Strukturmechanisches Verhalten gefüllter PET-Flaschen

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CHRISTIAN HOPMANN SEBASTIAN RASCHE THORSTEN LEOPOLD

I

m zweistufigen Streckblasverfahren werden qualitativ hochwertige Kunst- stoffhohlkörper aus Polyethylente- rephthalat (PET) mit hervorragenden

mechanischen und optischen Eigenschaf- ten bei gleichzeitig niedrigem Gewicht und geringen Kosten hergestellt [1].

Etwa 70 bis 75 % der anfallenden Pro- duktionskosten einer streckblasgeformten Flasche werden für das Material auf- gewendet [2]. Aufgrund dieser dominie- renden Kostenposition des Flaschenma- terials ist die PET-Getränkeindustrie bemüht, über eine optimierte Materialef- fizienz die Gesamtkosten zur Herstellung

der Flaschen zu senken. Die Materialver- teilung bestimmt in einem hohen Maße die qualitätsbestimmenden Eigenschaf- ten der ausgeformten Flasche [3]. Dabei stehen diese Eigenschaften oft in einem Zielkonflikt mit einem zu minimierenden Flaschengewicht.

Das Konzept des „Virtual Prototyping“

soll eine Vorhersage des Verhaltens und der Leistungsfähigkeit neuer Verpackun- gen bereits in der Designphase ermögli-

Strukturmechanisches Verhalten gefüllter

PET-Flaschen

Simulation. Untersuchungen zur Modellierung des Topload-Verhaltens gefüllter Hohlkörper belegen, dass die integrative Simulation ein wertvolles Werkzeug zur Berechnung des strukturmechanischen Verhaltens von streckblasgeformten Hohl- körpern darstellt. Es ist anzunehmen, dass die vorgestellte Vorgehensweise den Entwicklungs- und Optimierungsprozess dieser Verpackungen in Zukunft nachhaltig unterstützen kann.

ARTIKEL ALS PDFunter www.kunststoffe.de Dokumenten-Nummer KU111088

Verstreckgrad Prozesssimulation

Verstreckgrade in Längs- und Querrichtung

Zuweisung der lokalen Materialeigenschaften

Lastbedingungen:

• Topload

• Sideload

• Innendruck, etc.

Wanddickenverteilung

Materialkennwerte Struktursimulation

6000 MPa 4000 3000 2000 1000 01

E-Modul

2 3 4

Bild 1. Vorgehen zur Berechnung des strukturmechanischen Verhaltens streckblasgeformter PET-Flaschen [5]

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chen. Dabei wird die Geometrie der neu- en Produktidee zunächst vom Designer erarbeitet und in ein dreidimensionales CAD-Modell überführt. Mit den sich anschließenden Modulen der Prozess- und Struktursimulation kann nun das Produkt mittels der Finite-Elemente-Me- thode (FEM) in mehreren Iterations- schleifen optimiert werden [4].

Am Institut für Kunststoffverarbeitung (IKV) wurde ein entsprechendes Konzept zur Berechnung des strukturmechanischen Verhaltens von streckblasgeformten PET-Flaschen entwickelt und in eine Simulationsroutine umgesetzt. Dabei wird über eine gekoppelte Betrachtung von Prozesssimulation und struktur- mechanischer FE-Analyse der Einfluss der biaxialen Verstreckung auf die mechanischen Eigenschaften des Materials berücksichtigt [5].

Das erarbeitete Vorgehen zur Berech- nung des mechanischen Verhaltens von PET-Flaschen ist in Bild 1 dargestellt.

Zunächst wird in experimentellen Unter- suchungen die Abhängigkeit mechanischer Kennwerte von dem im Prozess auftretenden Flächenverstreckgrad ermittelt. In der Prozesssimulation werden anschließend der Aufheiz- und Umform- vorgang modelliert. Die berechnete Wanddickenverteilung sowie die lokalen Verstreckgrade in Flaschenlängs- und Umfangsrichtung werden an die Struk- tursimulation übergeben. Unter Berück- sichtigung der Wanddickenverteilung, der lokalen Verstreckgrade in axialer und in Umfangsrichtung sowie der örtlich zuge- wiesenen Flaschensteifigkeiten kann das mechanische Verhalten der betrachteten Flasche für verschiedene Lastfälle berechnet werden.

Dreidimensionale integrative Prozesssimulation

Den Ausgangspunkt für eine präzise strukturmechanische Berechnung eines Hohlkörpers stellt die Prozesssimulation dar. Die Deformationshistorie des verstreckten PET hat einen direkten Einfluss auf dessen mechanische Eigenschaften.

Das entwickelte Simulationsmodell bildet daher den zweistufigen Streckblaspro- zess durchgängig dreidimensional ab und berücksichtigt den gesamten Verarbei- tungsprozess des Preforms in der Streck- blasanlage (Bild 2).

Dabei wird zunächst der Strahlungs- austausch zwischen Preform und Ofen in der Infrarotheizstrecke berechnet. Mit diesen Daten wird in einem zweiten Schritt die Erwärmung des Preforms unter Berücksichtigung der Strahlungsab- sorption über der Preformwanddicke, der Wärmeleitung im Preformmaterial und der konvektiven Wärmeabfuhr modelliert. Die erzielten Ergebnisse werden im Folgenden als so genanntes Temperatur- profil an die Umformsimulation überge- ben. Mithilfe der Beschreibung des tem- peraturabhängigen visko-elastischen Ma- terialverhaltens wird dann der kombi- nierte Verstreck- und Aufblasvorgang zur Flasche simuliert.Bild 3zeigt den Vergleich der berechneten Wanddickenverteilung mit gemessenen Werten [5].

Die Ergebnisse der Umformsimulati- on werden im Anschluss an die Struktur- simulation übergeben. Einem undefor- mierten FE-Netz werden die lokalen Wanddicken sowie die Verstreckgrade in axialer und in Umfangsrichtung automa- tisiert zugewiesen [6].

Aufheizsimulation

Umformsimulation Strahlungsaustausch Temperaturberechnung

t = 0 s

t = 0 s... 0,093 s... 0,099 s ... 0,3 s

t = 2,15 s t = 4,15 s t = 7,15 s t = 10 s

110 °C

20 °C

Bild 2. Durchgängige 3D-Simulation des Streckblasprozesses nach [13]

>

Höhe über Tragring 2,0

1,6 1,2 0,8 0,4 0 mm

0

Wanddicke Höhe

50 100 150 mm 200

Messung Simulation

Bild 3. Vergleich der gemessenen und berechneten Wanddickenverteilung (Bilder: IKV)

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Bestimmung der

verstreckgradabhängigen Eigenschaften

Die Abbildungsgenauigkeit einer Simula- tion ist maßgeblich von der Verwendung adäquater Materialkennwerte abhängig.

Neben den prozessspezifischen Größen Wanddickenverteilung und Verstreckgrad, haben auch die mechanischen Materialei- genschaften einen signifikanten Einfluss auf die Güte einer strukturmechanischen Berechnung. Die mechanischen Eigen- schaften von PET werden vorwiegend durch die innere Struktur, wie z.B. Mo- lekülorientierungen und Kristallisations- grad des Materials, bestimmt. Die inneren Strukturen des Materials werden wieder- um wesentlich durch die Verarbeitungsge- schichte definiert. Aufgrund dieser Tatsa- che ist eine Materialdatenermittlung an

Probekörpern mit einer prozessspezifischen Verarbeitungshistorie unerlässlich.

Mithilfe eines modularen Streckblas- werkzeugs werden aus dem betrachteten PET-Material Hohlkörper mit definier- ten Verstreckgraden hergestellt (Bild 4, links). Für die weitere Ermittlung der Ver- streckgrad-abhängigen mechanischen Materialkennwerte werden aus der Sei- tenwandung der Hohlkörper Zugpro- bekörper gestanzt. Zur Bestimmung der Elastizitätsmodule sowohl in Umfangs- als auch in axialer Richtung werden Pro- bekörper in beiden Richtungen entnom- men (Bild 4, rechts). Als Probengeometrie wird ein Schulterstab in Anlehnung an DIN 53504 verwendet [7].

Die Steifigkeiten der Probekörper werden in Kurzzeitzugversuchen nach DIN EN ISO 527 ermittelt [8, 9].Bild 5zeigt die Abhängigkeit des axialen E-Moduls vom Umfangs- und vom axialen Verstreck- grad. Mit zunehmendem axialen Ver- streckgrad steigt der E-Modul des Mate- rials in axialer Richtung an. Das verstei- fende Werkstoffverhalten kann auf die in Verstreckrichtung zunehmende Orientie-

rung der Makromoleküle zurückgeführt werden. Dementsprechend sinkt der axia- le E-Modul mit steigendem Umfangsver- streckgrad; die Moleküle weisen eine er- höhte Orientierung quer zur Belastungs- richtung auf. Analoge Ergebnisse sind für die Abhängigkeiten zwischen dem E-Mo- dul in Umfangsrichtung und den Ver- streckgraden zu beobachten [6].

Bestimmung des mechanischen Verhaltens

Mithilfe des entwickelten integrativen Si- mulationsansatzes wird nun das strukturmechanische Verhalten der betrachteten Flasche berechnet. Dabei wird eine uniaxiale Topload-Belastung von leeren und Probenentnahme:

• Umfang

• axial

Zugversuche:

[EN-ISO-527-1]

Materialdaten

Spannung

Dehnung E

Bild 4. Bestimmung des Verstreckgrad- abhängigen Material- verhaltens [5]

axialer Verstreckgrad λa

λa

λu

5500

4500 4000 3500 3000 2500 2000 2,5

axialer Elastizitätsmodul

3,0 3,5 4,0 4,5

N/mm²

Umfangsverstreckgrad λu

Messung 3,0 Messung 3,5 Messung 4,0 Messung 4,5

Bild 5. Axialer E-Modul in Abhängigkeit der Verstreckgrade in Axial- und Umfangsrichtung

Modell Randbedingungen Simulation

uniaxiale Verformung

Volumen p · Vgas= m · Rm· T = const.

Druck Schalenelemente

fixierte Grundplatte

konventionelle Methode:

• Modul: konstant 4500 MPa

• Wanddicke: 5 Sektionen integrativer Ansatz:

• Modul: integrative Zuweisung durch Prozesssimulation

• Wanddicke: integrative Zuweisung durch Prozesssimulation

pt = p0·Vgas, 0

Vgas, t

Bild 6. Modellierung des leeren und des teilgefüllten Topload-Versuchs

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gefüllten Flaschen betrachtet. Die Qua- lität des integrativen Berechnungsansat- zes wird anhand von Ergebnisvergleichen mit konventionellen Simulationsmetho- den und experimentellen Untersuchun- gen bestimmt.

Die Untersuchungen des Topload-Ver- haltens teilgefüllter PET-Flaschen dienen der Bestimmung der axialen Druckfestig- keit der Hohlkörper [10]. Diese Prüfme- thode findet ihren Einsatz zur Bestim- mung der Widerstandsfähigkeit der Ver- packung gegenüber axialen Stauchkräf- ten während des Verarbeitungsprozesses, der Lagerung und des Transports [11].

Die integrative Berechnung der teilge- füllten Flasche erfolgt nach dem in Bild 6 dargestellten Modell. Das Modell besteht aus zwei Körpern, der Geometrie der Fla- sche und der Bodenplatte. Die Flaschen- geometrie wird über vier- und dreiecki- ge Schalenelemente abgebildet. Der Ge- windebereich wird aufgrund der Annah- me deutlich größerer Wanddicken im Vergleich zum Flaschenkörper vernach- lässigt. Die Bodenplatte wird als undefor- mierbarer Körper modelliert. Zwischen Flaschenkörper und Bodenplatte wird eine reibungsbehaftete Kontaktbedingung definiert. Der Berechnungsablauf wird in zwei Simulationsschritte unterteilt. Im ersten Schritt erfolgt die Kontaktinitiali- sierung zwischen Flaschenkörper und Bodenplatte [12]. Im zweiten Schritt wird die Flaschenstruktur axial gestaucht und die resultierende Widerstandskraft berechnet.

Die Interaktion des Füllguts mit der Verpackung wird dabei wie folgt modelliert: Das flüssige Füllgut wird als inkom- pressibles Medium angenommen, die Gasphase im Kopfvolumen des Hohlkör- pers hingegen wird als kompressibles Me- dium betrachtet, welches über das ideale Gasgesetz beschrieben werden kann.

Während der Topload-Simulation wird zu jedem Zeitinkrement das aktuelle Volu- men des Hohlkörpers unter Berücksich- tigung des nicht dargestellten Gewindebe- reichs berechnet. Durch Subtraktion des inkompressiblen Füllgutvolumens wird anschließend das aktuelle Gasvolumen berechnet. Mithilfe der allgemeinen Gas- gleichung lässt sich so der aktuelle Gas- druck zu jedem Zeitpunkt berechnen.

Mit dem integrativen Ansatz werden die Wanddickenverteilung und die Steifig- keiten des Materials über die oben beschriebenen Simulationsschritte und Messmethoden bestimmt. Anschließend werden die Daten an die Struktursimula- tion übergeben und der Flasche somit lokal unterschiedliche Eigenschaften zu-

gewiesen.Zusätzlich werden die Steifigkei- ten des Materials in axialer Flaschenrich- tung und in Umfangsrichtung berücksich- tigt. Dem mechanischen Werkstoffverhal- ten liegt somit ein linear-elastisches, or- thotropes Materialgesetz zugrunde.

Bei der konventionellen Struktursimu- lation stellt die Definition der Wand- dickenverteilung und des Materialverhal- tens eine große Herausforderung dar.

Während der Entwicklungsphase neuer Verpackungseinheiten stehen diese Infor- mationen nicht zur Verfügung und müs- sen daher abgeschätzt oder von bestehen- den Hohlkörpergeometrien übernom- men werden. In dieser Methode wird die Materialverteilung der Flasche über fünf

Wanddickenbereiche entsprechend er- mittelter Messergebnisse abgebildet. Dies ist bereits eine sehr idealisierte Annahme, da entsprechende Daten im realen Ent- wicklungsprozess neuer streckblasgeformter Hohlkörper nicht vorliegen. Die Steifigkeit des verstreckten Material wird über einen einheitlichen E-Modul von 4500 MPa abgebildet. Zusätzlich wird da- von ausgegangen, dass sich das Material vollkommen isotrop verhält.

Bild 7 vergleicht die Simulationsergeb- nisse für die teilgefüllte PET-Flasche mit den real durchgeführten Messungen. Die berechneten Kraft/Weg-Verläufe der konventionellen und integrativen Simulati- on sind den Messergebnissen gegenüber- ^>

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gestellt. Die konventionelle Simulation ist nicht in der Lage, das experimentell bestimmte Topload-Verhalten korrekt abzubilden. Es wird ein frühes Versagen der Flasche bereits bei einem Deformati- onsweg von ca. 6 mm prognostiziert. So kommt es an dieser Stelle zu einem Ver-

sagen der Flaschenstruktur, da der konventionelle Ansatz die experimentell nachgewiesene Faltung der Hohlkörper- wand oberhalb der Wellenstruktur nicht nachbilden kann. Die integrative Simula- tion beschreibt hingegen das gemessene Kraftniveau und den entsprechenden De- formationsweg zum Versagenszeitpunkt sehr gut.Allerdings bestehen noch Abwei- chungen im gemessenen und berechneten Kraft/Weg-Verlauf [6].

Das berechnete Versagensbild der integrativen Simulation wird in Bild 8dem experimentell bestimmten Versagensme- chanismus gegenübergestellt. Dieser Ver- gleich zeigt ebenfalls eine sehr gute Übe- reinstimmung im Versagensverhalten.

Die Flasche versagt aufgrund des hohen Innendrucks mit einem Einknicken des gesamten Schulterbereichs.

Fazit und Ausblick

Die Untersuchungen zur Modellierung des Topload-Verhaltens gefüllter Hohlkörper zeigen, dass über die Verwendung des integrativen Ansatzes die Genauigkeit der Si- mulation wesentlich verbessert wird. Im

Gegensatz zur konventionellen Simulation bildet der integrative Ansatz das experimentell ermittelte Deformationsverhalten zuverlässig und in guter Übereinstimmung ab.Die Untersuchungen machen allerdings auch deutlich, dass die Grundvorausset- zung für eine gute integrative Abbildung der realen Hohlkörpereigenschaften eine möglichst genaue Prozesssimulation ist.

Daher sollte in zukünftigen Untersuchun- gen auch die Prozesssimulation weiter optimiert werden,um somit über die integrative Betrachtung die strukturmechanische Berechnung streckblasgeformter Hohlkör- per stetig zu verbessern.

Die dargestellten Untersuchungen belegen, dass die integrative Simulation ein wertvolles Werkzeug zur Berechnung des strukturmechanischen Verhaltens von streckblasgeformten Hohlkörpern dar-

stellt. So ist anzunehmen, dass die vorgestellte Vorgehensweise den Entwicklungs- und Optimierungsprozess dieser Ver- packungen in Zukunft nachhaltig unter- stützen kann.

DANK

Das IGF-Vorhaben 16257 N der Forschungsvereini- gung Kunststoffverarbeitung wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriel- len Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technolo- gie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bun- destages gefördert. Allen Institutionen gilt unser Dank. Eine ausführliche Darstellung der Ergebnisse wurde bereits in [6] veröffentlicht.

LITERATURVERZEICHNIS

Die umfangreichen Quellenangaben sind im Internet unter www.kunststoffe.de/A076 zu finden.

DIE AUTOREN

PROF. DR.-ING. CHRISTIAN HOPMANN ist Leiter des Instituts für Kunststoffverarbeitung (IKV).

DIPL.-ING. SEBASTIAN RASCHE ist wissenschaft- licher Mitarbeiter am IKV, Aachen.

DR.-ING. THORSTEN LEOPOLD, war bis 2010 wis- senschaftlicher Mitarbeiter am IKV, Aachen, und ist seit 2011 Mitarbeiter im Bereich Marketing Extrusion der Windmöller & Hölscher KG, Lengerich.

SUMMARY

STRUCTURAL-MECHANICAL BEHAVIOR OF FILLED PET BOTTLES

SIMULATION. Investigations into the modeling of the top-load behavior of filled blow moldings show that integrative simulation represents a valuable tool for cal- culating the structural-mechanical behavior of stretch blow molded containers. It is to be expected that the procedure presented here can provide lasting support for the development and optimization process for these packagings in future.

Read the complete article in our magazine Kunststoffe international and on www.kunststoffe-international.com Bild 8. Vergleich des simulierten Versagensmechanismus mit experimentellen Untersuchungen

Verformung Kraftverlauf 800

N 600 500 400 300 200 100

00 6 12 mm

Kraft

18

Verformung Innendruckverlauf 2,5

2,0 1,5 1,0 0,5 0 bar

0 6 12 mm

Druck

18

konventionelle Simulation integrative Simulation Messungen

Bild 7. Vergleich des berechneten und gemessenen Topload-Verhaltens der teilgefüllten Flasche