zeitschrift kunststofftechnik journal of plastics technology · laminat charakterisiert wurden....

4Autor Titel (gegebenenfalls gekürzt)

© Carl Hanser Verlag Zeitschrift Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 12 (2016) 4

x (20xx) x

eingereicht/handed in: 28.10.2015 angenommen/accepted: 05.04.2016

Christian Metzner, M.Sc.1; Dipl.-Ing. Daniel Gizik1; Dipl.-Ing. Andreas Gessler1; Dr.-Ing. Christian Weimer1; Dr.-Ing. Jörg Kaufmann2; Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Prof. E. h. Prof. Lothar Kroll2 1Airbus Group Innovations, Composite Technologies, München 2Technische Universität Chemnitz, Institut für Leichtbau und Kunststofftechnik

Studie der Einflussparameter an mit unidirek-tional geflochtener Carbonfaser verstärkten Kunststoffen

In diesem Beitrag wird eine Methodik zur Charakterisierung der mechanischen Eigenschaften von unidirektional (UD) geflochtenen CFK-Laminaten in Abhängigkeit deren Fertigungsparameter beschrieben. Kernpunkt der Untersuchung bilden mit unterschiedlichen Prozessparameter geflochtene Proben, welche über deren vertikalen Faserondulation im Textil sowie im ausgehärteten Laminat charakterisiert wurden. Durch die Korrelation der Faserarchitektur mit den gemessenen Druckfestigkeiten und Zugsteifigkeiten konnte eine grundlegende Formulierung zur Bestimmung der mechanischen Eigenschaften im Rahmen des Prozessfensters aufgestellt werden.

Key parameter study on unidirectional braided carbon fiber reinforced composite laminates

In this study a methodic for the characterization of the process depending mechanical properties of unidirectional braided CFRP laminates is presented. The key approach base on braided coupon specimens, which were characterized respectively the fiber architecture in textile and in CFRP state. The correlation of the undulation angles with the corresponding compression strength and tensile modulus is the basis for a mathematically formulation to define the process depending properties.

archivierte, peer-rezensierte Internetzeitschrift archival, peer-reviewed online Journal of the Scientific Alliance of Plastics Technology

Zeitschrift Kunststofftechnik

Journal of Plastics Technology

www.kunststofftech.com · www.plasticseng.com

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

Metzner, Kroll et al. Einflussparameterstudie an UD-Geflechten

Zeitschrift Kunststofftechnik 12 (2016) 4 240

Studie der Einflussparameter an mit unidirektional geflochtener Carbonfaser verstärkten Kunststoffen

C. Metzner, D. Gizik, A. Gessler, C. Weimer, J. Kaufmann, L. Kroll

1 EINLEITUNG

Die Verarbeitung von Carbonfasern (CF) durch textile Preformtechniken und deren Harzimprägnierung mittels Liquid Composite Molding (LCM) stellen ein hohes Potential für kosteneffiziente und gewichtsoptimierte Faserverbund-strukturen dar. Im Gegensatz zu den sequentiellen Technologien, wie dem Ablegen von vorimprägnierten UD-Bändern mittels Automated Fiber Placement (AFP) oder dem Verarbeiten von textilen Flächenwaren, werden beim Flechtprozess kostengünstige Ausgangsmaterialien mit hoher Ablagerate direkt zu komplexen Geometrien verarbeitet [1]. Die Verstärkungsfasern können im Flechtprozess in triaxialer, biaxialer oder unidirektionaler (UD) Richtung verlegt werden. Auf Grund der prozessbedingten Faserüberkreuzungen sind Geflechte 2D-Flächengebilde mit vertikaler Faserwelligkeit, welche durch den Austausch der Verstärkungsfasern einer Flechtrichtung mit nichttragenden Stützgarnen (SG) erheblich reduziert werden kann [2, 3]. Im Vergleich zu konventionellen Geflechten erhöhen sich hierdurch die für die Luftfahrt besonders relevanten faserdominierten Kennwerte wie dem Zugmodul [4, 5].

Bild 1: UD-Flechten und die Einheitszelle (RUC) in Abhängigkeit vom Flechtwinkel und der Klöppelbesetzung

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Beim Überflechten wird das Textil direkt auf einem geometrisch geformten Flechtkern, durch gegenläufig geführte Fasern, endkonturnah erzeugt. Hierbei

können der Flechtwinkel (), das Flächengewicht (mf) und die Klöppelbesetzung (Xset-up) im Rahmen des Prozessfensters frei eingestellt werden [6]. Diese Designfreiheit kann als einzigartige Möglichkeit zur Optimierung von Hoch-leistungsstrukturbauteilen angesehen werden. Wie in Bild 1 an Hand der Einheitszelle bei unterschiedlichen Flechtwinkeln und Klöppelbesetzungen (Anzahl Klöppel mit Verstärkungsfasern relativ zu Anzahl Klöppel mit Stützgarnen) skizziert ist, verändert sich hierdurch die Faserarchitektur und somit auch die mechanischen Eigenschaften des Faserverbundmaterials [7].

2 STAND DER TECHNIK

Um kosten- und gewichtsoptimierte CFK-Strukturen zu realisieren, bedarf es einer maximalen Materialausnutzung. Hierzu wurden bereits zahlreiche Untersuchungen an Geflechten durchgeführt, um die prozessabhängigen Kennwerte zu verstehen, die Materialperformance zu verbessern und die Bauteilauslegung zu optimieren. Die Faserarchitektur des geflochtenen Textils ist die Grundlage für die mechanischen Kennwerte des Faserverbundmaterials. Die Faserfehlorientierung relativ zur Belastungsrichtung, resultierend aus dem Lagenwinkel sowie der durchschnittlichen Faserwelligkeit, bestimmen maßgeblich den E-Modul [8]. Die Festigkeiten der Einzellagen werden durch Erstversagen limitiert und sind stark von der Belastungsrichtung abhängig. Während die Zugfestigkeit bei gering ondulierten Verstärkungsfasern mehr Einfluss aus der Faserschädigung zeigt [9], wird die Druckfestigkeit stark durch Schubknicken initiiertes Erstversagen in Bereichen mit lokalen Faser-ondulationen limitiert [10, 11].

Zur Berechnung der Steifigkeiten von geflecht- oder gewebebasierten Faserverbundmaterialien wurden bereits zahlreiche Methoden entwickelt, welche auf der Multiskalenmodellierung (Mikro-, Meso-, Makroskala) basieren. Die meisten Formulierungen finden sich in der Mesoskala wieder, da hier die charakteristischen Eigenschaften der Faserwelligkeit auf eine Einheitszelle reduziert werden können. Für die Modellierungen stellt die RUC-Geometrie die essentielle Grundlage dar, wobei die tatsächlichen Faserverläufe im CFK über Modelle berechnet oder über die Auswertung von z. B. Schliffbildern charakterisiert werden können. Je nach Modellierungsansatz wurde die RUC über deren Welligkeitsgeometrie, Welligkeitsverhältnis oder maximale Faserfehlwinkel im Mesomodell definiert. Zahlreiche Berechnungsansätze basieren auf einer Diskretisierung der RUC in Teilstücke mit individuellen Nachgiebigkeiten, welche in Serien- und Reihenschaltung zusammengesetzt die Elementsteifigkeiten beschreiben, wie z. B. dem Mosaik-, Faserwelligkeits- oder Brückenbildungsmodell [12]. Naik und Shembekar berechneten mit solch einem Ansatz die 3d-Laminateigenschaften von geflechtbasierten CFK [13-16]. Ein vereinfachtes lineares Modell zur Berechnung der normalisierten

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Steifigkeiten, explizit für UD-Geflechte, wurde von Earle et al. [2] entwickelt. Das Modell basiert auf dem Verhältnis zwischen der ondulierten und gestreckten Faserlänge einer RUC. Cox [13] ermittelte passende Kurvenlinien auf Basis von digitalisierten Schliffbildern, um die mechanischen Eigenschaften zu berechnen. Hierbei wurde der E-Modul mit den durchschnittlichen Ondulationswinkeln korreliert. Die Druckfestigkeiten hingegen wurden mit den maximalen Faserfehlwinkeln, basierend auf dem 90. Perzentil, bestimmt. Erste Versuche, UD-Geflechte zu simulieren, wurden von Eisenhauer [14] und van den Broucke et al. [15] durchgeführt, wobei geometrische Charakterisierungen der Faserarchitektur im Textil sowie im CFK die Basis für ein WiseTex Modell bildeten.

Das Zusammenspiel aus der Kerngeometrie und den Prozessparametern, wie etwa dem Kernvorschub und der Klöppelumlaufgeschwindigkeit, bestimmt den

Ondulationswinkel (hauptsächlich vertikal, ) und die Lagenorientierung

(horizontal, ) und somit die Faserverläufe in der RUC. Relativ gute Vorhersagen des geflochtenen Lagenwinkels können über geometrische Ansätze, wie der Beschreibung der Flechtgarnpfade über Vektoren [6] oder über numerische Modellierungen [16], erzielt werden. Realistischere Verläufe der Flechtgarne bei der Ablage zu komplexen Gebilden werden durch die Finite Elemente Methode erreicht, wobei der Winkel der geflochtenen Lagen sowie die lokale Faserondulation bestimmt werden können [17].

Die größte Herausforderung für die Berechnungsmodelle zur Bestimmung der mechanischen Kennwerte auf Basis der Faserarchitektur ist die Erfassung einer repräsentativen RUC-Geometrie. Auf Grund von Inhomogenitäten im Material und nichtlinearen Effekten innerhalb des Flechtprozessfensters, wie z. B. den Einflüssen aus Oberflächenbeschaffenheit der Nachbarlagen, lässt sich diese nur schwer vereinheitlichen. Bei der Harzimprägnierung des textilen Geflechts mit anschließender Aushärtung unter Druck- und Temperaturführung können die Ondulationswinkel durch Setzeffekte weiter beeinflusst werden. Um diese Effekte zu berücksichtigen, wird in dieser Studie eine mathematische Formulierung entwickelt, welche über eine Erweiterung aus empirisch ermittelten Trends die Faserarchitektur im CFK und deren mechanischen Kennwerte beschreibt.

3 EXPERIMENTELLE DETAILS

3.1 Probenvorbereitung

Die textilen Preforms wurden auf einer Radialflechtanlage Typ 1/144-100 der Firma Herzog mit 72 Flügelrädern und maximal 144 Klöppel gefertigt. Hierzu wurden mehrere Lagen mit verschiedenen Flächengewichten, Flechtwinkeln und Abbindungen gemäß Tabelle 1 zu gesamt 1,9 mm nomineller Dicke auf

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



rechteckige CFK-Kerne aufgebracht. Die verschiedenen Abbindungen wurden über eine Anpassung des Klöppelverhältnisses erreicht, wobei anlagebedingt Vielfache von 36 Klöppel eingesetzt wurden (z. B. XSet-up = 2:1 entspricht 72:36 Klöppel mit CF und SG). Neben den geflochtenen Preforms wurde eine Referenz mit optimal ausgerichteten Verstärkungsfasern in Wickeltechnik hergestellt. Hierzu wurden UD-Lagen mit ca. 89° (entspricht 3,2 mm Vorschub pro Umdrehung) auf einen Kern mittels Wickelanlage gewickelt. Die Spannung in den Fasern, beim Flecht- sowie Wickelprozess, wurde über Federn in den Spulenhaltern auf 5,25 N eingestellt und im Rahmen dieser Studie nicht verändert. Als Kerne wurden quasiisotrop aufgebaute CFK-Platten (Dicke 12 mm) verwendet, um die Einflüsse der Wärmedehnung auf die Faserarchitektur während der Heißhärtung zu reduzieren. Durch Anpassung der Flechtkernhöhe konnten unidirektional aufgebaute Laminate mit nur einer veränderten Einflussgröße gefertigt werden.

# Textil- Technik

SG Typ

SG Titer

[g/km]

CF Typ

CF Titer

[g/km]

mf

[g/m²]

[°]

Xset-up

[CF:SG]

Lagen- folge

Flecht- kern

Umfang [mm]

1

Flechten PET 2x 10 Toho- Tenax HTS40

400 125 45 2:1 [0]16 326

2 800 250 45 2:1 [0]8 326

3 1600 500 45 2:1 [0]4 326

4 800 250 60 2:1 [0]8 461

5 800 250 75 2:1 [0]8 890

6 800 250 45 1:1 [0]8 163

7 800 250 45 3:1 [0]8 489

8 800 250 60 1:1 [0]8 230

9 800 250 75 1:1 [0]8 445

10 Wickeln - - 800 250 89 - [0]8 524

Tabelle 1: Zusammenfassung der gefertigten Materialkonfigurationen

Die gefertigten textilen Preforms wurden gemäß Vacuum Assisted Prozess (VAP) [18] mit der Matrix (Hexcel RTM6) imprägniert und im Ofen (Vötsch, NTU 200/200/300) ausgehärtet. Hierzu wurden die Preforms in einem Vakuumsack evakuiert (0 bar) und bei 120° C mit dem auf 100° C vorgewärmten Harz infusioniert. Nach der Infusion wurde am Harztopf -350 mbar Differenzdruck angelegt, um den Faservolumengehalt im Laminat auf 60% ± 4% einzustellen. Der Differenzdruck wurde während der Aufheizrampe (2,5° C/min) und der 90 min Aushärtephase bei 180° C gehalten und nach der Abkühlphase (2,5° C/min) auf Raumtemperatur abgelassen. Die Proben wurden mittels Nasskreissäge, in die jeweilige Faserlängsrichtung, aus den Laminaten entnommen.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



3.2 Testmethoden

3.2.1 Optische Untersuchungen

Die innere Qualität der gefertigten Laminate, hinsichtlich Homogenität, Delaminationen oder Poren, wurde über Ultraschall Puls-Echo Technik (Hillger USPC 3040S/H10 MP15, Ungänze >6 dB Schallschwächung) sowie über Untersuchung an Schliffbildern (Keyence VHX2000) bestimmt. Hierzu wurden repräsentative Materialproben auf einer Polierstation (Struers Labopol) in adäquaten Schritten bis Feinheit 4000 geschliffen.

Die Faserarchitektur der gefertigten textilen Preforms, hinsichtlich der vertikalen Ondulationen, wurde an Makroaufnahmen bestimmt. Hierzu wurden hochauflösende Fotos (Nikon D7000, Nikkor 60 mm/2.8G ED) senkrecht zur Textiloberfläche angefertigt, während das Textil mit einer linienförmigen Lichtquelle in 45° beleuchtet wurde, Bild 2.

Bild 2: Methodik zur Bestimmung des vertikalen Ondulationswinkels in der textilen Preform

Die entstehenden Schattengeometrien wurden in ImageJ [19] hinsichtlich Länge und Breite vermessen. Vor jeder Messung wurde der Lichteinfallswinkel an Hand einer Referenzprobe kalibriert. Die gemittelten Messwerte jeder Textilkonfiguration basieren auf mindestens 50 Einzelmessungen in repräsen-

tativen Textilbereichen. Zur Berechnung des Ondulationswinkels (pm) wurde eine gestreckte Faserausrichtung und ein eckiger Übergang (Radius = 0 mm) am Scheitel angenommen. Mit diesen Annahmen wurde der Ondulationswinkel aus den Mittelwerten der Schattenbreite (hsp) und -länge (lsp) gemäß Formel 1 berechnet.

𝛼𝑝𝑚 = arctan (ℎ𝑠𝑝

𝑙𝑠𝑝) (1)

Zur Charakterisierung der vertikalen Ondulation im ausgehärteten CFK wurden Schliffbilder über eine Messlänge von etwa 40 mm zusammengesetzt und linear

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



auf 10% der Ausgangslänge gestaucht, Bild 3. Die Stauchbilder wurden in ImageJ in ein 8-bit Schwarzweißbild mit 0,045 x 0,045 mm Pixelgröße und 1:10 Aspektverhältnis umgewandelt. Die parallel zur Schliffebene verlaufenden Lagen wurden nachfolgend über deren Kontrast und geometrischer Form markiert. Die extrahierten Einzellagen wurden in ImageJ auf eine Linie mit einer Pixelhöhe reduziert, wobei die Steigung zwischen den einzelnen Messpunkten über den vertikalen Versatz berechnet wurde. Je Materialkonfiguration wurde die Ondulation in mindestens 5 verschiedenen Bereichen bestimmt. Die Faserarchitektur wird in dieser Studie mittels Kastendiagramme über das 2. und

3. Quartil mit 1. und 99. Perzentil (0.99CFK) als Antennen dargestellt. Die

Mittelwerte der Ondulationswinkel (CFK) sind in den Diagrammen als Stern und die Messpunkte außerhalb des 1. und 99. Perzentils (Whisker) als Kreuze dargestellt.

Bild 3: Methodik zur Bestimmung des vertikalen Ondulationswinkels im CFK-Laminat

Der Faservolumengehalt wurde mittels nasschemischer Bestimmung an mindestens 3 repräsentativen Proben je Materialkonfiguration in Abmessung 20 x 10 x 2 mm gemäß DIN EN 2564 ermittelt.

3.2.2 Mechanische Prüfungen

Die hier beschriebenen mechanischen Kennwerte stellen die auf 60% Faservolumengehalt normierten Mittelwerte dar, welche aus mindestens 5 gültigen Proben ermittelt wurden. Die Proben wurden bei Raumtemperatur- und Luftfeuchte-Bedingungen geprüft.

Drucktests gemäß EN 2850 wurden zur Bestimmung der Druckfestigkeit (com) durchgeführt. Die 0° orientierten UD-Proben, in Abmessung 110 x 10 mm und 1.9 mm Probendicke, wurden beidseitig mit 2 mm dicken GFK-Dopplern versehen, wobei ein freier Prüfbereich von 10 x 10 mm resultierte. Die Proben wurden mit konstantem Traversenvorschub von 1 mm/min bis Bruch belastet.

Der Zugmodul (Eten) der 0° orientierten UD-Proben wurde in Anlehnung an EN 2561 Probentyp A ermittelt. Da die geforderte 250 mm Probenlänge, bedingt durch den Fertigungsprozess, nicht in allen Konfigurationen erreicht

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



werden konnte, wurden verkürzte Probekörper in 150 x 10 mm Länge geprüft. Zur Lasteinleitung wurden beidseitig GFK-Doppler in 50 x 10 x 2 mm appliziert, wodurch ein freier Prüfbereich von 50 x 10 mm zur Dehnungsmessung resultierte. Die Proben wurden mit konstant 2 mm/min Traversenvorschub auf Zug belastet, wobei die Dehnung über ein axiales Extensometer der Firma MTS (634.31F-25) mit 30 mm Bezugslänge gemessen wurde. Der Zugmodul wurde konstant im Lastbereich zwischen 1 KN bis 15 KN ermittelt.

3.3 Methodik zur Bestimmung der mechanischen Eigenschaften

Das Ziel dieser Studie ist die Beschreibung der faserdominierten Kennwerte in Abhängigkeit der Flechtprozessparameter. Hierzu wird die Abhängigkeit der mechanischen Kennwerte mit den Ondulationswinkeln im CFK-Laminat experimentell bestimmt. Des Weiteren wird der Fertigungseinfluss auf die Ondulationswinkel während der Heißhärtung über empirische Trends ermittelt, um ein mathematisches Modell für die textile Preform als Basis zur Bestimmung der mechanischen Kennwerte zu verwenden.

3.3.1 Modell zur Beschreibung der Ondulationswinkel

Faserfehlorientierungen in Geflechten können in alle Raumrichtungen verlau-fen, wobei die geometrischen Effekte der Garnüberkreuzungen den lokalen Effekten, wie etwa Mikroondulationen, überwiegen. Zur Vereinfachung der Methodik basiert der Ansatz in dieser Studie nur auf den vertikalen Ondulations-winkeln in den Einzellagen. Der Flechtwinkel der Einzellagen kann über analytische Ansätze bestimmt werden, wodurch die Geometrie der RUC respektive Länge, Breite und Winkel, in Abhängigkeit der Klöppelbesetzung, Fasertiter und Flächengewicht vollständig beschrieben ist. Auf Basis dieser geometrischen Zusammenhänge kann der vertikale Ondulationswinkel eines geraden Fasersegments innerhalb der Einheitszelle, gemäß des Modells in Bild

4, berechnet werden. pc setzt sich aus den Teilwinkeln pc1 und pc2 zusammen, welche direkt abhängig vom Abstand zwischen den Stützgarnen (b), den Garndicken (Carbonfaserdicke: tCF, Stützgarndicke: tSG) und deren relativem Spannungsverhältnis (ften) sind. Hierbei beschreibt der Faktor ften = 1 die vollständige Stützgarnauslenkung und ften = 0 die Kompensation in den CF.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 4: Modell zur Berechnung des vertikalen Ondulationswinkels in der textilen Preform in Abhängigkeit des Spannungsverhältnisses

Über die Einheitszellengeometrie und den Faserdicken ist somit pc in Abhängigkeit von ften gemäß Formel 2 bis Formel 6 bestimmt.

𝛼𝑝𝑐 = 𝛼𝑝𝑐1 + 𝛼𝑝𝑐2 (2)

𝛼𝑝𝑐1 = arcsin(

𝑡𝐶𝐹𝑥) (3)

𝛼𝑝𝑐2 = |arcsin (

𝑡𝐶𝐹𝑓𝑡𝑒𝑛 − 𝑡𝑆𝐺(1 − 𝑓𝑡𝑒𝑛)

𝑥)| (4)

𝑓𝑡𝑒𝑛 =(𝑧

𝑡𝐶𝐹 + 𝑡𝑆𝐺) (5)

𝑥 = √(𝑡𝐶𝐹𝑓𝑡𝑒𝑛 − 𝑡𝑆𝐺(1 − 𝑓𝑡𝑒𝑛))2 + 𝑏² (6)

Zur Validierung des Modells werden pc mit Messungen an geflochtenen

Preforms (pm) abgeglichen. Die Ondulationswinkel in der textilen Preform sind die Grundlage im Geflecht, die Harzimprägnierung und Heißhärtung unter Druck können hingegen zu Setzungseffekte und somit zu Veränderungen der Ondulationswinkel im CFK-Laminat führen. Um die spezifischen Einflussgrößen des Zugmoduls und der Druckfestigkeit abzubilden, wird das CFK-Laminat über

die durchschnittlichen (CFK) und maximalen (0.99CFK) Ondulationswinkel

beschrieben. CFK entspricht hierbei dem arithmetischen Mittelwert und

0.99CFK dem 99. Perzentil der gemessenen Einzelwerte der Ondulationswinkel. Die Korrelation zwischen den Ondulationswinkeln in der textilen Preform und dem CFK-Laminat beschreibt den Zusammenhang für den in dieser Studie angewendeten Härtungsprozess.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



3.3.2 Methodik zur Beschreibung der mechanischen Kennwerte

Ein Laminat ohne Faserondulation erreicht die höchsten faserdominierten Kennwerte, wobei jegliche Faserwelligkeiten, z. B. durch die verflochtenen Fasergarne, das Kennwertniveau senken. Die durchschnittliche Faseron-

dulation (CFK) dominiert hierbei den Zugmodul (Eten), wobei die maximalen

Ondulationswinkel (0.99CFK) die Bruchdehnung limitieren und somit die

Druckfestigkeiten (com) bestimmen. Um die grundlegende Abhängigkeit von

Eten = f(CFK) und com = f(0.99CFK) zu bestimmen, werden die jeweiligen Trends über die geringsten Determinationskoeffizienten ermittelt. Zur Generalisierung der Abhängigkeiten sind die mechanischen Eigenschaften als

Relativwert () dargestellt, wobei ein ideales Material ohne Faserondulation die 100% Referenz darstellt.

4 UNTERSUCHUNG AN GEFLOCHTENEN CFK-PROBEN

In diesem Kapitel werden die Einflüsse aus den Prozessparametern auf die Faserondulation in der Preform sowie im CFK-Laminat und auf die mecha-nischen Kennwerte analysiert. Messungen an Schliffbildern aus eingebetteten textilen Geflechten ergaben durchschnittliche Garndicken von tCF = 0,47 mm und tSG = 0,10 mm, welche für die nachfolgenden Berechnungen der On-dulationswinkel (gemäß Formel 2) verwendet wurden. Die Kennwerte werden in

den folgenden Diagrammen als Relativwert () aufgetragen, wobei die Test-

ergebnisse der gewickelten CFK-Proben (Eten = 154 GPa und com = 1587 MPa) die 100% darstellen.

4.1 Klöppelbesetzung und Faserspannung

XSet-up beeinflusst die Abbindung und somit die RUC-Größe im geflochtenen Textil, Bild 1. In Bild 5 sind beispielhaft die skalierten Schliffbilder und die extrahierten Faserverläufe der Einzellagen von Laminatenmit verschiedenen XSet-up abgebildet. Prozessbedingt führt die starke Abbindung der 1:1 Klöppelbesetzung zu den häufigsten Harznestern und größten Faser-ondulationen im Vergleich zu höheren XSet-up.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 5: Schliffbilder (oben) und extrahierte Ondulationen (unten) von CFK-Laminaten gefertigt in a) 1:1, b) 2:1 und c) 3:1 Klöppelbesetzung

Die hieraus resultierenden Ondulationswinkel sowie die ermittelten mecha-nischen Kennwerte sind in den Diagrammen in Bild 6 zusammengefasst. Stark abgebundene UD-Geflechte, mit z. B. Xset-up = 1:1, generieren durch deren verkürzten RUC-Länge große Ondulationswinkel. Dieser Effekt wird zusätzlich durch die Garnüberkreuzungswinkel beeinflusst, wobei große Flechtwinkel die Ondulationswinkel reduzieren. Neben dem geometrisch bedingten Einfluss wird die Ondulation auch durch ften beeinflusst. Die Standardisierung der berechne-ten mit den experimentell ermittelten Ondulationswinkeln zeigt, dass selbst bei stark abgebundenen Geflechten, überwiegend die CF und nicht die SG auslenken. Dieses Verhalten verstärkt sich mit höheren Xset-up, wobei in der 3:1 Abbindung mit ften = 0,09 nahezu nur noch die CF ondulieren. Wie in Bild 1 erkennbar, liegen die CF durch die geschlossene Bedeckung Stoß an Stoß. Die SG werden hingegen im Abstand der halben RUC-Länge eingebracht, weshalb die CF durch die dominierende SG-Spannung auslenken. Die ermittelten Faktoren für ften wurden für die Berechnungen des Einflusses aus dem Flechtwinkel und dem Flächengewicht weiter verwendet. Der Einfluss der Abbindung auf die textile Faserarchitektur findet sich auch im CFK-Laminat wieder, wobei die 1:1 Abbindungen zu stärksten Ondulationen führt. Folgend erreichen diese Laminate im Vergleich zur Referenz nur 48% der Druckfes-tigkeit und 83% des Zugmoduls. Höhere Xset-up führen zu verbesserten Kennwerten, wobei die Druckfestigkeit stark ansteigt (84%), hingegen der Zugmodul nur leicht zulegt (88%).

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 6: Einfluss der Klöppelbesetzung auf die Ondulationswinkel in der textilen Preform (a) und im Laminat (b) sowie auf die mechanischen Kennwerte (c) von UD-Geflechten in 250 g/m² Flächengewicht

4.2 Einfluss des Flechtwinkels

Mittels UD-Flechten können Textilien im Bereich von ca. ±15° bis ±75° Flechtwinkel erzeugt werden, wobei sich bei konstantem Flächengewicht die RUC-Geometrie, hinsichtlich Winkel und Wellenlänge, verändert (siehe Bild 1). Die ermittelten Ondulationswinkel und deren Einflüsse auf die mechanischen Kennwerte, in Abhängigkeit des Flechtwinkels, sind in den Diagrammen in Bild 7 aufgetragen. Im ±45° Textil generieren Geflechte grundsätzlich die höchsten

Ondulationswinkel, da = 90° die kürzeste RUC-Länge aufweist. Mit kleineren und größeren Flechtwinkeln reduzieren sich die Ondulationswinkel bei konstantem mf gleichermaßen, Bild 1. Der Einfluss aus der Klöppelbesetzung wird zusätzlich durch den Einfluss aus dem Flechtwinkel überlagert, wobei geringe Xset-up die Faserondulationen durch eine verkleinerte RUC verstärken. Im CFK-Laminat reduzieren sich die durchschnittlichen Ondulationswinkel durch den während des Aushärteprozesses angelegten Druck und die hierbei

reduzierte Plattendicke. Auch hier zeigt das UD-Geflecht mit = ±45° die höchsten Ondulationswinkel. Mit steigenden oder auch sinkenden Flechtwinkeln reduzieren sich die Ondulationswinkel durch die geometrisch bedingte Verlängerung der Einheitszelle. Die hohen Ondulationswinkel im ±45° UD-Geflecht zeigen den stärksten Einfluss auf die mechanischen Kennwerte in Faserlängsrichtung, wobei die Druckfestigkeit 58% und der Zugmodul 85% der Referenz erreicht. Verkleinerte Überkreuzungswinkel reduzieren weniger den Einfluss auf die Zugsteifigkeit, sondern vielmehr auf die Druckfestigkeit, was am

±75° UD-Geflecht deutlich ersichtlich ist (com = 75%, Eten = 87%).

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 7: Einfluss des Flechtwinkels auf die Ondulationswinkel in der textilen Preform (a) und im Laminat (b) sowie auf die mechanischen Kennwerte (c) von UD-Geflechten in 250 g/m² Flächengewicht

4.3 Einfluss des Flächengewichts

Das Flächengewicht beim Flechten kann je nach Materialkonfiguration zwischen ca. 125 g/m² und 500 g/m² eingestellt werden, wobei das geringste und das höchste Flächengewicht durch das erreichbare Aspektverhältnis der verwendeten CF-Rovings, hinsichtlich Spreiz- und Stauchbarkeit, limitiert wird. Bild 8 fasst den Einfluss des Flächengewichts auf die Ondulationswinkel im Textil sowie im CFK-Laminat, mit den resultierenden mechanischen Eigenschaften, am Beispiel von UD-Geflechten in ±45° zusammen. Die an der textilen Preform ermittelten Werte zeigen, dass geringere mf die Faser-ondulation reduzieren, da die vertikale Faserauslenkung von der jeweiligen Einzellagendicke abhängig ist. Im ausgehärteten CFK-Laminat setzt sich dieser

Trend fort, wobei das Laminat mit mf = 125 g/m² vor allem niedrigere 0.99CFK,

hingegen nur gering verbesserte CFK im Vergleich zu mf = 250 g/m² erreicht. UD-Geflechte mit geringerem mf profitieren vor allem in der Druckfestigkeit

(com 500 g/m² = 42%, com 125 g/m² = 86%, aber auch der Zugmodul erhöht sich von 81% (500 g/m²) auf 86% (125 g/m²) relativ zur Referenz.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 8: Einfluss aus dem Flächengewicht auf die Ondulationswinkel in der textilen Preform (a) und im Laminat (b) sowie auf die mechanischen Kennwerte (c) von UD-Geflechten in ±45° Flechtwinkel

5 DISKUSSION UND SYNTHESE

In Kapitel 4 sind die Faserarchitektur und die mechanischen Kennwerte, in Abhängigkeit der gefertigten Einflussparameter, beschrieben. Es zeigt sich ein direkter Zusammenhang zwischen den berechneten Ondulationswinkeln in der textilen Preform, den Ondulationswinkeln im CFK-Laminat und den mechanischen Kennwerten. Des Weiteren korreliert das Berechnungsmodell für

pc gut mit den experimentell bestimmten Ondulationswinkeln (pm), wodurch die mechanischen Kennwerte innerhalb der Fertigungsparameter beschrieben sind. In Bild 9 sind die jeweiligen Zusammenhänge zwischen Faserarchitektur der textilen Preform und des CFK-Laminats (a), die maximalen Ondulationswinkel und der Druckfestigkeiten (b) sowie die durchschnittlichen Ondulationswinkel und der Zugmoduli (c) aufgetragen. Die Abhängigkeiten wurden über lineare Regressionen mit höchstem Determinationskoeffizient (R²), im Rahmen des untersuchten Parameterfensters, bestimmt. Der erhöhte Differenzdruck während des Heißhärtungsprozesses verändert die

Faserarchitektur durch den resultierenden Setzweg der Preform, wobei CFK

etwa um 50% sinkt, hingegen 0.99CFK um ca. 28% steigt. Die reduzierten CFK können über die Verpressung der Faserbündel in Dickenrichtung und die einhergehende geometrische Abflachung der wellenförmigen Ondulationen erklärt werden. Lokale Störungen in der Faserarchitektur, wie etwa an den CF/SG-Überkreuzungen, werden durch diesen Effekt tendenziell verstärkt,

wodurch 0.99CFK ansteigt. Innerhalb des untersuchten Prozessfensters wird

com relativ zur Faserarchitektur erheblich stärker als Eten beeinflusst, was durch die Erstversagensmechanismen und deren Limitierungen in der Bruchdehnung

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



begründet werden kann. Die relativ geringen Abweichungen zwischen den Messwerten und dem aufgetragenen Trend lassen auf eine gute Korrelation zwischen der Faserarchitektur und den mechanischen Kennwerten schließen.

Bild 9: Synthese der Faserarchitektur in der textilen Preform und CFK-Laminat (a) mit der korrespondierenden Druckfestigkeit (b) und Zugmodul (c)

Zur Validierung der Methodik sind in Bild 10 die Ondulationswinkel sowie die Druckfestigkeit und Zugsteifigkeit von UD-Geflechten, mit variierendem Flechtwinkel und Xset-up = 1:1, aus der Berechnung und dem Experiment

aufgetragen. Die berechneten CFK stimmen gut mit den experimentell

bestimmten Winkeln überein. Im Gegensatz hierzu fallen die realen 0.99CFK deutlich stärker aus als die berechneten Winkel. Die berechneten Zugmoduli liegen mit maximal 3% Abweichung innerhalb der Streuung der experimentell ermittelten Werte, wohingegen die berechneten Druckfestigkeiten mit bis zu 18% über den gemessenen Werten liegen. Als Ursache können die höheren gemessenen Ondulationswinkel sowie weitere nicht lineare Materialeffekte, wie ein erhöhter SG-Anteil der 1:1 Abbindung, angenommen werden. Im Vergleich zu den analytischen Modellen von Cox [13] und Earle [2] liegt das in dieser Studie aufgestellte Modell deutlich näher an den experimentell bestimmten Zugmoduli, wobei die Abweichung im Kennwertniveau (im Mittel ca. +11%) nicht aber im Kennwerttrend zu finden ist. Die Modelle bewerten die Materialeigenschaften auf Basis der vertikalen Ondulationswinkel, vernachläs-sigen hingegen die horizontalen Faserfehlwinkel und auch schwer bestimmbare Mikroondulationen. Obwohl die hier beschriebene Methode nur auf der Auswertung der vertikalen Ondulationswinkel basiert, werden die weiteren Fehlwinkel durch die empirisch ermittelten Trends in die Formulierung mit einbezogen.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Bild 10: Validierung des Modells an UD-Geflechten in Xset-up = 1:1 und mf = 250 g/m²; Faserondulationswinkel (a), Druckfestigkeit (b) und Zugmodul (c)

6 SCHLUSSFOLGERUNGEN

In dieser Studie wurde eine vereinfachte Methodik zur Prognostizierung der Druckfestigkeit und des Zugmoduls von UD geflochtenen CFK-Laminaten mit variierenden Prozessparametern aufgestellt. Das Modell basiert auf den berechneten vertikalen Ondulationswinkeln im geflochtenen Textil, welche über empirisch ermittelte Trends mit den Ondulationswinkeln im CFK und im Fortgang mit den mechanischen Kennwerten korreliert werden. Im Rahmen des untersuchten Prozessfensters konnten Übereinstimmungen zwischen den prognostizierten und den gemessenen Werten erreicht werden, wobei eine gute Korrelation im Zugmodul, aber auch in akzeptabler Weise in der Druckfestigkeit nachgewiesen wurde. Mit dem aufgestellten Modell sind die Faserarchitektur sowie die mechanischen Kennwerte im Rahmen des Prozessfensters bestimmt. Hierdurch können die mechanischen Eigenschaften neuer Materialkombi-nationen vereinfacht charakterisiert werden und den Entwicklungsaufwand von geflochtenen Strukturen bereits bei der Vorauslegung reduzieren. Des Weiteren könnte diese Methodik gezielt zur Materialoptimierung oder auch als Grundlage für eine parametrisierte Materialqualifikation eingesetzt werden.

7 DANKSAGUNG

Die Autoren möchten sich bei dem Bundesministerium für Bildung und Forschung für die Unterstützung bedanken.

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.



Literatur

[1] Gardiner, G. Airbus A350 Update: EADS Innovation Works pursues qualification of Braided Frames for the A350-1000 fuselage

High Performance Composites 20 (2012), S. 33-39

[2] Earle, G.; Kruesi, A.; Stockton, J.; Kruesi, D.

Asymmetric braiding of improved fiber reinforced products

Patent WO 92/15740, 1991

[3] Gessler, A.; Maidl, F.

Method for producing fiber composite semi-finished products by means of a round braiding technique

Patent US 7,581,479 B2 (2005)

[4] Metzner, C.; Gessler, A.; Weimer, C.; Beier, U.

Performance assessment on unidirectional braided CFRP materials

Proceedings SEICO Conference, Paris, 2014

[5] Gessler, A.; Maidl, F.; Schouten, M.

Advancements in Braiding Technology for Textile Preforming

Proceedings SAMPE Conference, Paris, 2007

[6] Rosenbaum, J.U.

Flechten - Rationelle Fertigung faserverstärkter Kunststoffbauteile

TÜV Rheinland, Köln, 1991

[7] Kelkar, A.D.; Whitcomb, J.

Characterization and structural behavior of braided composites

DOT/FAA/AR-08/52, Federal Aviation Administration - U.S. Department of Transportation, Washington, DC, 2009

[8] Naik, N.K.; Masters, J.E.

Analysis of the Effects of Fiber Architecture Parameters on the Strength Properties of 2D Triaxial Braided Composites

American Society of Mechanical Engineers, Aerospace Division (Publication) 50, San Francisco, California (1995), S. 145-173

[9] Falzon, P.; Herzberg, I.

Mechanical Performance of 2-D Braided Carbon/Epoxy Composites

Composites Science and Technology 58 (1998) 2, S. 253-265; DOI: 10.1016/S0266-3538(97)00133-4

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0266353897001334



[10] Fleck, N.A. Compressive Failure of Fiber Composites

Advances in applied mechanics 33 (1997), S.43-116

DOI: 10.1016/S0065-2156(08)70385-5

[11] Fleck, N.A.; Budiansky, B.

Compressive Failure of Fiber Composites

Journal of the Mechanics and Physics of Solids 41 (1993), S. 183-211

[12] Tan, P.; Tong, L.; Steven, G.P.

Modelling for predicting the mechanical properties of textile composites - A review

Composites Part A 28 (1997), S. 903-922

DOI: 10.1016/S1359-835X(97)00069-9

[13] Naik, N.K.; Shembekar, P.

Elastic Behavior of Woven Fabric Composites: I- Lamina Analysis

Journal of Composite Materials 26 (1992), S. 2196-2225, 1992; DOI: 10.1177/002199839202601502

[14] Shembekar, P.; Naik N.K.

Elastic Behavior of Woven Fabric Composites: II - Lamina Analysis

Journal of Composite Materials 26 (1992), S. 2226-2246; DOI: 10.1177/002199839202601503

[15] Naik, R.A. Failure Analysis of Woven and Braided Fabric Reinforced Composites

Journal of Composite Materials 29 (1995), S. 2334-2363; DOI: 10.1177/002199839502901706

[16] Naik, R.A.; Ifju, P.; Masters, J.

Effect of Fiber Architecture Parameters on Deformation Fields and Elastic Moduli of 2-D Braided Composites

Journal of Composite Materials 28 (1994) 7, S. 656-681; DOI: 10.1177/002199839402800705

[17] Cox, B. Failure Models for Textile Composites

NASA Contractor Report 4686, Langley Research Center, Hampton, Virginia, 1995

[18] Eisenhauer, C. Characterisation of UD-Braids

Master Thesis, ITA Aachen, 2006

[19] v.d. Broucke, B.; Stueve, J.; Drechsler, K.; Miravete, A.

Simulation of braiding technology along the complete process chain

SAMPE Conference, Paris (2007), S. 169-174

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0065215608703855

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X97000699

http://jcm.sagepub.com/content/26/15/2196






[20] Kessels, J.; Akkerman, R.

Prediction of the yarn trajectories on complex braided preforms

Composites: Part A 33 (2002), S. 1073-1081

DOI: 10.1016/S1359-835X(02)00075-1

[21] Pickett, A.; Sirtautus, J.; Erber, A.

Braiding Simulation and Prediction of Mechanical Properties

Applied Composite Materials 16 (2009) 6, S. 345-364

DOI: 10.1007/s10443-009-9102-x

[22] Li, W.; Krehl, J.; Gillespie, J.; et al.

Process and Performance Evaluation of the Vacuum Assisted Process

Journal of Composite Materials 38 (2004) 20, S. 1803-1814; DOI: 10.1177/0021998304044769

[23] N.N. ImageJ - Image Processing and Analysis in Java

Freeware (2004), http://rsbweb.nih.gov/ij/.

Bibliography DOI 10.3139/O999.01042016 Zeitschrift Kunststofftechnik / Journal of Plastics Technology 12 (2016) 4; page 239–258 © Carl Hanser Verlag GmbH & Co. KG ISSN 1864 – 2217

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X02000751

http://link.springer.com/article/10.1007%2Fs10443-009-9102-x




Stichworte: Kohlenstofffaser-Verbundwerkstoffe, Flechten, mechanische Eigenschaften, Preformtechnologie

Keywords: Carbon-fiber composites, Braiding, mechanical properties, preform technology

Author / author:

M.Sc. Christian Metzner Dipl.-Ing. Daniel Gizik Dipl.-Ing. Andreas Gessler Dr.-Ing. Christian Weimer Airbus Defense and Space Airbus Group Innovations - Composites Willy-Messerschmitt Str. 1 D-81663 München Dr.-Ing. Jörg Kaufmann Prof. Lothar Kroll Professur Strukturleichtbau und Kunststoffverarbeitung D-09126 Chemnitz

E-Mail: [email protected] Webseite: http://www.airbusgroup.com Tel.: +49 (0)89/607-25291 Fax: +49 (0)89/607- 23067

Herausgeber / Editors:

Editor-in-Chief Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h.c. Gottfried W. Ehrenstein Lehrstuhl für Kunststofftechnik Universität Erlangen-Nürnberg Am Weichselgarten 9 91058 Erlangen Deutschland Tel.: +49 (0)9131/85 - 29703 Fax: +49 (0)9131/85 - 29709 E-Mail: [email protected] Europa / Europe Prof. Dr.-Ing. Dietmar Drummer, verantwortlich Lehrstuhl für Kunststofftechnik Universität Erlangen-Nürnberg Am Weichselgarten 9 91058 Erlangen Deutschland Tel.: +49 (0)9131/85 - 29700 Fax: +49 (0)9131/85 - 29709 E-Mail: [email protected]

Amerika / The Americas Prof. Prof. hon. Dr. Tim A. Osswald, verantwortlich Polymer Engineering Center, Director University of Wisconsin-Madison 1513 University Avenue Madison, WI 53706 USA Tel.: +1 608/263 9538 Fax: +1 608/265 2316 E-Mail: [email protected]

Verlag / Publisher:

Carl-Hanser-Verlag GmbH & Co. KG Wolfgang Beisler Geschäftsführer Kolbergerstraße 22 D-81679 München Tel.: +49 (0)89/99830-0 Fax: +49 (0)89/98480-9 E-Mail: [email protected]

Redaktion / Editorial Office:

Dr.-Ing. Eva Bittmann Christopher Fischer, M.Sc. E-Mail: [email protected] Beirat / Advisory Board:

Experten aus Forschung und Industrie, gelistet unter www.kunststofftech.com

© 2

016

Car

l Han

ser

Ver

lag,

Mün

chen

w

ww

.kun

stst

offte

ch.c

om

Nic

ht z

ur V

erw

endu

ng in

Intr

anet

- un

d In

tern

et-A

ngeb

oten

sow

ie e

lekt

roni

sche

n V

erte

ilern

.

zeitschrift kunststofftechnik journal of plastics technology · laminat charakterisiert wurden....

Documents