Laminaten zur rückwandigen Lage tannenbaumfömig größer. Bei dünneren Laminaten starten die Matrixbrüche von der Rückseite, und es bildet sich ein umgekehrtes tannenbaumförmiges Muster aus, [Abrate 2005, S143].

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Abbildung 2.17: a)Skizze der tannenbaumförmigen Ausbreitung von Zwischenfaserbrüchen und Delaminationen über der Dicke des Laminats bei relativ dicken Laminaten. b) Skizze der umgekehrt tannenbaumförmigen Ausbreitung von Zwischenfaserbrüchen und Delaminationen über der Dicke des Laminats bei relativ dünnen Laminaten, nach [Schürmann 2007,S.386], [Abrate 2005,S144]

Abbildung 2-18 zeigt den Durchmesser der Delamination in Abhängigkeit der Impaktenergie. Hier ist sichtbar, dass bis zu einer Grenzenergie keine Schädigung des Laminats und somit auch keine Beeinträchtigung der Restdruckfestigkeit stattfindet. Diese Grenzenergie wurde von weitere Autoren beobachtet, [Ramasamyetal.2011,S.55], [Daviesetal.2000,S.1], [Richardsonetal.1994,S.1125]. Abrate (2005,S.165) gibt als Grenzenergie:

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(2.1)

E und bezeichnen dabei das E-Modul und die Poissonzahl, d gibt die Dicke des Laminats an, ist ein kritischer Parameter, den Abrate (2005, S.165) mit 0,8N/mm angibt.

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Abbildung 2.18: a) Die Energie des Impakts über Delaminationsfläche, nach [Mitrovic 1999, S.2063]. b) Die Restdruckfestigkeit über der Impaktenergie, nach [Mitrovic 1999, S.2063].

Delaminationen sind für die Materialfestigkeit risikobehaftet da sie, ohne dass man oft etwas sieht, die Biege und Drucksteifigkeit deutlich herabsetzen. Durch einen Impakt (z.B. Tooldrop) kann eine Delamination in einem Faserverbund initiiert werden.

Technische Maßnahmen um Delaminationen zu verhindern zielen meist auf die Erhöhung des Risswiderstands ab, beispielsweise durch zähere Matrizen, eine Pressung des Laminats oder Versteifungen in Laminatdickenrichtung, [Schürmann2007, S.389].

Abbildung 2-19 zeigt ein Schliffbild eines Kreuzverbundes bei dem die Delamination, sowie der Zwischenfaserbruch deutlich sichtbar sind.

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Abbildung 2.19: Schnittbilder von Faserverbundwerkstoffen a) Faserverbundwerkstoff in großer Vergrößerung. b) Faserverbundwerkstoff in mittlerer Vergrößerung. [Agarwall et al. 1990].

Faserbrüche und Durchschlag

Faserbrüche treten meist bei höheren Energien als Zwischenfaserbrüche und Delaminationen auf. Auf der Oberseite des Impakts treten Faserbrüche durch Einkerbungen und hohe Spannungen auf. Auf der Rückseite reißen die Fasern aufgrund der hohen Biegespannungen [Richardson et al. 1994, S.1126]. Dorey(1988) präsentiert einen analytischen Ansatz, um die Mindestenergie, bei der Faserbrüche an der Rückseite auftreten zu berechnen:

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(2.2)

steht dabei für die Biegefestigkeit, Ef für das Biegemodul, b für die Breite, l für die Länge und d für die Dicke. Ein Durchschlag tritt auf, wenn eine ausreichende Anzahl an gebrochenen Fasern vorliegt, so dass der Körper das Bauteil durchdringen kann. Durchschlag wird meist im Zusammenhang mit Hochgeschwindigkeitsimpakte untersucht. Die Form des Einschlagkörpers ist laut Onyechi et al. (2013) der Hauptfaktor bei Durchschlägen von Hochgeschwindigkeitsimpakts.

Auswirkung eines Impakts auf die statische Restzugfestigkeit

Die Auswirkungen eines Impakts auf die Restzugfestigkeit sind unproblematischer als die Auswirkungen auf die Restdruckfestigkeit eines Faserverbundwerkstoffes. Nach Richardson et al. (1994, S.1128) ist die verbleibende Zugfestigkeit wie in Abbildung 2-20 von der Energie des Impakts abhängig. Dabei können drei Phasen festgestellt werden: In der ersten Phase bleibt die Zugfestigkeit konstant, da das Material nicht beschädigt wird. In der zweiten Phase wird das Material beschädigt und die verbleibende Zugfestigkeit sinkt, bevor es in der dritten Phase zu einem Durchschlag kommt, und die verbleibende Zugfestigkeit somit konstant bleibt.

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Abbildung 2.20: Einfluss eines Impakts auf die Restzugfestigkeit eines Laminats, nach [Richardson et al. 1994, S.1128].

Auswirkungen eines Impakts auf die statische Restdruckfestigkeit

Die Restdruckfestigkeit ist stärker als die Restzugfestigkeit von einem Impakt betroffen. Durch die auftretenden Delaminationen wird das Laminat in seine Schichten zerteilt. Dies reduziert die Biegesteifigkeit und macht das Laminat anfällig gegen Beulversagen. Für die Ermittlung der statischen Restdruckfestigkeit gibt es die Compression after Impact Prüfung (CAI).

Nach Abrate (2005, S.182) tritt das Beulen auf drei verschiedene Arten auf: Beim lokalen Beulen beult eine Schicht nahe der Oberfläche, während das restliche Laminat stabil bleibt. Globales Beulen tritt bei relativ kleinen Delaminationen in der Mitte des Laminats auf. Zuletzt können die beiden Arten gemischt auftreten.

Das Nachprüfen der Restdruckfestigkeit gestaltet sich komplexer als das Prüfen der Restzugfestigkeit, da das Laminat gegen ein großflächiges Beulen gestützt werden muss und dennoch das Messergebnis nicht verfälscht werden sollte, [Richardson et al. 1994, S.1129].

Besonderheiten bei Impakts auf gewebte glasfaserverstärkte Kunststoffe

Bei den in dieser Arbeit verwendeten Prüflingen handelt es sich um kettstarkes Gewebe. Deshalb soll hier noch auf Besonderheiten von Schlagschäden an gewebten glasfaserverstärkten Kunststoffen eingegangen werden. Choong et al. (2011) untersuchen Schlagschädigungen an Glasfasergewebe, heben die kreuzförmige Ausbreitung des Schadens hervor und stellen einen linearen Zusammenhang zwischen Schadensausbreitung und Impaktenergie fest. Sie unterteilen die Schlagschädigung in eine „primary damage zone“ und eine „secondary damage zone“. Die „primary damage zone“ ist geprägt von mehreren Versagensarten wie Faserbruch, Zwischenfaserbruch und Faseraustritt. Die „secondary damage zone“ besteht hauptsächlich aus flächigen Delaminationen. Laut Chong et al wird die Energie des Einschlags über die Entstehung und Ausbreitung von Delaminationen abgebaut. Bei dem in dieser Arbeit verwendeten Gewebe traten weniger starke Anteile einer „secondary damage zone“ auf, es ist also widerstandsfähig gegen Schichttrennungen.

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Abbildung 2.21: a) Die Größe der beiden Schadensausbreitungsformen. b) Makrofotographie der Vorder und Rückseite zur Visualisierung der „primary damage zone" und „secondary damage zone", aus [Choong et al 2011].

Ramasamy et al. (2011) beschäftigen sich mit Schlagschädigungen an Glasfasergewebe und der Detektion mit akustischer Emission während der Schädigung und der Detektion mit Ultraschall. Sie beschreiben akustische Emission als verlässliches Mittel zur Feststellung von Schlagschädigungen in Faserverbundwerkstoffen. Bei Impaktenergien, die eine Grenzenergie überschreiten, wird die Ultraschallprüfung vorgeschlagen, um ein genaues Bild der Schädigung zu bekommen. Auch Ramasamy et al (2011) stellen lineare Verläufe für die Fläche der Schädigung bei steigender Impaktenergie fest.

Ullah et al. (2012), sowie Hassan et al. (2014) beschäftigen sich mit den Schädigungsmechanismen bei Schlagschäden in Faserverbundwerkstoffen und deren numerischen Simulation.

2.3 Lokale akustische Resonanzspektroskopie

Die lokale akustische Resonanzspektroskopie als solche ist als industrielles Verfahren noch nicht etabliert, das Prinzip jedoch schon seit langem bekannt und als Klang- oder Klopfprüfung in verschiedenen industriellen Bereichen angewandt. Man nutzt dabei zwei physikalische Effekte:

Zum einen macht man Gebrauch davon, dass sich die Stoßparameter an defekten Stellen eines Bauteils verändern. Ein erster Versuch diese Prüfung zu quantifizieren ist der Mitsui Woodpecker. Dieses Gerät gibt über die Berechnung der Stoßparameter Auskunft über den Zustand des Materials [JR Technology Limited2012]. Ein einfaches Ampelsystem klassifiziert das Ergebnis. Abbildung 2-22b zeigt ein solches Gerät.

Zum anderen wird der Effekt genutzt, dass Stellen an einem Bauteil mit Rissen oder hohlen Stellen bei Anregung andere Klänge erzeugen. Sie haben andere Resonanzfrequenzen. Die quantitative Auswertung der Klänge ist Gegenstand aktueller Forschung. [Solodov et al 2011] Als Vergleichsverfahren ist die Resonanzanalyse bereits eingesetzt. Ein in Serie hergestelltes Bauteil wird angeregt und über den Vergleich der Resonanzen mit einem Gutteil lässt sich eine Aussage über das Bauteil treffen, [Hertlin et al. 2003]. Abbildung 2-22a zeigt eine industrielle Klangprüfung.

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Abbildung 2.22:a) eine Anlage zur industriellen Resonanzprüfung, [Hertlin et al. 2003]. b) Der Mitsui Woodpecker, [JR Technology Limited 2012].

Im Gegensatz zu dieser industriellen Klangprüfung wird das Bauteil bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie anhand eines Messrasters abgeklopft und somit an jedem Punkt lokal angeregt. So kann mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie eine Aussage über den Ort des Defektes getroffen werden. Gewöhnlich werden mit der lokalen akustischen Resonanzanalyse größere Bauteile untersucht. Abbildung 2-23 zeigt das Messprinzip am Beispiel eines Rotorblatts einer Windenergieanlage. Der interessante Bereich wurde vorher durch eine Sicht- oder Klopfprüfung ermittelt und mit einem Messraster versehen.

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Abbildung 2.23: Prinzip der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie, auf jeden Punkt des Messrasters wird geklopft, und der Schall sowie die Kraftanregung ausgewertet. Die Ergebnisse aller Messpunkte ergeben ein flächiges Bild des Prüflings, [eigene Darstellung].

Die Ergebnisse der Ultraschallprüfung und der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie können verschieden dargestellt werden: Die Auswertung eines einzigen Zeitsignals wird als A-Scan bezeichnet. Sie gibt Auskunft über den Zustand des Laminats an einer bestimmten Stelle. Werden mehrere, in einer Linie angeordnete Signale ausgewertet, so spricht man von einem B-Scan. Wird eine Fläche ausgewertet, d.h. die Ergebnisse vieler Messungen in x und y Richtung dargestellt, so spricht man von einem C-Scan. Wird ein bestimmtes Merkmal gewählt und über die Fläche angetragen so spricht man von einem D-Scan.

2.3.1 Physikalische Grundlagen

Physikalisch gesehen handelt es sich bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie um die Anregung des Prüflings durch einen Hammerschlag, es folgt die Ausbreitung elastischer Wellen im Bauteil und das Resonanzverhalten des Prüflings. Die Kraftanregung wird über die Hammerspitze gemessen und gibt über die Halbwertsbreite des Kraftanregungssignals eine erste Auskunft über den Zustand des Materials. Der vom Bauteil erzeugte Klang wird mit einem Mikrofon aufgenommen, fourriertransformiert und ausgewertet. Die folgenden Grundlagenteile geben einen kurzen Überblick über die physikalischen Grundlagen. Für eine tiefergehende Betrachtung seien Standardwerke der Physik wie zum Beispiel von Tipler et al. (2000) oder auch die Skripten von Müller Buschbaum (2008), (2009) empfohlen.

Ausbreitung elastischer Wellen

Das der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie aber auch der Ultraschallprüfung zu Grunde liegende physikalische Prinzip, ist die Ausbreitung von elastischen Wellen/Schallwellen in festen Medien. Die Ausbreitung von elastischen Wellen wird durch folgende Differentialgleichung beschrieben: (2.3)

u ist eine von der Zeit und vom Ort abhängige Funktion, welche die Amplitude beschreibt, c die Ausbreitungsgeschwindigkeit, t die Zeit und x den Ort. Der Zusammenhang von Ausbreitungsgeschwindigkeit, Wellenlänge und Frequenz f wird beschrieben durch die Gleichung (2.4)

Bei den Raumwellen kann zwischen der in Ausbreitungsrichtung schwingende Longitudinalwelle (P-Welle, Kompressionswelle) und der senkrecht zur Ausbreitungsrichtung schwingende Transversalwelle (S-Welle, Scherwelle) unterschieden werden. Abbildung 3-3 visualisiert den Unterschied zwischen Longitudinal- und Transversalwellen.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.24: a) Ausbreitung einer Longitudinalwelle. b) Ausbreitung einer Transversalwelle, nach [Buschbaum 2009,S.44].

Da die Transversalwellen zur Ausbreitung ein Medium benötigen, welches Scherkräfte aufnehmen kann, breitet sich Schall in der Luft nur als Longitudinalwelle aus. In Materie ist Schall als Transversal- und Longitudinalwelle vorhanden. Wie die Formeln 2.5 sowie 2.6 zeigen, sind die Schallgeschwindigkeiten für die beiden Wellentypen von den elastischen Eigenschaften des Mediums abhängig. E bezeichnet das E-Modul und die Poissonzahl. Longitudinalwellen breiten sich schneller aus als Transversalwellen, sie haben aber in der Regel auch kleinere Amplituden.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.5)

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.6)

Die Geschwindigkeit der elastischen Welle nimmt mit steigender Rückstellkraft des Mediums und tendenziell somit bei steigender Dichte zu. Tabelle 2-4 zeigt die Dichten und Ausbreitungsgeschwindigkeiten verschiedener Materialien.

Tabelle 2.3: Die Dichten und Ausbreitungsgeschwindigkeiten verschiedener Materialien, nach [Grosse 2013,S.31], [Jüngert 2010, S.68].

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Das akustische Spektrum

Schall kann in verschiedene Frequenzbereiche eingeordnet werden. Ist die Frequenz kleiner als 16 Hz so spricht man von Infraschall. Dieser Schall ist für den Menschen nicht hörbar. Zwischen 16Hz und 20kHz spricht man von Hörschall. Dieser Frequenzbereich wird von einem gut hörenden jungen Menschen wahrgenommen. Ist die Frequenz größer als 20kHz, so spricht man von Ultraschall. Dieser Schall wird vom Menschen nicht wahrgenommen. In der zerstörungsfreien Prüfung wird ein breites Band des akustischen Spektrums genutzt, wie Abbildung 2-25 zeigt. Die Wellenlänge der elastischen Welle verhält sich reziprok zur Frequenz und ist von der Ausbreitungsgeschwindigkeit des Mediums abhängig.

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Abbildung 2.25: Das akustischen Spektrums, [eigene Darstellung].

Aliasing und Nyquistfrequenz

Die lokale akustische Resonanzspektroskopie, sowie die Ultraschallprüfung liefern analoge Signale, die digitalisiert werden müssen. Dazu werden die analogen Signale mit einer Abtastrate abgetastet. Der Kehrwert der Abtastrate ist die Abtastfrequenz . Man erhält diskrete Amplitudenwerte, welche einem diskreten Zeitwert zugeordnet sind. Um eine Frequenz auflösen zu können muss die Abtastfrequenz mindestens der Nyquistfrequenz entsprechen:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.7)

Sollen also zum Beispiel Schallsignale von bis zu 10 kHz aufgenommen werden, muss die Abtastfrequenz mindestens 20kHz betragen.

Die Fourieranalyse

Die Fourieranalyse ist das entscheidende mathematische Werkzeug, um spektroskopische Untersuchungen an akustischen Signalen durchführen zu können. Akustische Signale werden im Zeitbereich aufgezeichnet. Das bedeutet die Amplitude wird über eine Zeitachse aufgetragen. Um die Verschiebung verschiedener Resonanzfrequenzen zu untersuchen, ist die Darstellung im Frequenzbereich notwendig. Die Fourieranalyse überträgt die Schwingung vom Zeitbereich in den Frequenzbereich. In dieser Darstellung ist die Amplitude einer Frequenz über einer Frequenzachse aufgetragen. Die Resonanzfrequenzen sind nun deutlich als Peaks erkennbar. Abbildung 2-26 verdeutlicht den Unterschied zwischen Zeit- und Frequenzbereich und zeigt die Zerlegung eines Rechtecksignals.

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Abbildung 2.26: Eine abklingende Schwingung im a) Zeitbereich. b) im Frequenzbereich, hier sind deutlich die Peaks der Resonanzfrequenzen sichtbar, nach [Hertlin et al. 2003] c) Die Visualisierung der Zerlegung eines Rechtecksignals, nach [Müller-Buschbaum 2008,S.57].

Mathematisch betrachtet verwandelt die Fourieranalyse eine Funktion in eine Reihe von Sinus- und Kosinusfunktionen. Die Frequenzen der einzelnen Sinus- und Kosinusfunktionen werden im Frequenzbereich angetragen.

Die Fouriertransformierte einer Funktion berechnet sich mit Hilfe der kontinuierlichen Fouriertransformation folgendermaßen:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.8)

Die Rücktransformation der Fourieranalyse ist die Fouriersynthese. Diese geschieht mit folgender Formel:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.9)

Die Stoßzahl eines teilelastischen Stoßes

Die Hammerschläge bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie sind teilelastische Stöße. Das bedeutet, dass ein Teil der Energie des Stoßes in andere Energieformen übergeht. Beim ideal elastischen Stoß ist die Summe der kinetischen Energie der Körper vor dem Stoß gleich der Summe der kinetischen Energie der Körper nach dem Stoß. Ein Beispiel für fast ideal elastische Stöße ist der Stoß zweier Billardkugeln. In der Realität liegen vor allem teilelastische Stöße vor.

Ein Maß wie „ideal“ ein Stoß ist gibt die Stoßzahl k (auch Restituitionskoeffizient genannt). Sie ist als der Quotient der Geschwindigkeitsdifferenzen der beiden Körper vor und nach dem Stoß definiert. Die Indizes 1 und 2 stehen für die beiden Körper, der Strich markiert die Geschwindigkeiten nach dem Stoß.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.10)

Die Formänderungsarbeit kann mit folgender Formel berechnet werden:

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(2.11)

Die Formänderungsarbeit entspricht der in andere Energieformen umgewandelten kinetischen Energie und wird größer, je kleiner k wird. k=0 entspricht einem vollkommen plastischen Stoß während k=1 einem vollkommen elastischen Stoß entspricht.

Die Stoßzahl k lässt sich aus einem Kugelsprungversuch/Fallversuch ermitteln. Dieser relativ simple Versuch wird aufgrund seiner Reproduzierbarkeit auch zur Kalibration akustischer Sensoren für Körperschall benutzt (McLaskey, et al., 2012). Zur Bestimmung der Sprunghöhe bietet sich wie in [Jüngert 2010,S.79] eine Hochgeschwindigkeitskamera an. Dabei ist die Stoßzahl die Quadratwurzel aus dem Quotient der Höhe nach dem ersten Aufschlagen h‘ und der Ursprungshöhe h.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.12)

Je härter ein Material ist, desto größer ist die Stoßzahl. Durch Delaminationen werden Faserverbundbauteile weicher und die Stoßzahl wird reduziert. Die Hertzsche Kontakttheorie beschäftigt sich als erstes mit den Zusammenhängen bei Stößen elastischer Körper [Hertz 1881]. McLaskey (2011,S.32ff) validiert die Hertzsche Kontakttheorie experimentell.

Die Stoßzahl einer Oberfläche ist abhängig von der Geschwindigkeit mit der der Schlagkörper auf die Oberfläche trifft, [Schönberger 2012S.22]. Für die lokale akustische Resonanzspektroskopie bedeutet das, dass die Geschwindigkeit der Hammerschläge bei vergleichenden Messungen möglichst konstant gehalten werden sollte. Tabelle 2-4 zeigt Beispiel für die Werte der Stoßzahlen auf verschiedenen Materialien.

Tabelle 2.4: Die Werte der Stoßzahlen verschiedener Materialien, [Jüngert 2010,S.78].

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Die Stoßzahl ist ein erster physikalischer Ansatz, um über die Kraftanregung die Integrität von Faserverbundbauteile evaluieren zu können. Ein weiterer Ansatz ist die Kontakt- und Defektsteifigkeit, [Cawley et al. 1988], [Jüngert2010,S.52ff].

Kontakt- und Defektsteifigkeit

Die Kontaktdauer ist der entscheidende Faktor für die Auswertung der Kraftanregung bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie. Die Kontaktdauer ist abhängig von der Kontakt- und Defektsteifigkeit. Das Modell hierzu stammt von Cawley et al. (1988). Sie modellieren die Defekte als Federn, deren Steifigkeit die der darüberliegenden Schicht entspricht. Im Normalfall ist die Federsteifigkeit hoch, doch wenn ein Defekt vorliegt, wird die Federsteifigkeit geringer, je größer der Defekt ist und je näher der Defekt an der Oberfläche liegt.

Die modellierte Federsteifigkeit wird als Kontaktsteifigkeit bezeichnet, die modellierte Federsteifigkeit als Defektsteifigkeit. Die Kontaktsteifigkeit zwischen einer Kugel und einem Halbraum berechnet sich nach folgender Formel:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.13)

berechnet sich aus dem E-Modul und der Poissonzahl der Kugel, sowie dem E-Modul und der Poissonzahl des Halbraums:

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(2.14)

Mit den Werten einer Stahlkugel auf einem GFK Laminat (E1=210kN/mm2, =0,29, r=10mm, E2=13kN/mm2, =0,25) ergibt sich für die Kontaktsteifigkeit der in Abbildung 2-27 dargestellte Verlauf.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.27: a) Die Abhängigkeit der aufgebrachten Kraft über der Kontaktsteifigkeit, [eigene Darstellung].

Man sieht, dass die Kontaktsteifigkeit kc mit ansteigender Kraft F nichtlinear ansteigt. Hier wird deutlich, dass bei Vergleichsmessungen eine konstante Kraft wichtig ist. Die Abhängigkeit der Materialantwort von der Anregung wurde schon mit dem Ansatz der Stoßzahl herausgearbeitet. Laut Jüngert (2014) kann die Abhängigkeit der Anregungskraft allerdings vernachlässigt werden, da sie im Vergleich zur Steifigkeit des Bauteils eine geringe Auswirkung auf die Messergebnisse hat.

Bei Anwesenheit eines Defektes ist die resultierende Steifigkeit als in Reihe geschaltete Steifigkeit aus Defektsteifigkeit und Kontaktsteifigkeit zu sehen. Die effektive Steifigkeit keff berechnet sich somit mit folgender Formel:

(2.15)

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Die Defektsteifigkeit kd berechnet sich mit folgender Formel:

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

(2.16)

dDefekt bezeichnet den Durchmesser des Defektes, E das E-Modul, die Poissonzahl des Materials und tDefekt die Defekttiefe.

Man sieht, dass die Defektsteifigkeit von der Tiefe sowie von der Größe des Defekts abhängt. Ein tiefliegender Defekt mit großem Durchmesser kann also die gleiche Defektsteifigkeit haben wie ein kleiner Defekt nahe an der Oberfläche.

2.3.2 Prüfung mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie

Die Prüfung mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie stellte sich als die am herausforderndste Prüfmethoden in dieser Arbeit dar. Es gab keine kommerziell erhältlichen, ausgereiften Systeme, Auswertungsskripte mussten selbst geschrieben werden. Die gleichmäßige Anregung mit dem Hammerschlag bedarf Übung.

Prüfgrößen bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie

Zunächst muss eine Entscheidung zwischen Aufnahme des Schalls durch Ankopplung an das Bauteil oder Luftankopplung gefällt werden. In dieser Arbeit wurde das Mikrofon nicht direkt an das Bauteil gehalten, es handelte sich also um die Auswertung des Luftschalls. Jüngert (2010, S.97) vergleicht die Auswertung der Spektren des Luft- sowie des Körperschalls und kann grundsätzlich ähnliche Verläufe feststellen. Die Auswertung der Schallsignale über Luftschall ist allerdings deutlich praktischer. Das Mikrofon kann stets in die Nähe des Anregungspunktes gehalten werden und liefert so genaue Ergebnisse. Ein Beschleunigungssensor, welcher den Körperschall misst, müsste an jeder Stelle neu angekoppelt werden. Die Frequenzspektren des Körperschalls variieren stark mit der Position der Messung. Hohe Frequenzen können beispielsweise von Lufteinschlüssen gestreut werden, während tiefe Frequenzen weniger davon beeinflusst werden. Die Schallausbreitung bei Körperschall ist zudem abhängig von Bauteilgeometrie und Werkstoff.

Die Wahl des Hammers ist entscheidend für eine erfolgreiche Messung mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie. Der Hammer sollte an die Größe des Prüflings angepasst werden. Die Spitzen des Impulshammers können manchmal je nach gewünschtem Amplitudenspektrum mit verschiedenen Spitzen aus Stahl, verschieden harten Gummis, PVC oder Delrin bestückt werden. Je härter die Spitze desto breiter ist das eingeleitete Amplitudenspektrum. Für die lokale akustische Resonanzspektroskopie ist die Anregung eines möglichst breiten Amplitudenspektrums vorteilhaft. Gut sind also harte Hammerspitzen. Bei der Verwendung zu harter Spitzen (zum Beispiel Stahl) besteht allerdings die Gefahr der Beschädigung des Prüflings. Als ideal für glasfaserverstärkte Kunststoffe ermittelte Jüngert (2010,S.84) die Delrinspitze. Abbildung 2-28 zeigt die Amplituden verschiedener Materialien von Spitzen über den angeregten Frequenzen.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.28: Das Amplitudenspektrum verschiedener Hammerspitzen, [Kistler Instrumente GmbH 2005].

Grundsätzlich unterscheiden sich die Messungen an großen Bauteilen, wie zum Beispiel eines Rotorblattes einer Windenergieanlage, von Messungen mit einem kleinen Probestück. Das Schwingungsverhalten bei kleinen Probestücken wird durch die Ränder und auch durch die Lagerung entscheidend beeinflusst. Für die Untersuchung eines kleinen Probestückes sollte ein möglichst weicher Untergrund für die Lagerung ausgewählt werden. Bei einem harten Untergrund besteht die Gefahr, dass die Schwingungen auch in die Unterlage gelangen. Eine schwingungsdämpfende Unterlage, wie zum Beispiel Schaumstoff, ist also von Vorteil. Außerdem ist eine vollflächige Lagerung der Probe wünschenswert, um zu vermeiden, dass die Probe ungleichmäßig nachgibt. Das Mikrofon zur Aufnahme sollte möglichst breitbandig sein, um auch hochfrequente Töne aufnehmen zu können.

Da die lokale akustische Resonanzspektroskopie kein kommerziell erhältliches System ist, muss sich auch um die Aufnahme der Schallsignale in den Computer Gedanken gemacht werden. Die Temperatur bei der Prüfung hat einen Einfluss auf das Resonanzspektrum. Ändert sich die Temperatur eines Bauteils, so sind in der Regel alle Eigenfrequenzen eines Bauteils verschoben. Ein Bauteil mit höherer Temperatur ist weniger steif als ein kälteres Bauteil. Die Eigenfrequenzen verschieben sich also hin zu hören Frequenzen je kälter das Bauteil ist. [Hertlin 2009]. Bei vergleichenden Messungen im Außenbereich kann dies eine Rolle spielen.

Die Übung des Prüfers hat einen Einfluss auf die Qualität der Messung. Anzustreben sind gleichmäßige Hammerschläge ohne Prellen des Hammers.

Auswertung der Kraftanregung

Die erste Möglichkeit mit der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie Aussagen über die Bauteilqualität zu machen, ist über die Auswertung der Kraftanregung des Impulshammers. Das Messprinzip basiert auf der Annahme, dass mit einem Bauteilversagen eine Verringerung der Steifigkeit einhergeht.

Die Darstellung der Kraftanregung geschieht am besten über die Berechnung der Halbwertsbreite (FWHM) des Kraftanregungssignals. Dafür muss zunächst die Halbwertsbreite bestimmt werden. Jede Kraftanregung, also jeder Hammerschlag und jeder Messpunkt erhalten somit einen eigenen Wert. Dieser Wert kann farbcodiert auf einer Fläche angetragen werden. Abbildung 2-29 visualisiert die Berechnung der Halbwertsbreite, sowie die flächige Darstellung der Halbwertsbreiten auf einem Messbereich.

Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten

Abbildung 2.29: Darstellung der Kraftanregung. a) Visualisierung der Halbwertsbreite eines Signals. b) flächenmäßige Darstellung der Halbwertsbreiten von mehreren Kraftanregungen, [Jüngert 2010, S102ff].

Auswertung der Schallsignale

Die zweite Möglichkeit Aussagen über die Bauteilqualität durch die lokale akustische Resonanzspektroskopie zu erhalten, ist die Auswertung der Schallfrequenzen. Regt man einen Körper, beispielsweise durch einen Hammerschlag oder eine aufgezwungene Schwingung an, versetzt man ihn in eine Schwingung. Die Frequenzen, mit der ein Körper bevorzugt schwingt, werden als Eigen- oder Resonanzfrequenz bezeichnet. Ein Körper kann mehrere Resonanzfrequenzen besitzen. Es ergibt sich ein bauteilcharakteristisches Spektrum.

Cawley et al. (1988) untersucht die formelmäßigen Zusammenhänge. Es wird hergeleitet, dass bei einer defekten Struktur die Dauer des Stoßes größer wird, während maximale Kraft geringer wird. Dieser Effekt wird stärker je größer der Defekt ist. Eine genaue wissenschaftliche Abhandlung über die Zusammenhänge von Kontaktfläche und Energieübertrag bietet die Hertzsche Kontakttheorie (Hertz 1881). Betrachtet man den Effekt im Frequenzbereich erkennt man, dass die defekte Struktur ein wesentlich schmaleres Amplitudenspektrum hat. Allgemein kann man sagen, dass je schmaler ein Signal im Zeitbereich ist, desto breiter ist ein Signal im Frequenzbereich. Dieses veränderte Amplitudenspektrum nehmen wir als anderen Klang wahr. Diesen Zusammenhang verdeutlicht Abbildung 2-30.

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Abbildung 2.30: a) Kraftanregung eines Stoßes auf defektem und intaktem Material. b) Amplitudenspektrum eines Schlages auf defektem und intaktem Material, [Cawley et al. 1988, S.300].

Das Resonanzspektrum wird von den Maßen und dem Werkstoffe des Bauteiles beeinflusst. Die analytische Berechnung von Frequenzspektren ist mit aktuellen Methoden nicht durchführbar, Resonanzspektren von Bauteilen müssen durch Experimente ermittelt werden.

Laut Jüngert (2013) liegt in der Auswertung der Schallsignale das größte Potential der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie. Die Resonanzspektren beinhalten viel Information, für die es aber bis jetzt noch kein umfassendes analytisches Modell gibt. Das bedeutet, dass die Bewertung durch den Bearbeiter erfolgen muss, was die Methode wiederum subjektiv macht. Für die Automatisierung des Verfahrens wären Mustererkennungsalgorithmen und eine damit verbundene Datensammlung an Resonanzspektren von bestehenden Windenergieanlagen nötig, [Jüngert 2010, S.139]

Die Resonanzanalyse an großen Rotorblättern basiert auf Vergleichsmessungen der Amplitudenspektren der Schallsignale. Als Referenz dienen intakte Stellen, eine Veränderung des Amplitudenspektrums deutet somit auf eine defekte Stelle hin. Die Frequenzänderung ist in der Regel deutlich hörbar und messbar. [Jüngert 2010, S.51]

Die Darstellung der Schallsignale ist am sinnvollsten als B-Scan. So kann für jeden Punkt das komplette Spektrum dargestellt werden. Sollen die Schallsignale flächig dargestellt werden, so muss ein Merkmal herausgepickt werden, wie zum Beispiel das normierte Amplitudenspektrum, die stärkste Resonanz oder der Energiegehalt des Frequenzbandes. Abbildung 2-31 visualisiert verschiedene Arten der Darstellung.

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Abbildung 2.31: Verschiedene Darstellung der Schallsignale der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie: a) Normiertes Amplitudenspektrum als B-Scan b) flächige Darstellung mit den Summen der normierten Amplitudenspektren, [Jüngert 2010, S.104ff].

Resonanzanalyse in der industriellen Materialprüfung

Die Resonanzanalyse nach Hertlin et al. (2003) ist für die industrielle Serienproduktion konzipiert. Sie basiert auf Vergleichsmessungen der Werkstücke mit optimalen Werkstücken unter gleichen Prüfbedingungen. Handelt es sich um identische Bauteile einer Serienproduktion, so ist der Vergleich des Amplitudenspektrums der Eigenfrequenzen und die Klassifikation simpler als bei der lokalen akustischen Resonanzspektroskopie. Die industrielle Materialprüfung ist außerdem erprobt und als Dienstleistung zu erwerben, [RTE Akustik 2011]. Für die lokale akustische Resonanzspektroskopie an großen Bauteilen wie dem Rotorblatt einer Windenergieanlage lohnt sich die Analyse darüber, welche Bauteilveränderungen zu welchen Änderungen im Amplitudenspektrum der Resonanzfrequenzen führen. Hier kann viel von der industriellen Resonanzanalyse gelernt werden.

Eine Änderung dieses Spektrums kann auf verschiedene Ursachen zurückgeführt werden. Zu nennen sind zum Beispiel eine Änderung der Lagerung, eine Härtung oder Gefügeänderung des Materials bei metallischen Werkstücken oder ein Defekt. Bei der Analyse der Frequenzspektren von defekten Bauteilen kann es zu folgenden Effekten kommen:

- Einzelne Resonanzlinien können sich verschieben.
- Alle Resonanzfrequenzen verschieben sich. Dies deutet auf eine Gefügeänderung, der Änderung eines globalen Parameters oder ähnlichem hin.
- Auslöschung oder neues Auftauchen von Linien. Diese Veränderung kann durch Abbrüche oder Formänderungen hervorgerufen werden.
- Aufspreizung einer Resonanzfrequenz. Dieses Phänomen ist beispielsweise bei Rissen zu beobachten.
- Abstandsänderung zwischen Resonanzpeaks.
- Frequenzbezogene Dämpfung. Dies deutet auf eine Gefügelockerung hin [Hertlin et al. 2003].

Hertlin (2010) gibt einen interessanten Einblick in die praktische Umsetzung der industriellen akustischen Resonanzanalyse, sowie die Eignung und die Zuverlässigkeit der Prüfmethode.

Anwendung an glasfaserverstärkten Kunststoffen

Die genaue Kenntnis über die Mechanik der Ausbreitung elastischer Wellen in glasfaserverstärkten Kunststoffen ist relevant für die lokale akustische Resonanzspektroskopie und die Ultraschallprüfung.

Summerscales (1990) untersucht die Ausbreitung von akustischen Signalen in unidirektionalen faserverstärkten Kunststoffen. Die Ausbreitungsgeschwindigkeit hängt dabei von der Faserausrichtung ab. In Faserrichtung breiten sich elastische Wellen schneller aus als rechtwinklig zur Faserrichtung. Abbildung 2-32 zeigt ein identisches akustisches Signal, welches sich in a) in Faserrichtung und in b) rechtwinklig zur Faserrichtung ausgebreitet hat.

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Abbildung 2.32: a) Die Wellenausbreitung in faserverstärkten Kunststoffen parallel zur Faserrichtungim Zeit- und Frequenzbereich. b) Die Wellenausbreitung elastischer Wellen in faserverstärkten Kunststoffen senkrecht zur Faserrichtung im Zeit- und Frequenzbereich. nach [Summerscales 1990, S.17].

Während bei der Wellenausbreitung parallel zur Faserrichtung ein niederfrequenter und ein hochfrequenter Frequenzanteil vorliegen, fehlt der hochfrequente Frequenzanteil bei der Ausbreitung normal zur Faserrichtung.

Summerscale (1990) beschäftigt sich mit der unterschiedlichen Wellenausbreitung elastischer Wellen in faserverstärkten Kunststoffen. Zunächst kann man annehmen, dass sich die Wellen in der Faser aufgrund des höheren E-Moduls schneller ausbreiten als in der Matrix.

Des Weiteren gibt Summerscales (1990) ein interessantes Modell für die Wellenausbreitung in Faserverbundwerkstoffen. Nach diesem Modell breiten sich die hohen Frequenzen in den Fasern aus, während sich die niedrigen Frequenzen in der Matrix ausbreiten. Das Prinzip wird in Abbildung 3-13 verdeutlicht und erklärt auch den Unterschied in den Frequenzspektren bei unterschiedlicher Wellenausbreitung.

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Abbildung 2.33: Modell zur frequenzabhängigen Wellenausbreitung in Faserverbundwerkstoffen, [Summerscales 1990, S18]

Trotz langjähriger Forschung ist die Ausbreitung von elastischen Wellen in Faserverbundwerkstoffen noch Gegenstand aktueller Forschung. Ob ein analytisches Modell die Ausbreitung vollständig erfassen kann ist fraglich, denn die Ausbreitung hängt von vielen Faktoren wie der Fertigung, der Materialparameter der Komponenten und der Zusammensetzung ab.

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