Name der Forschungsstellen IGF-Vorhaben-Nr ... · von Stick-Slip-Reibung ist die aufgebrachte Normalspannung N. Es konnte gezeigt werden, dass die in Schergeräten maximal erzeugbaren

Name der Forschungsstellen IGF-Vorhaben-Nr. Bewilligungszeitraum

TU Bergakademie Freiberg 16244 BR 10/2009 - 08/2012

Abschlussbericht Einfluss der Wandreibung auf Silovibrationen Seite 1

Inhalt

1 ZUSAMMENFASSUNG ................................................................................................................................ 3

2 FORSCHUNGSTHEMA................................................................................................................................. 4

3 WISSENSCHAFTLICH-TECHNISCHE UND WIRTSCHAFTLICHE PROBLEMSTELLUNG ....................................... 5

3.1 SILOVIBRATIONEN BEI DER ENTLEERUNG VON DÜNNWANDIGEN METALLSILOS ............................................................... 5

3.1.1 Einteilung von Silovibrationen ............................................................................................................ 5 Silohupen ....................................................................................................................................................................... 5 Silobeben ....................................................................................................................................................................... 5

3.1.2 Ursachen für Silovibrationen .............................................................................................................. 6 Stick-Slip bei der Wandreibung (kurz: Wand-Stick-Slip) ................................................................................................ 6 Interpartikulärer/- innerer Stick-Slip ............................................................................................................................ 11 Schlagartig bewegte Schüttgutmasse .......................................................................................................................... 12 Andere Einflüsse .......................................................................................................................................................... 12

3.2 WIRTSCHAFTLICHE PROBLEMSTELLUNG ............................................................................................................... 13

3.2.1 Vermeidung von Silovibrationen ....................................................................................................... 13 Verändern der Silowände ............................................................................................................................................ 14 Verändern der Spannungszustände ............................................................................................................................. 14

4 FORSCHUNGSZIEL UND ABLAUF .............................................................................................................. 16

4.1 ZIEL DES PROJEKTES ......................................................................................................................................... 16

4.2 ABLAUF DES PROJEKTES .................................................................................................................................... 17

5 ZUSAMMENARBEIT MIT ANDEREN STELLEN ............................................................................................ 18

6 ERGEBNISSE ............................................................................................................................................. 19

6.1 VERSUCHSMATERIALIEN .................................................................................................................................... 19 Polyethylenterephthalat (PET) ..................................................................................................................................... 20 Polyethylen (PE) ........................................................................................................................................................... 20

6.2 VORUNTERSUCHUNGEN .................................................................................................................................... 21

6.2.1 Bestimmung der Fließeigenschaften ................................................................................................ 21 Verwendete Schergeräte ............................................................................................................................................. 21 Untersuchungen mit dem Jenike-Großschergerät ....................................................................................................... 22 Untersuchungen mit dem Ringschergerät ................................................................................................................... 26

6.2.2 Zusammenfassung der Ergebnisse aus den Voruntersuchungen ...................................................... 30

6.2.3 Tribologische Untersuchungen ......................................................................................................... 30

6.3 KONSTRUKTIVER UND MESSTECHNISCHER UMBAU DES LAMBDAMETERS ZUM MODELLSILO............................................ 33

6.3.1 Zwischenversuchstand zur betriebsnahen Messung der Wandreibung ............................................ 35 Konstruktion des Zwischenversuchstandes ................................................................................................................. 35 Versuchsergebnisse im Zwischenversuchstand ........................................................................................................... 38

6.3.2 Konstruktiver Lambdameterumbau .................................................................................................. 41 Integration eines Zellenboden- Absenkmechanismus die Lambdameterstruktur ....................................................... 41 Untersuchungen zur Systemsteifigkeit ........................................................................................................................ 42

6.3.3 Messtechnik ...................................................................................................................................... 44 Konstruktion der erhöhten Messzylinder .................................................................................................................... 44 Übersicht der Messkanäle ........................................................................................................................................... 47




6.3.4 Steuerungs- und Regelungstechnik ................................................................................................... 49 Testergebnisse mit dem Modellsilo ............................................................................................................................. 50

6.4 KALIBRIERUNG DER MESSZYLINDER ..................................................................................................................... 53 Vorgehen bei der Kalibrierung ..................................................................................................................................... 53 Rekalibrierung des Lambdameter-Messzylinders ........................................................................................................ 53 Kalibrierung der Modellsilomesszylinder ..................................................................................................................... 56

6.5 VIRTUAL BASIC SKRIPT – BASIERTE AUSWERTEROUTINE ZUR ERMITTLUNG DER HORIZONTALSPANNUNGEN IM MESSZYLINDER

58 Struktur der Rohdaten ................................................................................................................................................. 58

6.6 ERGEBNISSE DER MESSUNGEN IM MODELLSILO AUF LAMBDAMETERBASIS .................................................................. 60 Untersuchungen zum Stick-Slip-Effektes ..................................................................................................................... 60 Parameterstudien ........................................................................................................................................................ 66

6.7 GEGENÜBERSTELLUNG VON ZIELSETZUNGEN UND ERGEBNISSEN ............................................................................... 70

7 VERWENDUNG DER ZUWENDUNGEN ...................................................................................................... 71

Wissenschaftlich-technisches Personal .................................................................................................................... 71 Technisches Personal ................................................................................................................................................. 71 Studentische Hilfskräfte ............................................................................................................................................. 72

8 WISSENSCHAFTLICH-TECHNISCHER NUTZEN ............................................................................................ 73

9 WIRTSCHAFTLICHER NUTZEN FÜR KMU ................................................................................................... 74

10 INNOVATIVER BEITRAG DER ERGEBNISSE ZU INDUSTRIELLEN ANWENDUNGSGEBIETEN ......................... 75

11 PLAN ZUM ERGEBNISTRANSFER IN DIE WIRTSCHAFT .............................................................................. 76

12 VERÖFFENTLICHUNGEN IM RAHMEN DES VORHABENS ........................................................................... 78

13 DURCHFÜHRENDE FORSCHUNGSSTELLEN ................................................................................................ 79

14 SYMBOLE ................................................................................................................................................. 80

15 ABBILDUNGSVERZEICHNIS ....................................................................................................................... 82

16 TABELLENVERZEICHNIS ............................................................................................................................ 84

17 LITERATURVERZEICHNIS .......................................................................................................................... 85

18 ANHANG .................................................................................................................................................. 88




1 Zusammenfassung

Im Rahmen des Forschungsprojektes "Einfluss des Stick-Slip-Effektes bei der

Wandreibung von Schüttgütern auf Silovibrationen" wurde versucht, ein Verfahren zur

besseren Vorhersage von Silovibrationen zu entwickeln. Da davon ausgegangen wird,

dass der Anregungsmechanismus von Silovibrationen im Stick-Slip-Effekt bei der

Wandreibung zu finden ist, wurden zunächst die Haupeinflussgrößen des Stick-Slip in

konventionellen Schergeräten untersucht. Wichtigster Einflussfaktor auf das entstehen

von Stick-Slip-Reibung ist die aufgebrachte Normalspannung N. Es konnte gezeigt

werden, dass die in Schergeräten maximal erzeugbaren Normalspannungen nicht

immer für die Erzeugung eines stabilen Stick-Slip-Effektes bei der Wandreibung

genügen.

Wichtigster, und auch zeitintensivster, Punkt im Vorhaben war die umfangreichen

mechanischen sowie mess- und regelungstechnischen Modifizierungen des an der

Forschungsstelle vorhandenen Lambdameters. In einem Lambdameter wird eine

Schüttgutprobe in einem Messzylinder mit festem Zellenboden einaxial verdichtet.

Über die direkte Messung der Horizontal- bzw. Vertikalspannungen kann das

Horizonalspannungsverhältnis berechnet werden. Das Lambdameter wurde mit

einem, über ein Schubkurbelgetriebe, absenkbaren Zellenboden ausgestattet es

wurden erhöhte Messringe gefertigt und aufwendige Mess- und Regelelektronik

appliziert. Somit können in dem „Modellsilo auf Lambdameterbasis“ hochaufgelöste

Messungen stattfinden, während ein definiert verpresstes Schüttgut-Scheibenelement

durch den Messzylinder gleitet. Im Nachgang an eine Versuchsreihe kann eine Virtual-

Basic-Skript-basierte vollautomatische Ergebnisauswertung mit DIAdem erfolgen.

Die Versuchsergebnisse im Modellsilo zeigen, dass der durch die vertikale Bewegung

initiierte Stick-Slip-Effekt, phasengleich, horizontale Impulse in die Messzylinder-

innenwand einleitet. Diese normal zur Messzylinderinnenwand auftretenden Impulse

können als Anregungsmechanismus für Silovibrationen gesehen werden.

Aufgrund der Möglichkeit im Modellsilo auf Lambdameterbasis vielfach höhere, dem

Spannungsniveau im Silo entsprechende, Normalspannungen aufzubringen als in

konventionellen Schergeräten, konnten für eine Auswahl an, bzgl. der Neigung zu

Silovibrationen kritischen und unkritischen, monodispersen Kunststoffgranulaten die

Erfahrungen aus der Wirtschaft ausnahmslos bestätigt werden. Ist der Stick-Slip-Effekt

bei der Wandreibung von Schüttgütern die Anregungsursache von Silovibrationen,

kann mit dem Modellsilo auf Lambdameterbasis eine gezielte Vorhersage von

Silovibrationen und die Erfassung schüttgutspezifischer Kenngrößen erfolgen.

Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.




2 Forschungsthema

Beim Entleeren von dünnwandigen Metallsilos entstehen bei einigen Schüttgütern

Silovibrationen (Silobeben, Silohupen). Die Silovibrationen gefährden die Sicherheit

des Silobauwerkes oder stören durch Lärmemissionen den Produktionsablauf bzw.

Anwohner.

Die Antragsteller gehen davon aus, dass das Stick-Slip-Verhalten einiger Schüttgüter

bei der Wandreibung, d.h. eine periodisch erfolgende, ruckweise Bewegung des

Schüttgutes, ursächlich für die Silovibrationen ist. Im Vorhaben sollen zunächst mit

Scherversuchen in konventionellen Schergeräten an ausgewählten Schüttgut-Wand-

Kombinationen die Gesetzmäßigkeiten des Stick-Slip-Verhaltens untersucht werden.

Dabei werden während der Scherversuche die Normalspannung N, die

Schergeschwindigkeit vs und der Scherweg ss sowie die Rauheit Ra des

Wandmaterials variiert werden.

Der Nachweis, ob die Stick-Slip-Schwingungen ursächlich für Vibrationen im Silo sind,

soll durch Versuche mit einem Lambdameter geführt werden. Im Lambdameter wird

die Schüttgutprobe einaxial belastet und die resultierende Horizontalspannung, der

Bodendruck und die vertikale Wandreibungskraft gemessen. Zur Nachweisführung

muss das Lambdameter so umgestaltet werden, dass eine Schüttgutprobe während

der Bewegung in einem Messzylinder untersucht werden kann. Entsteht während der

Abwärtsbewegung im Messzylinder Stick-Slip müsste dieser die Messzylinderwand

durch pulsierende Horizontalspannungen anregen.

Wenn nachgewiesen werden kann, dass der Slip-Stick-Effekt bei der Wandreibung

ursächlich für Silovibrationen ist, ergäbe sich erstmals und zwar auf Basis einer relativ

einfachen Prüfmethode im Lamdameter, die Möglichkeit der Vorhersage und damit der

prophylaktischen Vermeidung von Silovibrationen sowie die Voraussetzung für

zielgerichtete Problemlösungen bei vibrierenden Silos. Die Ergebnisse sind damit

unmittelbar nutzbar für Hersteller und Betreiber von Silos, wozu viele kmU in den

unterschiedlichsten Wirtschaftszweigen gehören. Darüber hinaus schafft das

umgestaltete Lambdameter erstmalig die Möglichkeit das Verhältnis von Horizontal- zu

Vertikalspannung unter betriebsrelevanten Bewegungs- und Lastbedingungen zu

messen. Dies kann die Sicherheit der statischen Silodimensionierung verbessern. Die

Ergebnisse des Vorhabens sollen durch Vorträge und Veröffentlichen bekannt

gemacht und in die Lehre übernommen werden.




3 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche

Problemstellung

3.1 Silovibrationen bei der Entleerung von dünnwandigen

Metallsilos

3.1.1 Einteilung von Silovibrationen

Viele Kunststoffe werden aus einer zähflüssigen Schmelze hergestellt. Die Schmelze

wird in dünne Stränge extrudiert, die zu Granulat geschnitten werden.

Produktspezifisch folgen Veredlungsschritte und es entsteht ein Kunststoff-Granulat,

dass bis zur Weiterverwendung in großen Aluminiumsilos gelagert wird [1].

Monodisperse Pulver und Schüttgüter kommen in nahezu allen Industriezweigen vor

und müssen zwischen einzelnen Produktionsschritten gelagert und/oder transportiert

werden. Während des Entleerens dieser Schüttgüter aus dünnwandigen Metallsilos

können Vibrationen entstehen. Um die Sicherheit und Wirtschaftlichkeit von

Siloanlagen zu gewährleisten sind die Anregungsmechanismen der sogenannten

Silovibrationen zu erforschen und Maßnahmen zu finden, diese zu vermeiden oder

zumindest zu dämpfen.

Die Schwingungsphänomene in Siloanlagen lassen sich in Silohupen und Silobeben

einteilen. Beide werden im Folgenden kurz erläutert.

Silohupen

Silovibrationen mit Frequenzen ab ca. 100 Hz sind hörbar und werden Silohupen

genannt. Während des Abziehens von Schüttgut führen einzelne, periodische

auftretende Erschütterungen zum Aufschwingen des Silos. Mit Lautstärken über

110 Dezibel stören diese Lärmemission in erheblichem Maße den laufenden

Produktionsbetrieb sowie angrenzende Anwohner [2-4]. Wenn die Frequenzen der

selbst erregten Schwingungen und die Eigenfrequenz des Silos zusammentreffen,

können Resonanzen auftreten, welche das Silohupen zusätzlich verstärken [5].

Silovibrationen treten vermehrt bei hohen Füllständen, d.h. hohen, normal zur

Silowand wirkenden Horizontalspannungen (σh > 20 kPa) auf. Meist neigen schlanke,

zylindrische Massenflusssilos mit dünnen Metallwänden und hohen Auslaufraten zum

Silohupen [6-9].

Silobeben

Niederfrequente Silovibrationen (bis ca. 10 Hz) werden als Silobeben oder auch

Siloschlagen bezeichnet und wirken als kritische mechanische Beanspruchung auf

das Bauwerk und dessen unmittelbare Umgebung ein [2, 10]. Das Silobeben kann in

periodischen Abständen von Minuten bis Stunden auftreten [5]. Dadurch wirken




unzulässige, zyklische Stoßbeanspruchungen auf das Silofundament und die

Silostruktur, wodurch diese beschädigt und geschwächt werden. Schlimmstenfalls

kann dies zum Silokollaps führen.

Silobeben tritt meist in hohen Massenflusssilos oder in gedrungenen Kernflusssilos

und dort zumeist bei niedrigeren Austragsraten auf. Hier äußert sich das Silobeben

zumeist durch einen pulsierenden Schüttgutfluss, welcher durch das schlagartige

Fließen und Abbremsen des Schüttgutes zustande kommt [11, 12]. Eine hohe

Neigung zu Silobeben haben daher spröde, kohäsionslose Schüttgüter, die auf Grund

dieser Eigenschaften ein schlagartiges Abbremsen während des Ausfließens

ermöglichen. Solche Schüttgüter sind u.a. Mais, Korn, Kohle, Eisenerz, spröde

Plastikpellets, Rapssaat und Roggen [5].

3.1.2 Ursachen für Silovibrationen

Als Ursache für Silovibrationen werden dynamische Effekte angesehen, die durch den

Schüttgutfluss im Silo angeregt werden und in Wechselwirkung mit der Silostruktur

stehen. Bei Kernflusssilos werden Ungleichmäßigkeiten im Fließprofil als Ursache

vermutet, hingegen bei Masseflusssilos „innere Spannungspulsationen“ [9, 13, 14]

und/oder das Oszillieren der Scherkraft zwischen den Reibpartnern

Schüttgut/Schüttgut (innerer Stick-Slip) bzw. Schüttgut/Silowand (Wand-Stick-Slip) [3,

6, 7, 10, 15-17]. Die verschiedenen Anregungsmechanismen werden im Folgenden

detailliert behandelt.

Da granulare Medien teils die mechanischen Eigenschaften von Fluiden und teils die

von Feststoffen besitzen, ist deren Verhalten bzw. die Neigung zu

Schwingungsphänomenen nur schwer voraussagbar. Während die

Geräuschentwicklungen durch konstruktive Eingriffe in die Silostruktur bereits

weitestgehend unterdrückt werden können [18], sind die Ursachen des Silobebens

bisher nicht bekannt.

Stick-Slip bei der Wandreibung (kurz: Wand-Stick-Slip)

Zur Bestimmung der Wandreibung bzw. des Wandreibungswinkels w in Schergeräten

wird eine Schüttgutprobe, belastet von verschiedenen Wandnormalspannungen N

bzw. Normalkräften FN, über eine Wandprobe geschoben (Abbildung 1). Die dafür

notwendige Wandschubspannung bzw. Scherkraft FS wird gemessen.

Forschungsarbeiten zur speziellen Problematik von Wandreibungseffekten werden

u.a. in [19-28] vorgestellt. Wesentliche Einflussgrößen auf die Wandreibung,

charakterisiert durch den Wandreibungswinkel w, sind hiernach:

Oberflächenqualität der Festkörperwand (Rauheit, Richtungsstruktur, Oberflächenprofil, Benetzungseigenschaften)

Oberflächenhärte und Materialart der Festkörperwand und des Schüttguts

Fließfähigkeit des Schüttguts




Abbildung 1: Messung der Wandreibung von Schüttgütern im Jenike-Schergerät [5]

Als Erklärungsansatz für die Entstehung von Silovibrationen ist in den letzten Jahren

der Stick-Slip-Effekt bei der Wandreibung (kurz: Wand-Stick-Slip), dem

sägezahnartigem Oszillieren der Scherspannung , in den Vordergrund gerückt. Die

Stick-Slip-Schwingung kann durch die Amplitude und Anhand der Frequenz f

charakterisiert werden (vgl. Abbildung 2) .

Abbildung 2: Sägezahnartiger Verlauf der Scherspannung bei der Wandreibung [4]

Es gibt Annahmen, dass sowohl das Silobeben als auch das Silohupen durch den

Stick-Slip-Effekt zwischen Silowand und Schüttgut hervorgerufen werden [2, 10, 12].

Nach Schulze müssen für das Auftreten von Stick-Slip zwei Bedingungen erfüllt sein:

1. Die Reibung nimmt mit zunehmender Relativgeschwindigkeit ab (d.h.

Gleitreibung ist kleiner als Haftreibung)

2. Das System muss Schwingungen, für z.B. kleine Dämpfungen zulassen und

elastische Energie speichern können. [5, 16]




VERWIJS et al. [29] entlehnen aus der Tribologie drei Mechanismen, die das Stick-

Slip-Gleiten zwischen zwei relativ zueinander bewegten Festkörperoberflächen

bewirken können:

1. Rauheitsbedingter Stick-Slip:

Die Rauheitserhebungen zweier Oberflächen verhaken sich ineinander (Stick),

nach überschreiten einer kritischen Spannung klinken sie sich aus, es kommt

zur ruckartigen Entlastung (Slip)

2. Adhäsion der Rauheitserhebungen:

Die Rauheitserhebungen zweier Oberflächen gehen einen adhäsiven Kontakt

ein (Stick). Bevor die Adhäsionsstellen der Kontakte während des Scherens

aufbrechen (Slip) müssen die Oberflächen zunächst eine gewisse Distanz

kriechen

3. Geschwindigkeitsbedingter Stick-Slip: s.u. Schulze

Ergänzend zur Tribologie werden die Ursachen und Mechanismen des Stick-Slip-

Effektes bei der Scherbeanspruchung von Schüttgütern in der Fachliteratur z.T.

unterschiedlich interpretiert:

SCHWEDES [30] geht von einer alternierenden Haft- und Gleitreibung aus,

womit unterstellt wird, dass die Gleitgeschwindigkeit in der Stick-Phase gleich

Null wird.

TOMAS [31] sieht den Wechsel zwischen Gleit- und Rollreibung als

wesentlichen Mechanismus an.

BUDNY [32] begründet den Stick-Slip-Effekt als einen Wechsel im elastisch–

plastischen Verhalten der Schüttgüter.

SCHULZE [4, 5] betrachtet eine Abnahme des Reibungskoeffizienten mit der

Relativgeschwindigkeit als Voraussetzung für das Eintreten von Stick-Slip, was

sowohl durch einen mit der Haftzeit zunehmenden Haftreibungsbeiwert als

auch einen mit der Gleitgeschwindigkeit abnehmenden Gleitreibungsbeiwert

unterstützt wird. Dabei nehmen die Stick-Slip-Amplituden der Scherspannung

mit zunehmender Schergeschwindigkeit ab und verschwinden häufig oberhalb

bestimmter Schergeschwindigkeiten.

ŠMID [33] führt das Auftreten von Stick-Slip-Schwingungen eines Schüttguts

gegenüber einer Wand auf die Speicherung der Deformationsenergie infolge

von Adhäsion zurück. In diesem Zusammenhang wird nicht ausgeschlossen,

dass sich die Schergeschwindigkeit eines Schertests auf den Wand-Stick-Slip

hinsichtlich Frequenz und Amplituden auswirken kann.




CHAVEZ-SAGARNAGA et al. [7] untersuchten die Partikel-Partikel und Partikel-Wand-

Wechselwirkungen um das Silohupen mit einfachen Testmethoden vorherzusagen. Im

Fokus stand hierbei ein möglicher Zusammenhang zwischen Silohupen und Stick-Slip-

Reibung. Für die Versuche wurde ein Jenike-Schergerät benutzt. Die verwendeten

Materialien rufen in Siloanlagen Silohupen hervor (Polyethylenterephthalat: PET) bzw.

sind diesbezüglich unkritisch (Polypropylen: PP). Neben dem Silohupen verursachen

die PET-Pellets auch Stick-Slip im Jenike-Schergerät, die PP-Pellets jedoch beides

nicht.

Auch SCHNEIDER [15] erkannte, dass für Produkte die einen Stick-Slip-Effekt bei der

Wandreibung zeigen (z. B. Kunststoffgranulate, Kohle, Zementklinker), bei bestimmten

Spannungsbedingungen eine erhöhte Wahrscheinlichkeit für Silohupen besteht.

Demnach treten die Hupgeräusche während des Ausfließens von Kunststoffgranulaten

dann auf, wenn das Spannungsniveau im Silo die Vertikalspannung von v = 50 kPa

bzw. Horizontalspannung h = 21 kPa überschreitet. Entsprechend zeigen seine

Wandreibungsmessungen mit PET-Pellets gegen AlMg3 eine Stick-Slip-Charakteristik,

wobei sich die Amplitude tendenziell bei Zunahme der Wandnormalspannung

vergrößert.

Bei eigenen Untersuchungen [34] zum Wandreibungsverhalten von Salzgrus

gegenüber einer glatten Wandfläche hing das Stick-Slip-Verhalten von der

Feuchteabsorption aus der Atmosphäre ab. Dabei zeigten frisch getrocknete Proben

keinen Stick-Slip-Effekt. Weiterhin beeinflusst im Fall von PET-Granulat die

Mikrorauheit einer Metalloberfläche die Neigung des Schüttguts zum Wand-Stick-Slip:

So tritt bei glatten Edelstahloberflächen der Stick-Slip-Effekt unmittelbar auf, bei rauen

Oberfläche erst nach längeren Scherwegen oder gar nicht [35].

Die Messung des Stick-Slip-Verhaltens in Schergeräten wird jedoch in jedem Falle

auch von den Eigenschaften des Messgerätes beeinflusst (Systemverhalten) [5]. Dies

betrifft neben der „Elastizität“ der Kraftmesseinrichtung auch z.B. die Gleichförmigkeit

der durch das Gerät aufgeprägten Schergeschwindigkeit.

In den bisher zitierten Arbeiten werden folgende Einflussgrößen auf den Wand-Stick-

Slip von Schüttgütern genannt:

Spannungszustand

Schergeschwindigkeit

Oberflächenzustand des Wandmaterials

Schüttgutvorgeschichte (Zeitverfestigung)

Schüttguteigenschaften (KGV, Form, Partikelrauheit, Fließeigenschaften)

Umgebung (Sonneneinstrahlung / Temperatur und Luftfeuchte)

Steifigkeit der Messapparatur




Eine konkrete Vorhersage von Silovibrationen mit konventionellen Schergeräten ist

nur im eingeschränkten Maße möglich. SCHULZE [5] postulierte in diesem

Zusammenhang:

„Stellt sich im Schergerät [. . . ] keine Slip-Stick-Reibung ein, kann man Slip-Stick im

Silo nicht ausschließen, denn es besteht die Möglichkeit, dass das System ’Schüttgut

im Schergerät’ keine Schwingungen erlaubt [. . . ], das System ’Schüttgut im Silo’

dagegen doch.“ Hinzu kommt, dass die Systemeigenschaften bei

Wandreibungsversuchen im Vergleich zum Silo stark voneinander abweichen. So sind

bei Wandreibungsversuchen unter Laborbedingungen die o.a. Haupteinflussgrößen

weitestgehend konstant, während in einem Silo Spannungen, Gleitgeschwindigkeiten

und Umgebungseinflüsse örtlichen und zeitlichen Schwankungen unterliegen.

Eine andere, gängige Methodik zur Erforschung von Schwingungsphänomenen in

Silos ist daher die Prüfung kritischer Schüttguter auf Stick-Slip-Reibung unter

Verwendung von Modellsilos.

WENSRICH erforschte dazu die Ursachen des Silobebens mit trockenem Sand in

einem Plexiglas-Modellsilo [12]. Während des Silobebens wurde ein Pulsieren des

Schüttgutes gemessen welche durch den Wand-Stick-Slip initiiert werden.

Dem gegenüber stehen die Untersuchungen von MUITE et al. [20]. Hier konnte mit

einem ähnlichen Versuchsaufbau Pulsationen unabhängig vom Wand-Stick-Slip

gemessen werden. Die Messergebnisse zeigen, dass die Frequenz der Pulsationen

eher von dem Fließen des Gutes während Stick-Phase bestimmt wird. Über die

Veränderung der Steifigkeit des Versuchsaufbaues konnte erkannt auch werden, dass

eine Wechselwirkung zwischen der Modellsilowand und dem Schüttgut nicht gegeben

sein muss um Silobeben hervorzurufen. Seinen Beobachtungen nach ist die Stick-

Slip-Frequenz ist abhängig von der Partikelform, der Rauheit und der chemischen

Zusammensetzung des Schüttgutes, aber unabhängig von der Auslaufgeschwindigkeit

des Schüttgutes aus dem Silo. Ebenfalls konnte MUITE, den Stick-Slip-Effekt

zwischen Schüttgut und Silowand sowohl beim Silobeben als auch während des

Silohupens nachweisen.

Auch WILDE et al. [14] untersuchten die Neigung zu Silohupen von trockenem, rauem

Sand beim Ausfließen aus einem zylindrischem Modellsilo. Hierbei wurden die

Auslenkungen der Silowände während des Füllens und des Entleerens mit Sand mit

Beschleunigungssensoren gemessen. Ein Zusammenhang zwischen Stick-Slip-

Reibung und Silohupen war zwar nicht zu erkennen, wird aber auch nicht explizit

ausgeschlossen.

Den Untersuchungen von CHANIECKI et al. [36] zufolge entsteht das Silohupen durch

eine vom Schüttgut initiierte, vertikale Stauchung der Silowand. Wird Schüttgut

abgezogen, d.h. die Haftreibung an der Silowand überschritten, wird die

Vertikalspannung auf die Wand schlagartig verringert und die Stauchung nimmt ab,

wodurch die Silowand nach oben in vertikaler Richtung beschleunigt wird. Gleichzeitig




findet eine Beschleunigung in horizontaler Richtung statt, wodurch die Silowand zum

Schwingen angeregt wird. Dieses Schwingen der Silowand in horizontaler Richtung

kann im hörbaren Frequenzspektrum liegen.

In einigen Untersuchungen [10, 37, 38] trat das Hupen im Modellsilo erst bei einer

bestimmten Füllhöhe auf (ab ca. dem zweifachen des Schaftdurchmessers), welche

als kritische Höhe hc bezeichnet wird. Die kritische Höhe ist dabei von den

Eigenschaften und der Geschwindigkeit des bewegten Schüttgutes abhängig. Mit

zunehmender Abzugsgeschwindigkeit verringert sich die kritische Höhe. Ist die

Gesamthöhe des Silos kleiner als die kritische Höhe, tritt kein Silohupen auf [37].

Dieses Phänomen ist auch aus industriell genutzten Siloanlagen bekannt [3].

Interpartikulärer/- innerer Stick-Slip

Bereits JENIKE [39] beobachtete bei Messungen zur Scherfestigkeit einiger

Schüttgüter ein Oszillieren der Scherkraft FS (innerer Stick-Slip).

Abbildung 3: Prinzip der Scherzelle des Jenike-Schergeräts [5]

Nach Ergebnissen von SCHULZE [4, 5] sind die Scherspannungsschwankungen beim

inneren Stick-Slip mit Schwankungen der Schüttgutdichte in der gleichen Frequenz

verbunden. Beim Anstieg der Scherspannung FS in der Stick-Phase dehnt sich das

Schüttgut aus, mit Beginn des Gleitens (Slip-Phase) erfolgt schlagartig Verdichtung.

Wenn diese periodischen Dichteänderungen auch beim Wand-Stick-Slip auftreten,

resultieren daraus Pulsationen der Schüttgutspannungen.

Diese Pulsationen nimmt TEJCHMANN [18] als eine Ursache der Silovibrationen an.




Schlagartig bewegte Schüttgutmasse

Plötzliche Bewegungen des Schüttgutes gefolgt von dessen schlagartigem

Abbremsen führen ebenfalls zum Silobeben. Hierbei wirken Trägheitskraft der

Schüttgutmasse beim Abbremsen und die Stärke der negativen Beschleunigung auf

die Silostruktur.

Nach WENSRICH [38] ist das Silobeben stark von der Höhe des Silos abhängig,

wobei die Intensität mit steigender Höhe exponentiell zunimmt. In einem hohen Silo

rufen zwei Wellen das Beben hervor. Die so genannte Verdünnungswelle, welche das

Schüttgut herabrutschen lässt und eine Kompressionswelle, welche aus dem

Abbremsen des bewegten Schüttgutes resultiert. Die Verdünnungswelle entsteht meist

im Trichter und breitet sich nach oben hin aus.

Die wirkenden Trägheitskräfte im Silo hängen u.a. von der Art des Schüttgutes ab. Je

steifer ein Schüttgut ist (harte Schüttgüter), desto schneller wird es abgebremst und

desto größer sind die auftretenden, nach unten gerichteten Trägheitskräfte. Bei

feinkörnigeren und verdichtbaren Gütern (weiche Schüttgüter) ist zwar mit geringeren

Trägheitskräften aber auch mit einer zunehmenden Verdichtung durch zunehmende

Spannungen zu rechnen. Deswegen kann es bei feinkörnigem Schüttgut in großen

Silos, in denen große Spannungen herrschen, zu Erschütterungen kommen, während

dasselbe Gut in kleinen Silos ohne Erschütterungen fließt [5].

Auch tote Zonen im Kernflusssilo neigen zu schlagartigen Bewegungen. Dies passiert,

wenn sich der Spannungszustand ändert, z.B. durch den Anstieg der Vertikal- oder

den Abfall der Horizontalspannung [3].

Bei Untersuchungen mit Modellsilos konnte beobachtet werden, dass durch das

plötzliche Absinken der obersten Schüttgutlage die Luft über dem Schüttgut zum

Schwingen angeregt wird. Die Frequenz des Silohupens entsprach hierbei der

Resonanzfrequenz der Luftsäule. MUITE et al. [10] sehen darin eine Ursache für

Silohupen, wobei die Höhe der Luftsäule über dem Schüttgut ausschlaggebend ist für

das Entstehen von Silohupen ist. Fällt die Schüttguthöhe unter die kritischer Höhe,

hören das Pulsieren, sowie das Silohupen abrupt auf.

BUICK et al. konnte dagegen keine Abhängigkeiten der Frequenz des Silohupens von

der Höhe der Luftsäule über dem Schüttgut feststellen [6].

Andere Einflüsse

Eine Ursache für Silovibrationen sieht MUITE et al. [10] unter anderem in dem

Phänomen der „dynamischen Brückenbildung“. Eine Brücke überträgt

Vertikalspannungen, die aus der Schüttgutmasse über der Brücke resultieren,

horizontal auf die Silowand. Erfolgt die Bildung und das Zusammenbrechen einer

Schüttgutbrücke zyklisch, wird das Pulsieren des Schüttgutes auf die Silostruktur

übertragen. Diese daraus resultierende, periodische Anregung der Silowand kann

Silovibrationen initiieren.




Die Auslauföffnung eines Silos sollte daher eine genügende Größe haben, um

Brückenbildung zu vermeiden.

Dilatanz, bzw. das zyklische Ausbilden und Zerfallen von Kraftketten im Schüttgut,

wird in einigen Literaturstellen als Ursache für das Entstehen Silovibrationen

aufgeführt [38, 40, 41]. Beispielsweise nehmen kohäsionslose Schüttgüter, wie Sand,

bereits beim lockeren Einfüllen eine verhältnismäßig dichte Packung ein, die Partikel

sind aufgrund geringer Haftkräfte gut beweglich. Wird dem Partikelkollektiv eine

Scherbeanspruchung auferlegt, werden die Sandkörner anfänglich verdichtet. Es

kommt zur Ausbildung sogenannter Kraftketten. Nimmt die Belastung weiter zu,

schieben sich einzelne Körner zwischen andere, was eine vertikale Ausdehnung zur

Folge haben kann. Je größer die Partikel sind, umso stärker ist die vertikale

Ausdehnung. Kommt es zum Abgleiten zwischen einzelnen Partikeln versagt die

Kraftlinie. Dies geht mit einer Volumenverminderung einher.

Nach Muite et al. [10] zeigt die Volumenausdehnung des Schüttgutes in einem

Modellsilo allerdings keinen Einfluss auf Silovibrationen.

Auch äußere Umwelteinflüsse, wie hohe Sonneneinstrahlung und Luftfeuchte

beeinflussen das Silohupen [5, 42].

Erhöhte Temperaturen führen zu veränderten Festigkeiten (z.B. durch Anbacken) des

Schüttgutes, welche die natürlichen und die selbst erzeugten Frequenzen des Silos

beeinflussen. Ebenso unterliegt das Silomaterial aufgrund der Sonneneinstrahlung

Eigenschaftsveränderungen. Durch die dadurch veränderte Kohäsion können

Spannungen an der Silowand abfallen, was veränderte Fließprofile zur Folge hat.

3.2 Wirtschaftliche Problemstellung

3.2.1 Vermeidung von Silovibrationen

Wie im Kapitel 3.1.2 gezeigt wurde, ist es derzeit nicht möglich, Silovibrationen

anhand normierter Labortests vorherzusagen, da der kausale Zusammenhang

zwischen Einflussgrößen und Vibration derzeit nicht abschließend geklärt ist. Dies hat

zur Folge, dass diese Fließstörungen bei der Auslegung von Siloanlagen nur in

unzureichendem Maße mittels Abschätzungen und Sicherheitsfaktoren berücksichtigt

werden kann.

Werden die Silovibrationen erst im Betrieb einer Anlage bemerkt, sind die damit

verbundenen Folgekosten hoch. Da die Silovibrationen teils erst durch eine

Kombination von Einflussfaktoren hervorgerufen werden, sind Gegenmaßnahmen

entsprechend schwierig abzuschätzen. Im Folgenden sind einige Maßnahmen zur

Vermeidung von Silovibrationen aufgeführt.




Verändern der Silowände

Nach TEJCHMANN [42] sind die Eigenschaften des Schüttgutes, die Beschaffenheit

der Silowand und deren dynamische Interaktion ausschlaggebend für das

Zustandekommen von Silohupen. Bei zunehmender Wandrauheit ist mit geringeren

Amplituden der Silovibrationen zu rechnen. Dies gilt für kohäsive und kohäsionslose

Schüttgüter [36]. Zum Dämpfen des Silohupens werden daher in der Praxis u.a.

bestimmte Innenwandsegmente eines Silos aus Waffelblech eingebaut [15, 18, 43,

44]. Die dadurch geschaffene Erhöhung der Wandrauheit (Makrorauheit) ergibt einen

größeren Wandreibungswinkel w, der zu einer Ausdehnung der Wandscherzone in

das Schüttgut hinein führt und die direkte Schüttgut-Silowand Interaktion verringert

oder ganz unterbindet. Gleichfalls werden die Vertikalspannung sowie der

Horizontaldruck kleiner.

Die Waffelbleche müssen auf das Schüttgut abgestimmt und dort angebracht werden,

wo die größten Spannungspulsationen auftreten. Durch das Aufrauen der

Siloinnenwände mit Waffelblechen ändert sich auch das Fließprofil im Silo. Im Falle

von Kernfluss und rauen Wänden, dämpfen dann die toten Zonen sowie die

Wandscherzonen die Spannungsübertragung zur Silowand und unterbinden so das

Silohupen [36].

Dem entgegen stehen Erfahrungen der Antragssteller aus der Befahrung einer

großtechnischen PET-Siloanlage, deren Zylinderinnenwand überwiegend aus

Waffelblech besteht [43]. Hier wurde zwar während des Entleerungsprozesses kein

Silohupen festgestellt. Vielmehr traten jedoch starke niederfrequente Schwingungen

an der Siloanlage auf (Silobeben).

Verändern der Spannungszustände

Die Intensität von Silovibrationen hängt meist direkt von den im Silo wirkenden

Spannungen ab. Durch die Verringerung der Schüttgutmasse, die ins Rutschen

geraten könnte, z.B. durch die Verringerung der Füllhöhe, werden auch die

Trägheitskräfte und Spannungen im Silo kleiner und somit Silovibrationen

unwahrscheinlicher. Der Nachteil dieser Vorgehensweise besteht in einer geringeren

Nutzungskapazität der Silos.

Andere Möglichkeiten zur Verringerung von Spannungen bieten auch sogenannte

„verdrängende Einbauten“ in Kegel- oder Trichterform [5]. Sie dienen zur

Beeinflussung des Fließprofils, indem sie die Fließzone erweitern. Kegel und Trichter

sind im Siloinneren in der Nähe der Ausflussöffnung angelegt, wo das Schüttgut

zwangsläufig um sie herum fließen muss und sich somit die Fließzone erweitert [43].

Darüber hinaus kann eine größere Auslauföffnung im Silo geschaffen, die dem

Massenstrom angepasst ist, und/oder ein gleichmäßig abziehendes Austraggerät

verwendet werden [5].




Eine letztgenannte Methode, Spannungen im Schüttgut zu verringern, ist das

Hervorrufen von gewollten Erschütterungen. Die kann z.B. durch eine Luftkanone im

Trichter oder Vibratoren geschehen. Diese erzwungenen Erschütterungen fallen meist

geringer aus als beim Silobeben und belasten die Silostruktur entsprechend

weniger [5].




4 Forschungsziel und Ablauf

4.1 Ziel des Projektes

Die Untersuchungen sollen einen Beitrag zur Klärung der Fragestellung leisten,

inwieweit das Wand-Slip-Stick-Verhalten eines Schüttgutes Silovibrationen

hervorrufen kann. Es ist vorgesehen für ausgewählte Schüttgut/Wand-Kombinationen

zunächst mit Scherversuchen die Gesetzmäßigkeiten des Slip-Stick-Verhaltens bei

der Wandreibung, d.h. die Auswirkungen wesentlicher Einflussgrößen

(Normalspannung, Schergeschwindigkeit, Wandrauheit) auf die Parameter des Slip-

Stick-Mechanismus (Amplitude, Frequenz) zu untersuchen. Zur Absicherung der

Arbeitshypothese, dass nur das Wand-Slip-Stick für Silovibrationen ursächlich ist, soll

für die untersuchten Schüttgüter durch Scherversuche mit deutlich weiter variierten

Schergeschwindigkeiten überprüft werden, ob wirklich keine Slip-Stick-Schwingungen

bei der inneren Reibung auftreten.

Der Nachweis, ob die Wand-Slip-Stick-Schwingungen ursächlich für Vibrationen in

parallelwandigen Siloteilen sein können, soll durch Versuche mit einem speziell

modifizierten Lambdameter geführt werden. Im Lambdameter wird eine

Schüttgutprobe einer einaxialen, vertikalen Belastung in einem zylindrischen Gefäß

ausgesetzt und die resultierende Horizontalspannung sowie der Bodendruck und die

vertikale Reibungskraft auf die Wand gemessen. Für die o.a. Nachweisführung muss

dieses Gerät so umgebaut werden, dass die Schüttgutprobe während der Messung

unter den für das Auftreten von Wand-Slip-Stick erforderlichen Spannungen und

Geschwindigkeiten, die zuvor in den Scherversuchen ermittelt wurden, durch den

Messzylinder gleitet. Man simuliert auf diese Weise ein Schüttgut-Scheibenelement im

zylindrischen Schaft eines Silos. Führt Wand-Slip-Stick bei der Gleitbewegung zu

Silovibrationen, muss dies durch zuordenbare Schwankungen der o.a. Messgrößen

nachweisbar sein.

Ausgehend vom gegenwärtigen Kenntnisstand wird erwartet, dass das

Forschungsvorhaben die kausalen Zusammenhänge ermittelt, die zwischen den

„makroskopischen“ Einflussgrößen auf das Slip-Stick-Verhalten, wie Wandrauheit,

Spannungszustand oder Gleitgeschwindigkeit, den daraus resultierenden Slip-Stick-

Parametern bei der Wandreibung (Amplitude und Frequenz) und letztlich der Art und

Intensität der Vibrationsanregungen, die das mit Slip-Stick an der Silowand gleitende

Schüttgut auf die Wand ausübt, bestehen. Die materialwissenschaftliche Erklärung

des Slip-Stick-Phänomens als solches ist nicht Gegenstand des Vorhabens.

Die Überprüfung der Übertragbarkeit der Ergebnisse auf reale Siloanlagen ist, wie

o.a., nicht trivial, da äußerlich feststellbare Schwingungserscheinungen an Silos außer

von der auslösenden Erregung in starkem Maße von den Schwingungseigenschaften

der Siloanlage beeinflusst werden. Eine aus heutiger Sicht als aussichtsreich




erscheinende Möglichkeit wäre die Messung der Wandnormal- und

Wandscherspannungen des Schüttgutes auf die Siloinnenwand im zylindrischen

Siloteil mit Hilfe mehrkomponentiger Spannungsmesszellen /56/, /57/. Damit könnte

bei ausreichend genauer Kenntnis der Rauheit der Siloinnenwand und hochpräzisem

Einbau der Messzelle geprüft werden, ob analoge Schwankungen der Normal- und

Scherspannung auftreten, wie sie nach den Spannungs- und

Geschwindigkeitszuständen aus den Lambdameterversuchen zu erwarten wären.

Derartige Messungen können wegen des beträchtlichen Aufwandes nicht durchgeführt

werden.

4.2 Ablauf des Projektes

Der Ablauf des Projektes gliedert sich in folgende Arbeitspunkte:

A. Literaturrecherche

B. Voruntersuchungen im Ringschergerät

C. Voruntersuchungen im Großschergerät

D. Oberflächenanalytik

E. Beschaffung Messgeräte, Bauteile, etc.

F. Umbau des Großschergerätes

G. Adaption / Einarbeitung in die Messtechnik

H. Lambdameterumbau (mit Konstruktion und Fertigung)

I. Kalibrieren Lambdameter

J. Lambdameterversuche

K. Auswertung, Dokumentation, Berichte




5 Zusammenarbeit mit anderen Stellen

Das Projekt ist eine Arbeit des Institutes für Mechanische Verfahrenstechnik und

Aufbereitungstechnik der TU Bergakademie Freiberg. Neben dieser Forschungsstelle

haben folgende Firmen die Projektbearbeitung durch die Bereitstellung von Know How

und Materialen unterstützt.

BASF Aktiengesellschaft, Carl-Bosch-Str. 38, 67056 Ludwigshafen

Di Matteo Förderanlagen GmbH & Co KG, Römerstr. 6-16, 59269 Beckum

DOW Deutschland GmbH & Co KG, Bützflether Sand 9, 09116 Stade

IWB Werkstofftechnologie GmbH, Carl-von-Bach-Str. 5, 01677 Chemnitz

Schwedes & Schulze Schüttguttechnik GmbH, Pezvalstr. 56, 38104

Braunschweig

Zeppelin Silos & Systems GmbH, Leutholdstr. 108, 88045 Friedrichshafen

An dieser Stelle möchte sich der Autor, Stefan Jäckel, bei allen Bedanken, die bei der

Bearbeitung des Projektes mitgewirkt haben. Insbesondere den Teilnehmer der

Sitzungen des projektbegleitenden Ausschusses

Dr. Johannes Härtl (BASF)

Dr. Luigi Di Matteo (Di Matteo)

Dr. Josef Weber (Dow)

Thilo Süß (IWB)

Harald Heinrici (Schwedes und Schulze Schüttguttechnik)

Hans Schneider (Zeppelin)

sei an dieser Stelle für die zahlreichen, wichtigen Anregungen gedankt.

Dank gilt ebenso den Mitarbeitern, technischen Personal und Laboranten des

Institutes für Mechanische Verfahrenstechnik und Aufbereitungstechnik der TU

Bergakademie Freiberg:

Prof. Dr. Urs A. Peuker

Dr. Thomas Mütze

Ralf Schünemann

Steffen Scholz

Thomas Hantusch

Kevin Bauer

Elisabeth Schmidt




6 Ergebnisse

Im Folgenden werden die Ergebnisse der einzelnen Arbeitspunkte inhaltlich

zusammengefasst. Um die Themen geschlossen zu betrachten, weicht die folgende

Gliederung etwas vom Arbeitsplan ab.

6.1 Versuchsmaterialien

Die Materialauswahl erfolgte anhand von Erfahrungsberichten aus der Wirtschaft. In

der Broschüre "Unerhört leise - das patentierte Antihupsystem von Zeppelin " der

Firma Zeppelin [44] sind verschiedene Schüttgüter, haupsächlich jedoch

Kunststoffgranulate, hinsichtlich Ihrer Neigung zu Silovibrationen aufgeführt. Als

Versuchsmaterialien wurde ein amorphes Polyethylenterephthalat-Granulat (PET),

vorliegend in Kugel- und Cylpepsform, sowie ein Polyethylen-Granulat (PE),

vorliegend in Kugelform, ausgewählt. PET-Granulat ist bekannt dafür, dass es zur

Anregung Silovibrationen neigt [5-7, 44]. PE-Granulat zeigt bezüglich Slilovibrationen

keine Auffälligkeiten.

Tabelle 1: Foto bzw. REM-Aufnahme der verwendeten Kunststoffgranulate

Die Oberfläche der im Projekt hinsichtlich ihrer Slip-Stick-Neigung charakterisierten

Schüttgüter (PE, PET-Kugelform, PET-Cylpepsform) wurde mit dem

Rasterelektronenmikroskop untersucht. Ergebnisse dieser Untersuchungen sind in

Tabelle 1 zusammengefasst. Das PE Granulat hat eine von „Tälern“ durchfurchte

Oberfläche. Diese Täler sind vereinzelt von feinen PE-Brücken abgedeckt. PET-




Kugelgranulat zeigt eine schuppige Oberfläche. Diese lässt sich auch auf der

Grundfläche von PET-Cylpepsgranulat finden, während deren Mantelfläche

herstellungsbedingt (extrudieren) glattgezogen ist.

Im Folgenden soll näher auf die Eigenschaften verwendeten Versuchsmaterialien

eingegangen werden.

Polyethylenterephthalat (PET)

Polyethylenterephthalat (PET) ist ein weltweit wichtiges Zwischenprodukt, das z.B. zur

Herstellung von Fasern und Verpackungen, insbesondere Flaschen und Folien,

eingesetzt wird. Im Jahr 2008 betrug der weltweite Verbrauch an PET etwa 40 Mio.

Tonnen[1]. PET gehört zur Gruppe der Polyester und wird aus den Monomeren

Terephthalsäure und Glykol synthetisiert. Der Aufbau der Polymerketten wird gezielt

verändert, um die Eigenschaften der späteren Produkte zu bestimmen. PET ist polar,

wodurch starke zwischenmolekulare Kräfte existieren, und ein Thermoplast, dass sich

unter Hitze (ca. 250°C) verformen lässt. PET kann sowohl eine amorphe oder auch

halbkristalline Struktur aufweisen. Das halbkristalline PET erscheint opak weiß, besitzt

eine hohe Festigkeit und ist trotzdem gut dehnbar. Amorphes PET erscheint meist

transparent und . hat eine geringere Steifheit und Härte [1].

Die beiden im Forschungsprojekt verwendeten PET-Granulate sind durchscheinend,

wobei das PET-Kugelgranulat einen grünlichen Schimmer aufweist. In eigenen

Untersuchungen (Abbildung 47) wurde mittels Infrarotspektroskopie nachgewiesen,

dass die PET-Kugeln und PET- Cylpeps trotz unterschiedlicher Färbung chemisch

identisch aufgebaut sind. Die PET-Kugeln haben einen Durchmesser von etwa 2 mm

und weisen mitunter Grate auf. Die Cylpeps haben eine zylindrische Form und sind

transparent. Sie haben einen Durchmesser und eine Höhe von etwa 3 mm.

Die beiden in den Untersuchungen verwendeten Kunststoffgranulate wurden von der

Firma DOW zur Verfügung gestellt. Die Feststoffdichte liegt laut Hersteller bei

1,33 g/cm³ und die Schüttdichte bei 0,88 g/cm³. Das PET in Kugelform wird im

Folgenden als PET_k und das PET in Cylpepsform als PET_c bezeichnet.

Polyethylen (PE)

Als im Bezug auf Silovibrationen unkritisches Schüttgut gilt laut [44] Polyethylen (PE).

Polyethylen ist mit einem Anteil von ca. 29 Prozent der weltweit am meisten

produzierte Kunststoff. Im Jahr 2001 wurden 52 Millionen Tonnen hergestellt.

Polyethylen (auch Polyethen) ist ein teilkristalliner thermoplastischer Kunststoff mit

wachsartiger Oberfläche. Er gehört zur Gruppe der Polyolefine. PE wird für die

Herstellung von Behältern, Plastiktüten, Getränkekisten, Mülltonnen, Rohre etc.

verwendet.

Hergestellt wird PE durch Polymerisation des Monomers Ethen. Bei

Zimmertemperatur ist der Kunststoff weich, die Zähigkeit und Chemikalienfestigkeit




des Stoffes sind gut. PE ist ohne zugesetzte Farbpigmente durchscheinend aber nicht

durchsichtig. Je nach Herstellungsverfahren variiert seine Feststoffdichte zwischen

0,90...0,965 g/cm³, wodurch die physikalischen Eigenschaften beeinflusst werden

können. Vorteile bietet der Kunststoff in seiner Geruchs- und Geschmacksneutralität

sowie Lebensmittelechtheit, hohe Transparenz, leichte Verarbeitung, hohe

Verschweißbarkeit, lange Lebensdauer, hohe Belastbarkeit und gute Recyclebarkeit

[24] [25].

Das für Versuche verwendete PE-Granulat ist zylindrisch mit einer Höhe von etwa

2 mm, einem Durchmesser von etwa 4 mm und einer milchig weißen bis

transparenten Farbe.

6.2 Voruntersuchungen

In den Voruntersuchungen wurden für die in Tabelle 1 aufgeführten

Kunststoffgranulate Fließorte und Wandfließorte bestimmt. Währendessen lag der

Fokus auch auf dem gezielten Herbeiführen von interpartikulärer Stick-Slip-Reibung

oder Stick-Slip als Partikel-Wand-Interaktion sowie auf der Ermittlung der dafür

notwendigen Parameter und Umgebungsbedingungen. Im Anschluss daran folgten

Parameterstudien zum Einfluss von Normalspannung, Schergeschwindigkeit und

Oberflächenrauheit auf die maximale Scherspannung, Amplitude und Frequenz des

Stick-Slip-Effektes. Da sich bereits in Testversuchen zeigte, dass das PE-Granulat

weder zu interpartikulären noch zu Wand-Stick-Slip neigt, wurde ein Großteil dieser

Versuche mit den beiden in der Kornform unterschiedlichen PET-Granulaten

durchgeführt.

Abschließend wurden im Rahmen der Vorversuche alle Versuchsmaterialien

Lambdameter untersucht.

6.2.1 Bestimmung der Fließeigenschaften

Verwendete Schergeräte

Zur Bestimmung der Fließeigenschaften der Versuchsmaterialien nach DIN 1055-

6 [45] wurden die zwei der am Institut für Mechanische Verfahrenstechnik und

Aufbereitungstechnik vorhandenen Schergeräte verwendet (Abbildung 4):

Ringschergerät RST01.01 (Fa. Schulze, kurz: RSG), Zellenvolumen

VRSG = 0,55 l

Jenike-Großschergerät (Eigenbau, kurz: GSG), Zellenvolumen VGSG = 5,6 l.




Abbildung 4: Verwendete Schergeräte, links: Ringschergerät, rechts: Jenike-

Großschergerät (vor der Modernisierung).

Im Rahmen des Projektes ist das Jenike-Großschergerät bezüglich Aufbau und

Messwerterfassung grundlegend modernisiert worden, da es als Basis des

Zwischenversuchsstandes diente:

Einbau einer neuen Biegestabwägezelle HBM Z6GC3/500 kg

Montage eines neuen Messverstärkers HBM MVD 2555 im abgeschirmten

Schaltschrank

USB-6215 Messkarte (A/D-Wandler) National Instruments im abgeschirmten

Schaltschrank mit Anbindung zum Messrechner

Montage von Endschaltern zur Begrenzung des Scherweges

Modernisierung und Anpassung der Steuerung im abgeschirmten

Schaltschrank

Beidseitige Montage von Not-Aus-Schaltern

Programmierung einer Messwerterfassung mit LAB-View

Die Aufnahme und Auswertung von Scherkraftverläufen am Jenike-Großschergerät

erfolgt nun rechnergestützt.

Untersuchungen mit dem Jenike-Großschergerät

Für alle zur Verfügung stehenden Kunststoffgranulate wurden im Jenike-

Großschergerät die Fließorte bestimmt. Ein Stick-Slip-Effekt, hervorgerufen durch




interpartikuläre Wechselwirkungen in der Scherzone, konnte weder bei PE noch bei

PET-Granulat gemessen werden. Jedoch konnte der Einfluss der Kornform des PET-

Granulates auf den inneren Reibungswinkel e nachgewiesen werden (Abbildung 5).

Die PET-Kugeln zeigten einen kleineren inneren Reibungswinkel (e = 32°) als die

PET- Cylpeps (e = 34,5°). Die kantigere Form der Cylpeps ermöglicht durch

Verhaken der einzelnen Partikel untereinander die Ausbildung eines „festeren“

Kontinuums während die runden Kugeln leichter aufeinander abrollen.

Abbildung 5: Einfluss der Partikelform auf die Fließorte im Jenike-Großschergerät

In Wandreibungsversuchen wurde der Wandreibungswinkel w in Anhängigkeit der

Wandrauheit für alle Versuchsmaterialien bestimmt. Eine in der Industrie für

Silovibrationen bekannte Schüttgut-Wand-Paarung ist monodisperses PET-Granulat in

Siloanlagen aus AlMg3. Für die Wandreibungsversuche im Großschergerät wurden

daher als Wandproben AlMg3-Platten (d = 1,2 mm) benutzt.

Mit einem handelsüblichen Schwingschleifer und Schleifpapier verschiedener Körnung

wurden auf AlMg3-Wandproben unterschiedliche Rauhigkeiten erzeugt (

Tabelle 2). Der auf den Platten anhaftende Schleifstaub wurde im Anschluss mit

Wasser und einer Bürste entfernt. Die Oberflächenrauheit der für den Silobau

üblicherweise verwendeten AlMg3-Platten liegt im Lieferzustand bei Ra = 0,3 µm. Die

gleiche Wandrauheit wurde für die in den Wandscherversuchen verwendeten AlMg3-

Wandproben gemessen. Die Messung der Wandrauheit erfolgte nach

DIN EN ISO 4287 mit dem Tastschrittverfahren. Dafür wurde das für das Projekt

angeschaffte HOMMEL T1000 Rauhigkeitsmessgerät verwendet.




Tabelle 2: Erzeugte Wandrauhigkeiten für Wandreibungsversuche im Großschergerät

Die Ergebnisse der Wandreibungsversuche mit PET-Cylpeps (Abbildung 6, links) und

PET-Kugelgranulat (Abbildung 6, rechts) im Jenike-Großschergerät sind in ?

dargestellt. Der Wand-Stick-Slip konnte nur für die Kombination PET-Cylpeps/AlMg3-

Platte der Rauhigkeit Ra = 0,6 µm, nach ca. 2 cm Anscheren beobachtet werden. Die

Fehlerbalken in Abbildung 6 links, geben die Amplitude der

Scherspannungsschwankungen (Stick-Slip-Reibung) an. Die PET-Kugeln zeigten in

den Wandreibungsversuchen keinen Slip-Stick-Effekt (vgl. Abbildung 6, rechts),

obwohl auch dieses Material in AlMg3-Silos laut Industrie zu Silovibrationen neigt. Für

glattere Wandproben (Ra = 0,3 µm) bzw. rauere Wandproben (Ra = 1,8 µm) wurde

kein Stick-Slip-Effekt gemessen.

Abbildung 6: Ermittlung der Wandfließorte in Abhängigkeit der Wandrauigkeit mit dem

Großschergerät (Links: PET-Cylpepsform, Rechts: PET-Kugelform)

Die ermittelten Wandreibungswinkel w steigen für beide PET-Granulatformen mit

zunehmender Oberflächenrauheit Ra an. Für die Oberflächenrauheit Ra = 0,3 µm liegt




der Wandreibungswinkel des PET-Kugelgranulates mit w = 7,3° unter dem

Wandreibungswinkel von PET-Cylpepsgranulat (w = 9,5°).

In den anschliessend durchgeführten Versuchsreihen wurden der Einfluss der

Schergeschwindigkeit auf die Stick-Slip-Frequenz f (s. Abbildung 7, links) und der

Einfluss der Schergeschwindigkeit auf die Amplitude des Stick-Slip-

Effektes (s. Abbildung 7, rechts) untersucht. Die Versuche wurden ausschließlich

mit PET-Cylpepsgranulat auf AlMg3- Wandproben der Rauheit Ra = 0,6 µm

durchgeführt, da hier ein stabiler Stick-Slip-Effekt zu erwarten war.

Es wurden die Literaturangaben [4] bestätigt, wonach sich mit steigender

Schergeschwindigkeit die Stick-Slip-Frequenz erhöht. Die Stick-Slip-Frequenzen

selbst sind mit Werten von f < 1 Hz bei einer Schergeschwindigkeit von

vS = 16 mm/min gering im Vergleich zu den Frequenzen von Silovibrationen

(f ≈ 100 Hz). Zudem zeigt sich ein zunehmender Einfluss der Normalspannung auf die

Frequenz des Wand-Stick-Slip mit steigenden Schergeschwindigkeiten. Bei

Schergeschwindigkeiten von vS = 16 mm/min nimmt die Frequenz der Stick-Slip-

Schwingung mit steigender Normalspannung ab (vgl. Abbildung 7, links). Bei einer

Schergeschwindigkeit von vS = 1,3 mm/min ist die Stick-Slip-Frequenz nahezu

unabhängig von der Normalspannung. Die Stick-Slip-Frequenz liegt hier bei etwa

f = 0,05 Hz. Während der Scherversuche äußerte sich dies in einem leisen Knacken

alle 20 s, verursacht durch ein schlagartiges Abfallen der Scherspannung durch einen

Slip-Event.

Abbildung 7: Parametervariationen im Jenike-Großschergerät (Links: Einfluss der

Schergeschwindigkeit auf die Stick-Slip-Frequenz, Rechts: Einfluss der

Normalspannung auf die Amplitude des Stick-Slip-Effektes)

Proportional mit ansteigender Normalspannung steigt die Amplitude des Stick-Slip-

Effektes (vgl. Abbildung 7, rechts), wobei auch hier die Schergeschwindigkeit einen

Einfluss hat. Bei Normalspannungen um N = 20 kPa ist die Stick-Slip-Amplitude bei




einer Schergeschwindigkeit von 1,3 mm/min ca. 30 % höher im Vergleich zur höchsten

untersuchten Schergeschwindigkeit von 16 mm/min ist ) um ca. 1/3. Bei höheren

Normalspannungen verliert die Schergeschwindigkeit an Einfluss auf die Stick-Slip-

Amplitude.

Untersuchungen mit dem Ringschergerät

Die im Ringschergerät ermittelten effektiven Reibungswinkel für PET-Cylpeps (e =

32,3°) und PET-Kugeln (e = 27,9°) liegen im Größenbereich der im Großschergerät

ermittelten Werte (s. Abbildung 8). Da das Scherzellenvolumen der Ringscherzelle

geringer ist als das des Großschergerätes tritt hier die Abhängigkeit der Fließorte von

der Kornform deutlicher zu Tage.

Abbildung 8: Fließortmessungen im Ringschergerät mit PET-Granulat, Einfluss der

Partikelform

Wie im Großschergerät konnte auch während der Bestimmung der Fließorte im

Ringschergerät für alle Versuchmaterialien kein interpartikulärer Stick-Slip-Effekt

gemessen werden.

Die ringförmigen AlMg3-Wandproben für das Ringschergerät wurden von der Fa.

Seidel Werkzeugbau gefertigt. Aufbauend auf die Ergebnisse zum Einfluss der

Oberflächenrauheit im Großschergerät wurden neben dem Lieferzustand der

Wandproben (Ra = 0,3 µm) zwei Abstufungen der Oberflächenrauheit (Ra = 0,6 µm

und 1,8 µm) sowie eine weitere Wandprobe mit Ra = 1,2 µm hergestellt. Die




Oberfläche der Wandproben wurde mittels Korundstrahlen bei dem Mitglied des

Projektbegleitenden Ausschusses IWB Werkstofftechnologie GmbH aufgeraut.

Die Wandscherversuche im Ringschergerät wurden nach DIN1995-6 abhängig von

Wandrauhigkeit und Normalspannung für alle Versuchsmaterialien durchgeführt.

Dabei trat für keines der Kunststoffgranulate ein Stick-Slip-Effekt auf. Beim

Ringschergerät RST01.01 ist das maximale Auflagegewicht auf 25 kg beschränkt. Mit

mittlerer Schüttgutmasse und Masse des Wegsensors entspricht dies einer

Normalspannung von N = 11 kPa. In Anlehnung an [46] wurde maximale

Normalspannung auf N = 40 kPa erhöht, wodurch bei den PET-Cylpeps eine Stick-

Slip-Reibung hervorgerufen werden konnte. Während dieser Stick-Slip-Effekt im

Großschergerät bereits bei Normalspannungen von ca. N = 4 kPa auftritt, tritt er im

Ringschergerät bei gleicher Rauheit der Wandprobe (Ra = 0,6 µm) erst ab ca.

N = 15 kPa auf.

In Abbildung 9 ist auch zu sehen, dass auch hier die Stick-Slip-Amplitude der

Scherspannung mit steigender Normalspannung größer wird. Ein stationäres

Oszillieren der Scherspannung konnte aber erst nach einer Anscherprozedur von ca.

t = 5 min und nur für die Wandproben mit der Oberflächenrauheit von Ra = 0,6 µm

gemessen werden. Für die Messung der Wandreibungswinkel w der beiden PET-

Granulate wurde daher entschieden, vor den Wandscherversuchen jeweils eine

verlängerte Anscherphase (t = 50 min) durchzuführen (Abbildung 10). Hier zeigte sich,

dass nach einer genügend langen Anscherzeit (t > 20min) auch auf der Wandprobe

der Rauheit Ra = 1,2 µm ein stabiler Wand-Stick-Slip auftritt.

Abbildung 9: Stick-Slip-Effekt in Abhängigkeit der Normalspannung




Ein stationäres Fließen mit einem sägezahnartigen Verlauf der Scherspannung konnte

aber erst nach einer Anscherprozedur von ca. t = 5 min und nur für die Wandproben

mit der Oberflächenrauheit von Ra = 0,6 µm gemessen werden. Für die Messung der

Wandreibungswinkel w der beiden PET-Granulate wurde daher entschieden, vor den

Wandscherversuchen jeweils eine verlängerte Anscherprozedur (t = 50 min)

durchzuführen (Abbildung 10). Hier zeigte sich, dass nach einer genügend langen

Anscherzeit (t > 20min) auch auf der Wandprobe der Rauheit Ra = 1,2 µm ein stabiler

Wand-Stick-Slip auftritt.

Abbildung 10: Einfluss der Wandrauheit auf den Stick-Slip-Effekt während einer

verlängerten Anscherprozedur

Es wird vermutet, das Wand-Stick-Slip eine stabile Scherzone zwischen Schüttgut und

Wandprobe vorraussetzt. Mit steigender Wandrauheit kann die stabile Scherzone

durch Umordung einzelner Granulatkörner gestört werden bzw. sich in das Schüttgut

hinein ausdehnen. Bei der rauesten Wandprobe (Ra = 1,8 µm) wird davon

ausgegangen, dass sich die Scherzone wesentlich ins Schüttgut verlagert hat, es

dominieren Platzwechselvorgänge. Ein stabiler, sägezahnartiger Verlauf der

Scherspannung kommt nicht zu stande, vielmehr kommt es hier zu einem

plötzlichen, nicht periodischem Abfallen der Scherspannung . Die Mechanismen, die

diesen Übergang bedingen, konnten im vorliegenden Forschungsprojekt nicht

untersucht und geklärt werden und bilden damit einen Ansatz weiterer

Untersuchungen.




Abbildung 11: Ermittlung der Wandfließorte in Abhängigkeit der Wandrauigkeit mit

dem Ringschergerät (Links: PET-Cylpepsform, Rechts: PET-Kugelform)

Die Ermittlung der Wandreibungswinkel w mit dem Ringschergerät ergaben mit den

Versuchen im Großschergerät vergleichbare Ergebnisse (s. Abbildung 11, Links). Mit

steigender Wandrauigkeit steigt auch der im Ringschergerät gemessene

Wandreibungswinkel.

Der Einfluss der Kornform auf die Wandreibungswinkel ist im Ringschergerät mit

w = 11,2° für PET-Cylpeps und w = 4,3° für PET-Kugeln bei Ra = 0,3 µm auf Grund

des kleineren Scherzellenvolumens deutlicher ausgeprägt als im Jenike-

Großschergerät. Das Auftreten des Slip-Stick-Effekts für PET-Cylpeps beschränkt sich

bei Versuchen mit einer AlMg3-Wandprobe auf einen Rauhigkeitsbereich von

0,6 µm < Ra < 1,2 µm (siehe Fehlerbalken Abbildung 11, Links). Für die Messungen

mit der Wandprobe Ra = 1,7 µm wird, bedingt duch eine automatisierte Auswertung,

die Scherspannungsamplitude des „instabilen“ Stick-Slip als Fehlerbalken angegeben.

Für PET-Kugeln und PE-Granulat konnte im Ringschergerät auch bei verlängerter

Anscherprozedur kein stabiler Stick-Slip gemessen werden (s. Abbildung 11, Rechts).




6.2.2 Zusammenfassung der Ergebnisse aus den Voruntersuchungen

Stick-Slip-Schwingungen können für die vorliegenden Schüttgüter im Rahmen von

Wandreibungsversuchen in konventionellen Schergeräten nur für das PET-

Cylpepsgranulat hervorgerufen werden. Der Einfluss der Oberflächenrauheit Ra, der

Normalspannung N und der Schergeschwindigkeit vS ist in Tabelle 3 schematisch

dargestellt.

Tabelle 3: Übersicht der Einflussgrößen auf den Stick-Slip-Effekt bei der Wandreibung

Um Stick-Slip-Erscheinungen während Wandreibungsversuchen erzeugen zu können,

muss den Ergebnissen zufolge zunächst eine bestimmte Oberflächenrauheit

vorliegen. Bei zu glatten bzw. zu rauen Oberflächen tritt kein Wand-Stick-Slip auf.

Treten Stick-Slip-Schwingungen auf, lassen sie sich in der Frequenz f und in der

Amplitude variieren. So steigt mit steigender Normalspannung die Amplitude bei

gleichzeitiger Verminderung der Stick-Slip-Frequenz an. Es wird daher vermutet, dass

sich durch sehr hohe Normalspannungen auch bei niedrigeren Rauheiten Slip-Stick

einstellen lässt. Die Erhöhung der Schergeschwindigkeit vS verringert die Stick-Slip-

Amplitude bei gleichzeitiger Zunahme der Frequenz f.

Um eine hörbare Stick-Slip-Schwingung z.B. im Großschergerät erzeugen zu können

(f ≈ 100 Hz) müsste demnach die Schergeschwindigkeit mindestens um den Faktor

100 erhöht werden. Gleichzeitig müssten extreme Normalspannungen aufgebracht

werden, da die Erhöhung der Schergeschwindigkeit mit einer Absenkung der Stick-

Slip-Amplitude einher geht. Beides ist mit konventionellen sowie den im Rahmen der

Voruntersuchungen leicht modifizierten Schergeräten technisch nicht umsetzbar, da

diese für exakte Messungen bei deutlich geringeren Belastungen konzipiert sind.

6.2.3 Tribologische Untersuchungen

Ein wichtiger Einflussfaktor für das Auftreten von Stick-Slip ist die Beschaffenheit,

insbesondere die Rauigkeit der Oberfläche der Wandprobe. Wird die Oberfläche einer




Scherbeanspruchung ausgesetzt, finden im Kontaktpunkt durch Abrassion und / oder

Adhäsion über die Beanspruchungszeit Veränderungen an der Wandproben-

oberfläche statt. Mit einem Tribometer (Abbildung 12) wurden diese Veränderungen

der Oberfläche von AlMg3 Wandproben bei langen Scherwegen in Stift-Scheibe

Versuchen betrachtet. Während des Tribometerversuches wird ein PET-Kunststoff-

Zylinder, der auf einem Sensorpaket befestigt ist, mit einer definierten Kraft auf eine

rotierende Wandprobe gepresst. Eine rotierende AlMg3 Wandprobe führt dabei die

Relativbewegung aus.

Abbildung 12: Stift-Scheibe-Versuche Tribometer Versuchsaufbau

Um konstante Materialeigenschaften während der Versuche zu gewährleisten, wurde

durch eine Infrarot-Kamera überprüft, dass die an der PET-Probe entstehende

Reibungswärme nicht die Glasübergangstemperatur von PET (TG = 80°C)

überschreitet [47-49].

Die Analyse beanspruchter Oberflächen und Versuchsmaterialien erfolgte mit dem

Rasterelektronenmikroskop und der FTIR–Spektroskopie (Fourier-Transform-Infrarot-

Spektrometer) [6-7]. Der verwendete PET-Klotz wurde mittels FTIR-Spektroskopie

untersucht, wobei die gleiche chemische Zusammensetzung wie das in

Scherversuchen verwendete PET-Granulat nachgewiesen wurde (Abbildung 47,

Anhang).

In Abbildung 13 ist der Verlauf der Gleitreibungszahl µG zwischen PET und AlMg3

über die Beanspruchungsdauer aufgetragen. Während der ersten Umdrehung der

Wandprobe (t = 15 s) fällt die Gleitreibungszahl auf einen konstanten Wert von etwa

µG = 0,15. Dies ist begründet durch den Einschleifvorgang, bei dem Probe und

Wandmaterial durch tribologische Beanspruchung geglättet werden. Der Anstieg der

Gleitreibungszahl (v = 8 U/min ab ca. 130 s) ist im Überschreiten der

Glasübergangstemperatur durch Reibungswärme begründet. Die

Rotationsgeschwindigkeit während der Versuche wurde mittels

Laserdrehzahlmesser ermittelt.




Abbildung 13: Reibwert für PET auf AlMg3, ermittelt im Tribometer

Durch REM-Aufnahmen konnte gezeigt werden, dass auf der beanspruchten AlMg3-

Wandoberfläche nichtleitende Rückstände in Oberflächenvertiefungen eingelagert sind

(Abbildung 14, links). Mittels Infrarotspektroskopie wurden diese Einlagerungen als

PET identifiziert (Abbildung 14, rechts).

Abbildung 14: links: REM Bild von PET-Ablagerungen auf AlMg3, rechts: FTIR-

Spektrum von Spuren von PET auf AlMg3 (blaue Kurve)

Auf Grund der PET-Einlagerungen verringert sich somit die Rauheit der Wandproben

nach der Beanspruchung. Ein signifikanter Unterschied der Oberflächenrauhigkeit

zwischen blanken Wandproben und beanspruchten Wandproben konnte jedoch mit




dem Tastschrittverfahren im Hommel Tester nicht festgestellt werden. Grund dafür

könnte die zu hohe mechanische Beanspruchung der Ablagerungen während der

Rauhigkeitsmessung mit dem Rauhigkeitsmessgerät HOMMEL T1000 sein. Ein

weiteres Resultat der Untersuchungen mit dem Tribometer ist, dass sich akute

Oberflächenveränderungen erst über sehr lange Zeiträume, d.h. sehr lange

Scherwege bemerkbar machen.

Während der Versuche mit dem Tribometer konnte kein Stick-Slip-Effekt beobachtet

werden. Vermutlich ist die Rotationsgeschwindigkeit der AlMg3 Wandprobe zu hoch,

welche mangels Getriebeuntersetzung am Tribometer nicht weiter reduziert werden

konnte.

6.3 Konstruktiver und messtechnischer Umbau des Lambdameters

zum Modellsilo

Im Rahmen des vorliegenden Forschungsprojektes sollte das am Institut für

Mechanische Verfahrentechik und Aufbereitungstechnik vorhandene Lambdameter

mechanisch und automatisierungstechnisch so weiterentwickelt werden, dass eine

vertikal belastete Schüttgutprobe durch einen verlängerten Messzylinder gleitet. Diese

Bewegung sollte unter den für das Auftreten von Wand-Stick-Slip in Siloanlagen

erforderlichen Spannungen und Geschwindigkeiten erfolgen. Klein- oder

halbtechnische Versuchssilos waren für eine experimentelle Untersuchung der Stick-

Slip-Erscheinungen aufgrund zu niedriger Spannungsniveaus nicht geeignet.

Abbildung 15: Links: Funktionsprinzip Lambdameter (su = 0), Rechts:

Funktionsprinzip modifiziertes Lambdameter (su > 0)

Im Lambdameter wird eine Schüttgutprobe einer vertikalen Belastung durch die Last

(FN,max = 1000 kg) in einem Messring mit festem Zellenboden (DMR = 300 mm,

hMR = 80 mm) ausgesetzt . Der Zellenboden ist dabei nicht mit dem Messring




verbunden. Während der stufenweise erfolgenden Kompaktierung des Schüttgutes

erfolgt über eine voll automatisierte Messprozedur die Aufnahme der resultierenden

Horizontalspannung σh, des Bodendrucks FB und der vertikale Reibungskraft FMR (s.

Abbildung 15, Links, bzw. [50, 51]).

Im Unterschied dazu soll bei einem Versuch im „Modellsilo auf Lambdameterbasis“

das verpresste Schüttgut über einen absenkbaren Zellenboden durch den

Messzylinder bewegt weden (s. Abbildung 15, rechts). Die Auflast FN zum Verpressen

des Schüttgutes wird auch hier durch einen Pneumatikzylinder aufgegeben. In beiden

Fällen werden die Horizontalspannungen direkt über an der Außenwand des

Messzylinders angebrachten Dehnungsmessstreifen (DMS) gemessen. Im Messring

des Lambdameters erfolgt dies auf einer Messebene mit 3 DMS-Vollbrücken. Im

erhöhten Messring des Modellsilos soll die Messung der Horizontalspannungen

während des Ansenkens auf 2 Messebenen mit jeweils 3 DMS-Vollbrücken erfolgen.

Zum Aufstellen einer Kräftebilanz werden zusätzlich die Vertikalspannungen auf

Zellenboden und -deckel sowie die Stützkräfte auf den Messring über Kraftmessdosen

gemessen. Die durch Verpressung auftretenden Volumenverluste des Schüttgutes

und Dilatation während des Abfahrens werden durch laseroptische Wegmessung

aufgezeichnet.

Der Fokus der Untersuchungen mit dem Modellsilo auf Lambdameterbasis liegt in der

Bewertung horizontaler Schüttgut-Wand-Interaktionen, die in der Literatur als eine der

Hauptursachen für die Anregung von Silovibrationen gelten. Dafür ist eine

hochaufgelöste Messung der im Messzylinder auftretenden Horizontalspannungen σh

notwendig, aus denen Ansätze zu den Ursachen der Stick-Slip-Schwingungen und

Modelle für deren Einleitung in die Silostruktur gewonnen werden können. Sind die

kausalen Zusammenhänge bekannt, kann mit Hilfe des Modellsilos eine

labortechnischen Vorhersage von Silovibrationen entwickelt werden.

Die Messungen im Modellsilo auf Lambdameterbasis entsprechen keiner Norm und

weisen im Vergleich zu „planaren“ Messungen in Jenike- und Ringschergeräten

bezüglich der aufzubringenden und zu messenden Spannungen gänzlich andere

Randbedingungen auf. Da das vorhandene Lambdameter ein fein abgestimmter, in

seiner Art weltweit einzigartiger und vor allem voll betriebsbereiter Versuchsaufbau

war, standen vor größeren strukturellen Eingriffen die folgenden, wesentlichen Fragen

im Raum:

1. In welchen Größenbereichen müssen die Parameter Rauheit Ra,

Normalspannung N und Schergeschwindigkeit vS liegen, um bei diesen

veränderten Randbedingungen überhaupt Wand-Stick-Slip zu initiieren?

2. Welche Kräfte treten beim Abziehen des hochverdichteten Scheibenelementes

auf bzw. sind notwendig, um dieses abzusenken?




3. Welcher Antrieb ist notwendig, um ein hochverdichtetes Schüttgut-

Scheibenelement definiert in einem Messzylinder abzusenken?

In Absprache mit dem Projektbegleitenden Ausschuss wurde entschieden, zunächst

einen autonomen Zwischenversuchstand zur betriebsnahen Messung von

Scherkräften in einem Modellsilo zu entwickeln und diesen nach Klärung der oben

aufgeführten Fragen in das Lambdameter zu integrieren.

6.3.1 Zwischenversuchstand zur betriebsnahen Messung der

Wandreibung

Da das im Punkt 6.2.1 beschriebene Großschergerät über einen ruck- und nahezu

spielfreien Spindeltrieb zum Aufbringen der Scherkraft FS verfügt und im Rahmen des

Projektes bezüglich Messwerterfassung grundlegend modernisiert wurde, wurde auch

der Zwischenversuchstand als modularer Aufbau auf das Großschergerät geplant. Im

Zwischenversuchstand soll ein mit einer definierten Normalkraft FN verpresstes

Schüttgut-Scheibenelement der Höhe hSG = 80 mm unter Messung der Scherkraft FS

in einem fest eingespannten AlMg3-Rohr (DMR = 300 mm) abgesenkt werden

(s. Abbildung 16).

Damit der Zwischenversuchstand schnell und günstig gebaut werden konnte, wurde er

zum Großteil aus dem Angebot der Fa. MISUMI (mechanischen Komponenten für den

Sondermaschinenbau und Montageautomation) konstruiert. Die wenigen

Anpassungsarbeiten wurden in der institutseigenen Werkstatt durchgeführt.

Abbildung 16: Funktionsprinzip Zwischenversuchstand

Konstruktion des Zwischenversuchstandes

Das Großschergerät verfügt über einen Linearantrieb, der über 2x7 Getriebestufen

verfügt. Somit ist ein horizontaler Vorschub in Schergeschwindigkeiten von




vS = 1,6…30 mm/min möglich. Die maximal erreichbare Scherkraft FS ist durch den

Messbereich der Wägezelle auf Fsmax = 500 kg begrenzt.

Abbildung 17: Kinematisches Schema eines Schubkurbelgetriebe nach [52]

Für die Erzeugung einer Absenkbewegung im Zwischenversuchstand wurde ein

Linearantrieb mit vertikalem Vorschub benötigt. Da sich der vorhandene, horizonal

verbaute Linearantrieb auf Grund der Getriebeschmierung nicht um 90° drehen ließ,

wurde der Kraftfluss des Linearantriebes verlustfrei mit einem sogenannten

Schubkurbelgetriebe umgelenkt (s. Abbildung 17). Wird der Punkt B vom Antrieb des

Großschergerätes in Richtung des fest gelagerten Drehgelenkpunktes M0 geschoben,

bewegt sich der Punkt A mit der gleichen Geschwindigkeit senkrecht zur

Vorschubrichtung des Antriebes nach unten. Die Schubbewegung entgegen der y-

Achse wird somit bei vollständigem Massen- und Momentenausgleich in eine

Zugbewegung in Richtung der x-Achse umgewandelt.

Die gleichschenkliche Schubkurbel hat den Nachteil, dass sie durchschlagfähig ist.

Aus diesem Grund wurde über die Kopplung des Punktes B an eine Welle und die

vom Großschergerät vorgegebene Begrenzung des Scherweges auf smax = 80 mm in

y-Richtung ein Durchschlagen verhindert. Der Zwischenversuchstand wurde

dreidimensional mit Solid Works konstruiert. Die kompletten Konstruktionszeichungen,

Stücklisten und 3D-Bewegungsstudien des Zwischenversuchstandes sind auf einer




Daten-DVD beigefügt. In Abbildung 18 ist eine Schnittansicht der Konstruktion

abgebildet.

Abbildung 18: Schnittansicht der Solid Works-Konstruktion des Zwischenversuchstand

Entgegen der y-Achse wird vom Antrieb des Jenike-Schergerätes die Scherkraft FS

aufgebracht. Über die Koppelstange Antrieb wird diese Kraft auf das

Schubkurbelgetriebe übertragen und in eine Zugbeanspruchung auf die Koppelstange

Abrieb umgewandelt. Auf der Koppelstange Abtrieb ist ein HBM Zug-

Druckkraftaufnehmer U10M befestigt, darauf der Zellenboden (D = 298 mm). Auf

dieser verlängerten Koppelstange Antrieb sitzt ebenso der an einem Lineargleitlager

befestigte Zellendeckel (D = 298 mm). Die Koppelstange Antrieb endet mit einem

durch eine Kontermutter gesicherten Gewindestab. Über den mit einer Mutter

verschweissten Hebel kann eine Druckfeder vorgespannt werden, durch die das

Schüttgut zwischen Deckel und Boden belastet/verpresst wird. Die Vorspannkraft der

Druckfeder beträgt Fv = 4695 N. Dies entspricht der maximal aufbringbaren

Normalkraft FN und begrenzt die maximal in das Schüttgut einleitbare

Vertikalspannung σv auf σv = 65 kPa. Die Abbildung 48 (Anhang) zeigt den fertig

montierten, modular in das Großschergerät integrierten Zwischenversuchstand.

Die Scherkraft FS, die zum Abziehen des zwischen Zellenboden und Zellendeckel

vorgespannten Schüttgut-Scheibenelementes notwendig ist, wird über den HBM Zug-




Druckkraftaufnehmer U10M gemessen. Die Normalkraft FN kann über einen zwischen

Druckfeder und Spannvorrichtung montierten Kraftmessring KMR 400 der Fa. HBM

eingestellt und kontrolliert werden. Damit dieser und die Druckfeder während des

Vorspannens nicht auf Torsion beansprucht werden, ist ein axiales Rillenkugellager

beigelegt.

Versuchsergebnisse im Zwischenversuchstand

Die Konstruktion des Zwischenversuchstands erlaubt es, über Klemmschrauben

verschiedene Wandmaterialien mit einem kreisförmigen Querschnitt einzuspannen.

Für die Versuche zur Bestimmung der betriebsnahen Wandreibung wurden dazu zwei

außen längsgeschweißte AlMg3 Rohre (DMR = 300 mm, h = 400 mm, b = 3 mm)

gefertigt, wobei ein Rohr die Innenrauheit im Lieferzustand (Ra = 0,3 µm) aufwies, das

andere mit Schleifpapier auf eine Innenrauheit von Ra = 1,0 µm aufgeraut wurde.

Abbildung 19: Versuchsergebnisse im Zwischenversuchstand (Links: Einfluss der

Kornform auf den Stick-Slip-Effekt; Rechts: Einfluss des Granulatmaterials auf den

Stick-Slip-Effekt)

Im Gegensatz zu den Wandreibungsversuchen in den Schergerät konnte im

Zwischenversuchstand für beide PET-Granulatformen (Kugel-und. Cylpepsform)

Wand-Stick-Slip gemessen werden (s. Abbildung 19). Es wird vermutet, dass das im

Zwischenversuchstand verpresste Schüttgut, konstruktionsbedingt während der

Scherbewegung weniger Möglichkeiten für Platzwechselvorgänge hat. Dadurch wird

ein Wandern der Scherzonen vom Wandmaterial ins Schüttgutunterbunden und ein

fest kompaktiertes, „dilatationsfreies“ Kontinuum erzeugt.

Die Abhängigkeit des Stick-Slip von der Wandrauhigkeit zeigt ähnliche Tendenzen wie

in den konventionellen Schergeräten. Mit steigender Wandrauheit erhöht sich die zur

Relativbewegung benötigte Scherspannung. Im Rohr der Innenwandrauheit




Ra = 0,3 µm (Lieferzustand) konnte kein Stick-Slip gemessen werden. Im Rohr der

Innenwandrauheit Ra = 1,0 µm trat ab Normalspannungen von = 20 kPa ein stabiler

Stick-Slip auf.

Die Kornform der PET-Granulate hat offensichtlich auch im Zwischenversuchstand

einen Einfluss auf den Maximalwert der Scherpannung und die Stick-Slip-

Amplitude . Erwartungsgemäß liegt das PET-Kugelgranulat mit beiden Werten unter

denen des PET-Cylpeps.

In Abbildung 19 rechts ist der Materialeinfluss auf den Stick-Slip-Effekt dargestellt. Das

PET-Granulat zeigt dabei unabhängig von der Granulatform Stick-Slip. Das PE-

Granulat zeigt bei gleichen Versuchsparametern keinen Stick-Slip, womit die

Erfahrungen aus der Wirtschaft bezüglich der Neigung eines Schüttgutes zur

Silovibration [44] mit dem Auftreten von Schwingungen im Zwischenversuchstand

übereinstimmten. Wenn ein bei der Wandreibung von Schüttgütern auftretender Stick-

Slip-Effekt ein Hinweis auf die Neigung der Schüttguter zu Silovibrationen ist, könnte

der Zwischenversuchstand somit zu einer einfachen labortechnischen

Vorhersagbarkeit von Silovibrationen beitragen.

Abbildung 20: Einfuss der bewegten Schüttguthöhe auf den Stick-Slip-Effekt

Im Zuge dieser Untersuchungen wurden einige ungewollte Elastitzitäten am

Versuchsaufbau entdeckt und beseitigt. Grund für den nicht-linearen Anstieg der

Scherkraft während des Anscherens (s. Abbildung 19) war z.B. die unzureichend feste

Verschraubung der Basisplatte des Großschergerätes mit dem Grundgerüst. Die




Basisplatte des Großschergerätes wurde darauf hin zusätzlich in horizontaler Richtung

mit einer Schraubverbindung gesichert, wodurch die Anscherkurven (vgl. Abbildung 19

mit Abbildung 20) deutlich glatter verlaufen.

In einer weiteren Versuchsreihe wurde der Einfluss der bewegten Schüttguthöhe auf

den Stick-Slip-Effekt im Zwischenversuchstand und der Einfluss hoher

Normalspannungen auf die Systemsteifheit untersucht (s. Abbildung 20). Dazu wurde

die Druckfeder zum Aufbringen der Normalspannungen durch ein Aluminiumrohr

(D = 50 mm) ersetzt und somit Normalspannungen bis zu N = 350 kPa auf das

bewegte Schüttgut gegeben.

Mit steigender Schüttguthöhe steigt die Fläche der an der Relativbewegung beteiligten

Scherzone und damit auch die zum Abziehen des vorgespannten Schüttgut-

Scheibenelementes benötigte Scherspannung. Ebenso steigt mit größer werdender

Scherfläche die vom System während der Haftphase (Stick) aufgenommener Energie,

welche dann während des Überganges in die Gleitphase (Slip) schlagartig freigesetzt

wird. In den Versuchen mit der Schüttguthöhe hSG = 60 mm äußerte sich dies in

lautem Schlagen. Die hier auftretenden Imulse um = 30 kPa waren so stark, dass

sie mit dem Drucksensor zur Überwachung der Normalspannung messbar waren. Der

Versuch mit einer Schüttguthöhe von hSG = 80 mm musste, um eine Beschädigung der

im Großschergerät verbauten Z6-500 Wägezelle zu verhindern (max = 90 kPa),

abgebrochen werden.

Durch Analyse der Anscherkurven unter diesen extremen Belastungen konnten

weitere Elastitzitäten im Versuchsaufbau ausfindig gemacht werden. So erfolgte die

Verminderung des Spiels im Schubkurbelgetriebe durch das Überarbeiten der

Bohrungspassungen und das Nachziehen aller Schrauben und Muttern mit erhöhten

Anzugsmomenten. Ebenso wurden die Gabelköpfe zur Aufnahme des

Schubkurbelarmes 4 im Drehgelenkpunkt M0 (s. Abbildung 17) horizontal verbreitert,

um der Nachgiebigkeit auf Grund von Torsionsmomenten entgegen zu wirken.

Im Zwischenversuchsstand konnte auch beim Aufwärtsfahren des verpressten

Schüttgutscheibenelementes Stick-Slip-Reibung gemessen werden. Daraufhin wurde

die Steuerung des Großschergerätes (Vor- bzw. Rücklauf) um den Modus „Automatik“

erweitert, womit der maximal zurückgelegte Scherweg von smax = 80 mm durch

kontinuierliches Auf-und-Abfahren verlängert und so den Einfluss von PET-Abrieb auf

der Wandprobe auf den Slip-Stick-Effekt untersucht werden konnte. Da jedoch nach

ca. 6 Pendelbewegungen die Rohreinspannung versagte, wurde von weiteren

Versuchen dieser Art abgesehen.




6.3.2 Konstruktiver Lambdameterumbau

Integration eines Zellenboden- Absenkmechanismus die Lambdameterstruktur

Nach Absprache mit dem Projektbegleitenden Ausschuss sollte in das Lambdameter

der im Zwischenversuchstand bewährte und optimierte, Absenkmechanismus auf

Basis eines Schubkurbelgetriebes integriert werden. Um die Planung der für den

Umbau des Lambdameters zum Modellsilo nötigen Konstruktionen zu erleichtern,

wurde für das Lambdameter ein 3D CAD Modell mit Solid Works erstellt. In Abbildung

21 ist der der Ausgangszustand (Lambdameteraufbau) gezeigt.

Abbildung 21: Versuchsaufbau Lambdameter als Solid Works Modell

Für den Umbau erfolgt zunächst einerseits virtuell in Solid Works als andererseits

auch real im Technikum eine teilweise Demontage des Lambdameteraufbaus. Dabei

wurden der untere Zellenboden samt Trägerbalken sowie die Schüttgutrutschen zur

Entleerung des Lambdameters entfernt. Ebenso wurde die empfindliche Messtechnik

(Messring, Kraftaufnehmer) abgebaut und eingelagert. In Abbildung 22 ist eine

Schnittansicht des fertig geplanten Umbaus gezeigt.

Der Antrieb zum Absenken des Zellenbodens wurde samt Unterbau einem zweiten

Großschergerät entnommen. Der Unterbau wurde weiterhin von der Fa. Seidel

Werkzeugbau auf die erforderliche Höhe gekürzt. Der Antrieb erfolgt über einen

Asyncronmotor (n = 1350 U/min) dessen Drehbewegung über ein schaltbares

Getriebe (26 Stufen) und ein Schneckengetriebe untersetzt wird. Mit einem

Trapezgewinde, welches an einen Schlitten gekoppelt ist (Spindeltrieb), erfolgt die

Umwandlung dieser Drehbewegung in eine horizontale Linearbewegung. Um zu




vermeiden, dass der Spindeltrieb mit unzulässigen Biegemonenten belastet wird,

wurde zwischen Antrieb und Spindeltrieb ein doppeltes Kardangelenk eingefügt. Die

Beugung der beiden Kreuzgelenke ist minimal. Es kann also von einer gleichförmigen

Drehzahlübertragung ausgegangen werden. Der Spindeltrieb wurde auf einer

Unterbaukonstruktion, bestehend aus zwei Längsträgern und zwei Querträgern, in den

bestehenden Aufbau integriert (s. Abbildung 22).

Abbildung 22: Schnittansicht des geplanten Lambdameterumbaus

Das an den Spindeltrieb gekoppelte Schubkurbelgetriebe lenkt dessen

Linearbewegung auf der y-Achse um 90° um. Die Kräfte und zurückgelegten Wege

werden dabei im Verhältnis 1:1 (Antrieb:Abtrieb) übertragen. Erfolgt eine horizontale

Schubbewegung über den Antrieb, wird somit die auf dem Abtrieb des

Schubkurbelgetriebes montierte, durch ein Linearkugellager geführte, Koppelstange

mitsamt Zellenboden abgesenkt. Das Schubkurbelgetriebe ist unter einer Grundplatte

montiert, die fest mit den Längsträgern des Lambdametergestelles verschraubt ist.

Untersuchungen zur Systemsteifigkeit

Die Steifigkeit der mechanischen Komponenten des Modellsilos auf

Lambdameterbasis hat einen maßgeblichen Einfluss auf die Qualität der

Längenmessungen (Dilatation). Gleichzeitig können durch mangelnde

Systemsteifigkeit, d.h. erhöhte Elastizität des Versuchsaufbaus, Slip-Stick-

Erscheinungen, die nicht vom Schüttgut initiiert sind, erzeugt bzw. verstärkt werden.

In der ersten Versuchsreihe nach dem Lambdameterumbau wurde daher der Einfluss

der neu montierten Komponenten auf die Nachgiebigkeit der Lambdameterstruktur




untersucht. Um den Kraftschluss zwischen dem oberen und unteren Zellendeckel zu

gewährleisten wurde ein Stahlzylinder beigelegt. Die Belastung des Systems erfolgte

durch den Pneumatikzylinder mit einer maximalen Auflast von FN,max = 10.000 N, was

einer Vertikalspannung von v = 140 kPa entspricht. Entlang des Kraftflusses wurden

horizontal und vertikal zur Beanspruchungsrichtung Messpunkte gesetzt und deren

Wegabweichung unter schrittweiser Erhöhung der Auflast mit einer Messuhr

dokumentiert.

Die Messungen an der tragenden Struktur (geschweißtes Gerüst aus U-Stahl-Profilen)

ergaben kaum messbare Verformungen im µm-Bereich. Als Schwachstelle erwies sich

der auf dem Schubkurbelgetriebe montierte Zellenboden mit l = 4,5 mm elastische

Stauchung in vertikaler Richtung bei maximaler Auflast. In Abbildung 23 sind die

Ergebnisse dieser Versuchsreihe aufgezeigt.

Abbildung 23: Elastisches Stauchverhalten des Lambdameterbodens

Daraufhin erfolgte eine Analyse der angreifenden und abgehenden Kräfte des

Schubkurbelgetriebes. Um im Modellsilo auf Lambdameterbasis vergleichbar zum

Zwischenversuchstand den Einfluss der bewegten Schüttguthöhe auf den Stick-Slip-

Effekt untersuchen zu können, wurde das Schubkurbelgetriebe anfangs so montiert,

dass ein maximaler Scherweg von smax = 200 mm möglich war. Dies entspricht der

Höhe des erhöhten Messringes abzüglich Zellendeckel- und Zellenbodenhöhe. Wird

das Schubkurbelgetriebe in dieser Stellung (s. Abbildung 24, links) durch die maximale

Auflast FN = Fv = 10.000 N belastet, ergeben sich mindestens doppelt so hohe




Horizontalkräfte, die als Biegemoment auf die Grundplatte des Schubkurbelgetriebes

wirken. Da die Versteifung der Grundplatte deren Neukonstruktion und -fertigung

erfordert hätte, wurden die angreifenden Horizontalkräfte durch eine veränderte

Schubkurbelstellung um mehr als das Vierfache vermindert (s. Abbildung 24, rechts).

Dazu wurde das Schubkurbelgetriebe mit samt Spindeltrieb um s = 120 mm entgegen

der y-Achse verschoben. Gleichzeitig musste die Koppelstange zum Zellenboden um

s = 120 mm verlängert werden. Durch diese konstruktive Veränderungen des

Schubkurbelgetriebes konnte diese Stauchung ohne nennenswerten

Fertigungsaufwand auf l = 0,65 mm reduziert werden (s. Abbildung 23).

Abbildung 24: Auftretende Kräfte in Abhängigkeit der Schubkurbelgetriebestellung

6.3.3 Messtechnik

Konstruktion der erhöhten Messzylinder

Neben der konstruktiven Anpassung des Absenkmechanismus an das Lambdameter-

Grundgestell, war der vorhandene Messzylinder aufgrund seiner zu geringen Höhe zu

für dynamische Messungen ungeeignet. Ziel war ein verpresstes Schüttgut-

Scheibenelement hinreichend weit abzusenken, dass die Wandreibung aktiviert wird.

Der bereits vorhandene Messzylinder im Lambdameter besteht aus V2A-Stahl und

setzt sich aus einem äußeren Stützring und einem inneren, dünnen Messring

(DMR = 300 mm, hMR = 100 mm, B = 2 mm) zusammen. Die neuen Messzylinder

sollten einen ähnlichen Aufbau haben und dazu den folgenden Anforderungen

genügen:

1. Vollständige Kompatibilität mit dem bisherigen Lambdameter

Der vorhandene Messzylinder ist auf drei HBM Z6-200 Wägezellen gelagert.

Der neue Messring muss über die Aufnahmen dieser drei Lagerpunkte

verfügen und auch bezüglich seiner Abmaße in das vorhandene




Lambdametergrundgerüst integrierbar sein. Zusätzlich wurde die volle

Kompatibilität mit dem Einspannsystem des Zwischenversuchstand angestrebt.

2. Wandmaterial Aluminium

Messringe aus V2A-Stahl besitzen ein verleichsweise hohes E-Modul, was

selbst bei der maximalen Auflast (FN = 10.000N) nur relativ kleine Dehnungen

in horizontaler Richtung hervorruft und entsprechend hohe relative Messfehler

nach sich ziehen kann. Um die Horizontalkomponenten des Stick-Slip-Effekt

während des Absenkens eines verpressten Schüttgut-Scheibenelementes

messen zu können, soll daher der erhöhte Messring aus Aluminium gefertigt

werden. Neben den Vorteilen bzgl. der spanenden Bearbeitung während der

Fertigung ermöglicht das um den Faktor 3 geringere E-Modul von Aluminium

bei gleicher Auflast dreifach höhere Dehnungen. Domit wird der optimale

Arbeitsbereich der Dehnmesstreifen besser ausgenutzt. Die daraus

resultierend niedrigeren Fehleranteile am Messsignal ermöglichen weiterhin

deutlich hochauflösendere Messungen .

3. Erhöhung der Messringe auf hMR = 220 mm

Die mindeste Gesamthöhe des erhöhten Messringes hMR ergibt sich aus:

(1)

Mit:

hSG … Schüttguthöhe (70 mm)

smax … gewünschter maximaler Scherweg (80 mm )

hD ... Zellendeckelhöhe (10 mm)

4. Fertigung von zwei Messringen unterschiedlicher Innenrauheit

Ein wichtiger Parameter für das Auftreten von Stick-Slip währen der

Wandreibung ist die Rauheit der Wandprobe. In Voruntersuchungen wurde

versucht, die Oberflächenrauheit der Innenseite der Messringe durch z.B.

Aufspritzen von Schichten und beilegen dünner Bleche zu variieren. Dies hatte

jedoch das Versagen der Kalibierung des Lambdameters zur Folge, wodurch

keine belastbaren Messwerte ermittelt werden konnten.

Die einzige Möglichkeit, die Innenrauheit der erhöhten Messringe zu variieren,

ist somit die Fertigung von zwei Messringen mit unterschiedlicher Innenrauheit.

5. Applizieren von Dehnmessstreifen auf einer zweiten Messebene

Im vorhandene Messzylinder des Lambdameters sind zur Messung der

Horizontalspannungen auf halber Höhe sechs Dehnmesstreifen (DMS) an der




Außenseite des Messringes appliziert. Je zwei DMS sind mit zwei weiteren

DMS am Stützring für die Temperaturkompensation zu einer Vollbrücke

verschaltet. Das heißt, im Messzylinder des Lambdameters werden die

Horizontalspannungen von drei Vollbrücken auf einer Messebene gemessen.

Um Horizontalspannungsänderungen in Abhängigkeit der Position des

verpressten Schüttgut-Scheibenelementes im erhöhten Messylinder messen

zu können, sollen zwei Messebenen genutzt werden, die auf einem Drittel bzw.

zwei Drittel der Messringhöhe liegen. Dazu waren je Messebene je drei

Vollbrücken zu applizieren.

Abbildung 25 zeigt den mit Solid Works erstellten Entwurf eines erhöhten

Messzylinders, der den oben genannten Anforgerungen entspricht. Wie der

vorhandene Messzylinder besteht der erhöhte Messzylinder aus einem dünnen

Messring. Dieser wird von nun zwei den Messring umschließenden Stützringen

getragen. Der Messring ist dazu mit Madenschrauben in die Stützringe gehangen. Um

die Beanspruchung des Messringes auf vertikalen Zug bzw. Druck zu minimieren,

wurde er zusätzlich mit umlaufenden Entlastungsschlitzen versehen.

Abbildung 25: Schnittansicht erhhöhter Messzylinder

Es wurden insgesamt zwei verlängerte Messzylinder aus Aluminium (AlMg4,5Mn) bei

der Fa. Seidel Werkzeugbau gefertigt. Die besondere Herausforderung für den

Fertiger bestand in der Aufgabe die zwei nahtlosen, eigenspannungsfreien und

zugleich sehr dünnen Messringe herzustellen, damit eine Messung mit DMS

überhaupt sinnvoll durchgeführt werden konnte. Die beiden Messringe wurden daher

aus dem Vollen gedreht, besitzen hohe Rundlaufgenauigkeit (< 0,1 mm Abweichung)




und unterscheiden sich im wesentlichen einzig durch die mittlere Rauigkeit der

Innenwand des Messringes (Messring 1: Ra = 0,3 µm und Messring 2: Ra = 1,2 µm).

Die zur Messung der Horizontalspannungen des Schüttgutes auf die

Messzylinderwand benötigten DMS-Vollbrücken wurden von der Fa. HBM auf die

Außenwand der Messzylinder appliziert. Die Temperaturkompensation erfolgt auf der

Innenseite des oberen Stützringes durch die Applikation weiterer DMS

(s. Anforderung 5 oben sowie Abbildung 26).

Abbildung 26: Einzelkomponenten des fertigen erhöhten Messzylinder

Es wurden eine Reihe von Kleinteilen für Umbaumaßnahmen am Lambdameter

beschafft, die jeweils im Wert unter 2.500 € lagen. Dazu gehören ebenso Normteile

zur mechanischen Umsetzung des absenkbaren Zellenbodens sowie die Fertigung

des Stützgerüstes zur Lagerung Absenkmechanismus im Lambdameter (s. Abbildung

22).

Übersicht der Messkanäle

Die um sechs erhöhte Anzahl der DMS-Vollbrücken am Messring sowie die

laseroptische Erfassung der Zellendeckel- bzw. der Zellenbodenposition erforderte die

Erweiterung der bisherigen Messtechnik um entsprechende Messkanäle. Dafür wurde

ein MGCplus–Messverstärkersystem mit 8 Einzelkanalkarten (Typ ML55B)

angeschafft. Die Messdaten der Einzelkanäle werden in einer NI-CompactDAQ-9188

Chassis digitalisiert und über Ethernet dem Messrechner zugeführt. Aufgrund der zu

erwartenden hohen Datenmengen findet keine lokale Speicherung der Messdaten

statt, vielmerh streamt der Messrechner die Messwerte direkt auf einen im

Universitätsrechenzentrum befindlichen Server. Die maximale Samplerate der

Messungen wird dadurch einzig durch die Leistungsfähigkeit des Analog-




Digitalwandlers begrenzt (250 kHz). Insgesamt können die 13 Messkanälen somit

simultan bei einer maximalen Samplerate von 19 kHz arbeiten, was auch die

Messung hochfrequente Schwingungen ermöglicht. Pro Minute Messzeit fallen bei

dieser Abtastrate ca. 25 MB Daten an.

Abbildung 27 zeigt die Anordung der Messensorik am erhöhten Messring

schematisch. Tabelle 4 fasst die Messkanäle und deren Eigenschaften zusammen.

Die Messwerte werden in genau dieser Reihenfolge als Rohdaten gespeichert.

Tabelle 4: Übersicht der Messkanäle

Kanalname Messgröße Sensorart Hersteller Messbereich

U3_oben Auflast Druckzylinder U3 Drucksensor HBM -10…+10 kN

Weg_oben Abstand Deckel Laserwegsensor µ-Epsilon 0…200 mm

Weg_unten Abstand Boden Laserwegsensor µ-Epsilon 0…200 mm

U3_unten Auflast Boden U3 Drucksensor HBM -10…+10 kN

Z6-200_1 Stützlast Messring Z6-200 Wägezelle HBM 0…200 kg



DMS_1 Dehnung Messebene 1 DMS-Vollbrücke HBM +-2000 µm/m






Abbildung 27: Messkanäle Modellsilo




6.3.4 Steuerungs- und Regelungstechnik

Dem bestehenden Mess- und Regelsystem des Lambdameters wurde modular das

Mess- und Regelsystem des Modellsilos auf Lambdameterbasis zugefügt. Damit

konnte das zu Projektbeginn vorhandene Lambdameter komplett erhalten und für

Vergleichsmessungen genutzt werden. Die Steuerung beider Anlagen (Lambdameter

sowie Modellsilo) erfolgt über Lab-View (Fa. National Instruments). Ein Blockschaltbild

des Mess- und Regelsystems zeigt Abbildung 28.

Abbildung 28: Bockschaltbild der Steuerung- und Reglungstechnik des Modelsilo

Lambdameterversuche können so weiterhin mit der bewährten Messroutine

durchgeführt werden. Im Blockschaltbild (Abbildung 28) sind die Komponenten des

Messsystems Lambdameter grün dargestellt. Sollen Versuche im Modellsilo auf

Lambdameterbasis gefahren werden, übernimmt der „Messrechner Modellsilo“ die

Regelung der Auflast und des Absenkmechanismus. Gleichzeitig werden auch die

Messwertsignale der Kraftmessdosen des Messsystems Lambdameter abgegriffen.

Um während der Modellsiloversuche Volumenschwankungen im Schüttgut erfassen zu

können, wurden zwei Laserwegsensoren der Fa. µ- Epsilon an Zellenboden und

Zellendeckel verbaut. Die Versuche im Modellsilo können dadurch nicht nur wie bisher

Kraft- sondern auch Weg-gesteuert erfolgen. Dabei liefern die beiden

Laserwegsensoren im Weg-gesteuert Modus (z.B. für Versuche mit konstantem




Schüttgutvolumen) Regelgrößen für den Absenkmechanismus des Zellenbodens und

den Pneumatikzylinder des Zellendeckels.

In der Regel werden die Versuche im Modellsilo jedoch kraftgeregelt gefahren. D.h.

der U3-Drucksensor auf dem Zellendeckel liefert den Ist-Wert für die Auflast. Es erfolgt

ein Sollwert-Istwert-Abgleich. Fällt bzw. steigt der Istwert gegenüber dem Sollwert wird

die Auflast dementsprechend über einen PID-Regler hochfrequent nachgeregelt. Die

Modifizierung des Lambdameter zum Modellsilo wurde im November 2011

abgeschlossen. Abbildung 29 zeigt das Lambdameter nach dem Umbau.

Abbildung 29: Fertig zum Modellsilo modifiziertes Lambdameter

Testergebnisse mit dem Modellsilo

In den ersten Versuchsreihen mit dem Modellsilo auf Lambdameterbasis wurden die

mechanischen und mess- und regelungstechnischen Modifikationen getestet. Dabei

wurden PET-Cylpeps (hSG = 70 mm, x = 1,5 mm) mit einer Vertikalspannung von

v,soll = 96 kPa beaufschlagt und nach kurzer Haltezeit mit einer konstanten

Geschwindigkeit von v = 4,5 mm/min im Messzylinder 1 (Ra = 0,3 µm) komplett

abgesenkt. Die Versuche erfolgten kraftgeregelt, d.h. die aufgebrachte

Vertikalspannung (U3_oben_kPa) wurde durch einen geschlossenen Regelkreis

während des Absenkens konstant auf vo = 96 kPa gehalten (Abbildung 31).

Die Testversuche wurden mit einer Abtastrate von 2 kHz durchgeführt und ergaben

bereits ein Oszillieren der Vertikalspannungen (s. Abbildung 31) sowie in Phase dazu

eine Spannungsantwort in Horizontalrichtung (s. Abbildung 32). Wie im Rahmen der

Vorversuche beschrieben, trat in konventionellen Schergeräten und PET-Cylpeps

dieser Stick-Slip-Effekt erst bei höheren Rauheiten des Wandmaterials auf.




Die Messwerte beider Laserwegsensoren zeigen das Absenken mit konstanter

Wegänderung, woraus auf eine konstante Schütthöhe des bewegten Schüttgut-

Scheibenelementes geschlossen werden kann. Der in Abbildung 30 gezeigte, am

Zellendeckel gemessene Weg wird größer, da es sich hier um unskalierte Rohdaten

handelt und der obere Laserwegsensor von oben auf den Zellendeckel gerichtet ist.

Der Zellendeckel enfernt sich somit während des Absenkens vom Laserwegsensor.

Der am Zellenboden gemessene Weg wird entsprechend kleiner, da der untere

Laserwegsensor von unten auf den Zellenboden gerichtet ist. Während des

Absenkens beweht sich der Zellenboden dem unteren Laserwegsensor entgegen. Die

gemessenen Wege sind weiterhin noch nicht mit den Korrekturfaktoren der

Laserwegsensoren verrechnet und daher rein qualitativ zu werten.

Ein Oszillieren des Zellenbodens während des Stick-Slip konnte über diese

Wegmessungen nicht nachgewiesen werden, was neben den oben gezeigten

Überlegungen ein Beweis der hohen Systemsteifheit des Absenkmechanismus ist.

Abbildung 30: Ergebnisse Wegmessung im modifizierten Lambdameter

Am Zellenboden wird während des Absenkens des Schüttgutes eine periodisch

schwankenden Vertikalspannung (U3_unten_kPa) gemessen. Die aufsummierten

Messwerte der Z6-Wägezellen, auf denen der Messzylinder gelagert ist, ergibt in der

späteren Versuchsauswertung die Scherkraft Fs. Diese zeigt ebenso einen stabilen

Stick-Slip-Effekt. Der „Slip-Event“ der oszillierenden Scherkraft FS und der „Slip-Event“

der Vertikalspannung liegen in Phase. Die „Stick-Events“ treten dazu entgegengesetzt

auf. Die Kraftverläufe zwischen den „Slip-Events“ sind mit dem konstruktiven Aufbau

des Versuchstandes zu erklären. Die Auflager des Messringes werden während des

Absenkens des Schüttgutes auf Druck beansprucht, die Kraftmessdose unterhalb des




Zellenbodens auf Zug. Die Frequenz der gemessenen Stick-Slip-Schwingung beträgt

ca. 1,6 Hz.

Abbildung 31: Oszillierende Vertikalspannung (Stick-Slip)

Die Stick-Slip-Schwingungen in vertikaler Richtung erzeugen eine Dehnungsantwort

auf dem Messring in horizontaler Richtung (Abbildung 32). Ein Rückschluss auf die

tatächlich anliegenden Horizontalspannungen wird erst durch eine Kalibrierung der

Messzylinder möglich (s. Kapitel 6.4).

Abbildung 32: Antwortimpuls auf Vertikalspannung in Horizontaler Richtung

Weiterhin erklärt sich die fallende Dehnung von Dehnmessstreifen 3 bei gleichzeitig

zunehmender Dehnung von Dehnmessstreifen 6 durch die Abwärtsbewegung des




Schüttgutscheibenelementes im Messring. Am Schnittpunkt beider Zeit-Dehnungs-

Kurven befindet sich das Schüttgutscheibenelement in der Mitte des Messringes, d.h.

beide, vertikal übereinander liegenden DMS werden in etwa gleich belastet.

6.4 Kalibrierung der Messzylinder

Nach einer Kalibrierung der Messzylinder kann eine direkte Berechnung der

Horizontalspannungen aus den gemessenen elastischen Dehnungen erfolgen. Die

Vorgehensweise bei der Kalibrierung wir im Folgenden erklärt.

Vorgehen bei der Kalibrierung

Die Kalibrierung der Messzylinder erfolgt über Luftdruck, indem der zu kalibrierende

Messzylinder mit umlaufenden Dichtlippen sowie Deckeln an der Ober- und Unterseite

des Messringes luftdicht verschlossen wurde (s. Abbildung 33). Die beiden Deckel

wurden weiterhin mit einem Gewindestab auf einen konstanten Abstand von

hSG = 70 mm fixiert.

Über einen Druckluftanschluss am oberen Deckel wird der Messring beim Kalibrieren

selbst mit Druckluft gefüllt. Der Maximaldruck beträgt pmax = 2,0 bar, wobei der Ist-Wert

des Gasdruckes mittels Drucksensor (HBM P11/2bar) überprüft wird. Dieser

Drucksensor wurde vorab von der Fa. HBM in Anlehnung an die DIN EN ISO 10012

kalibriert, um eine hohe Genauigkeit der Kalibrierug des Messrings zu gewährleisten.

Abbildung 33: Kalibriervorrichtungen (Links: Lambdametermesszylinder; Rechts:

Modellsilomesszylinder)

Rekalibrierung des Lambdameter-Messzylinders

Die Kalibrierung des Lambdameter-Messzylinders erfolgte voll automatisch. Die

Abbildung 34 zeigt die Eingabemaske der in Lab-View programmierten

Kalibriersoftware. Die Aufnahme einer Kalibrierkurve erfolgt durch die stufenweise




Anhebung des Luftdruckes in zehn Stufen, wobei ein Druckniveau über zwei Minuten

gehalten wird. Während der homogenen Belastung der Messringinnenwand durch den

Gasdruck erfolgt eine Aufweitung des Umfanges des Messringes.

Abbildung 34: Kalibriersoftware des Modellsilos basierend auf Lab-View

Die daraus resultierenden elastischen Dehnungen el werden mit den an der

Außenseite des Messringes applizierten Dehnmessstreifen (DMS) gemessen. Die

Dehnungen in Zellendeckel und Zellenboden können vernachlässigt werden. Da der

innere Gasdruck an jedem Punkt gleich ist, werden die Werte aller drei DMS-

Vollbrücken eines Druckniveaus gemittelt. Nach dem Erreichen des maximalen

Kalibrierdruckes pKalmax = 0,5 bar = 50 kPa erfolgt die stufenweise Absenkung des

Luftdruckes.

Abbildung 35: Rekalibrierung des Lambdametermessrings (Links: Vergleich der

Kalibrierung von 02/2000 und 02/2012; Rechts: Nullpunktdrift über 24 h)




Die Kalibrierkurve stellt einen Ausschnitt der Hook´schen Gerade dar und muss daher

linear ansteigen bzw. abfallen. Dieser Messablauf wird über einen Zeitraum von 24

Stunden jeweils alle zwei Stunden wiederholt. Das Ergebnis der Kalibrierung ist

schließlich ein Mittelwert aus 12 Druck-Dehnungs-Hysteresen. Die Streuung um den

Mittelwert wird in Abbildung 35 links mit Fehlerbalken angegeben. Anschließend

erfolgt die lineare Regression zur Bestimmung der Funktionsgleichung der

Kalibrierkurve.

In Abbildung 35 links sind Kalibrierkurven aus den Jahren 2000 (Inbetriebnahme des

Lambdameters) und 2012 (Lambdameterumbau) gegenübergestellt. Beide Kurven

unterscheiden sich nur in geringem Maße. Der Nullpunktdrift bei der Kalibrierung (s.

Abbildung 35 rechts) zeigt übliche Schwankungen, weshalb von einer intakten

Temperaturkompensation der Dehnmessstreifen ausgegangen werden kann.

Werden nun Versuche mit Schüttgut gefahren, lässt sich anhand der der

Regressionsgeraden aus der Kalibrierung eine gemessenen Dehnung in µm/m direkt

in eine Horizontalspannung in kPa umrechnen. Im Anschluss wurden ein

Lambdameterversuch mit dem rekalibrierten Messzylinder durchgeführt (s. Abbildung

36). Dafür wurde auch das alte Messerfassungssystem verwendet. In dem Versuche

sollte der Einfluss der strukturellen Eingriffe während des Lambdameterumbaus auf

die Messergebnisse überprüft werden.

Abbildung 36: Einfluss der strukturellen Eingriffe und Rekalibrierung auf die direkte

Messung von Lambda

Wie in Abbildung 36 gezeigt, hat der Lambdameterumbau einen geringen Einfluss auf

die Ermittlung des Horizontallastverhältnisses. Die aufgenommenen Kurven zeigen in

hohen Lastbereichen eine sehr gute Übereinstimmung. In niedrigen Lastbereichen tritt




eine leicht erhöhte Messwertstreuung auf, was z.B. auf Alterungserscheinungen bei

der Verklebung der Dehnmessstreifen zurückgeführt wird.

Kalibrierung der Modellsilomesszylinder

Im März 2012 erfolgt in ähnlicher Art und Weise wie oben beschrieben die Kalibrierung

der erhöhten Messzylinder des Modellsilos. Im Modellsilo auf Lambdameterbasis soll

ein verpresstes Schuttgut-Scheibenelement unter Messung der Horizontalspannungen

abgesenkt werden. Daher erweitert sich die Kalibrierprozedur, neben den

Dimensionen „Druck“ und „Horizontalspannung“ um die Dimension „Höhe“. Aus einer

Schar von jeweils auf unterschiedlichen Höhenniveaus gemessenen Karibrierkurven

wird damit ein Kalibrierfeld.

Für die Kalibrierung der Messzylinder des Modellsilos wurde die Kalibriervorrichtung

mit einer Spindel erweitert (s. Abbildung 33, rechts). Damit können der Zellendeckel

und Zellenboden bei gleichbleibendem Abstand schrittweise im Messzylinder

abgesenkt werden. Eine Kalibrierkurve wird automatisiert wie bei der Kalibrierung des

Lambdametermesszylinders innerhalb von 24 Stunden aufgenommen. Nach der

Messung eines Höhenniveaus wurden Zellendeckel und –boden (hSG = 70 mm) um 5

mm abgesenkt. An den Wendepunkten des Kalibrierfeldes wurden die Schrittweite auf

2,5 mm veringert (s. Abbildung 37, Links). Bei insgesamt 22 Absenkschritten dauerte

die Aufnahme der Kalibrierfeldes für Messring 1 (Ra = 0,3 µm) 22 Tage. Diese

ausgesprochen lange Kalibirierprozedur basierte auf den Erfahrungen der

Kalibrierungen beim Bau des Lambdameters, da sich dort zeigte, dass kürzere

Messzeiten zu deutlichen Verlusten der Messgenauigkeit führen.

Abbildung 37: Links: Kalibrierkennfeld für die DMS Vollbrücke 1, Rechts:

Approximation des Kalibrierkennfeldes mit Origin




Befindet sich das vertikal belastete Schüttgut-Scheibeenelement in oberster Stellung

wird die Obere Messebene des Messrings (DMS1, DMS2, DMS3) maximal auf

Dehnung belastet. Dabei wird die untere Messebene (DMS4, DMS5, DMS6) auf

Stauchung beansprucht, d.h. es werden negative Dehnungen gemessen. Um auch

diese Werte durch das Kalibrierfeld zu beschreiben, wurden die Kalibrierkurven in

Richtung Stauchung lineare extrapoliert. Weiterhin wurde von einer Mittelung der

Kalibrierkurven abgesehen, um die Spannungsverteilung auf dem Messring zu

erfassen,. Jede der 6 Vollbrücken besitzt somit ein eigenes charakteristisches

Kalibrierfeld.

Zur mathematischen Approximation des Kalibrierfelds von Horizontalspannungen

Dehnung des Messrings und Position des Schüttgut-Scheibenelementes wurde eine

Extremwertfunktion der Form

{{

}

{ }}

{{

}

{ }}

(2)

genutzt (s. Abbildung 37, Rechts).

Die Approximation des Kalibrierfeldes erfolgte iterativ mit Origin. Da jede DMS-

Vollbrücke ein eigenes Kennfeld besitzt, variieren folglich die Konstanten der

Funktionsgleichung für jede Vollbrücke leicht. Die Konstanten der sechs Kalibrierfelder

sind im Anhang (VBS-Script) zu finden. Durch umstellen der Gleichung (2) berechnet

sich die Horizontalspannungen nach:

{

( )

{

( )

( )

( )}

}

(3)

Die somit aufgenommenen Kalibrierkennfeld gelten nur für Versuche mit einer

Schüttguthöhe von hSG = 70 mm. Für weiterführende Untersuchungen mit einer

veränderten Schütthöhe müssten die DMS neu kalibriert werden. Aus Zeitgründen

wurde vorerst darauf sowie von einer Kalibrierung des Messzylinders 2 (Ra = 1,2 µm)

abgesehen. Der Messzylinder 2 wurde jedoch in einer Testserie auf seine

Einsatzfähigkeit geprüft. Alle DMS-Vollbrücken funktionieren ordnungsgemäß.




6.5 Virtual Basic Skript – basierte Auswerteroutine zur Ermittlung

der Horizontalspannungen im Messzylinder

Struktur der Rohdaten

Die Berechnung der Horizontalspannungen und anderer Schüttguteigenschaften

erfolgt durch die automatische Bearbeitung der Rohdaten über ein Virtual-Basic-Skript

in der Software DIAdem (Fa. National Instruments). Die Struktur der Rohdaten ist in

Abbildung 38 links abgebildet.

Eine Messreihe besteht einer frei wählbaren Anzahl von Messpunkten. Nach Eingabe

eines Wertes für die maximale Auflast werden die einzelnen Lasteniveaus für jeden

Messpunkt von der Steuerungssoftware berechnet. Während einer Messreihe werden

diese unterschiedlichen Lastniveaus aufsteigend und absteigend abgefahren

(Hysterese). Eine Messreihe beginnt und endet immer mit dem „Messung MP 0“, hier

wird der Zellendeckel mit einer minimalen Auflast (FN = 200 N) auf das Schüttgut

aufgelegt bzw. wieder abgehoben.

Abbildung 38: Links: Struktur der Rohdaten; Rechts: Gefilterte Daten im Datenportal

Während der Aufnahme eines Messpunkts wird die Auflast vom Pneumatikzylinder

durch einen PID-Regler für eine frei wählbare Haltezeit konstant gehalten. Die Daten

der dabei aufgezeicneten 13 Messkanäle dieses Messpunkts werden in der Gruppe




„Messung MP #“ abgelegt. Nach Ablauf der Haltezeit erfolgt der Übergang zur

nächsthöheren und nach Erreichen der maximalen Auflast zum nächstniedrigen

Lastniveau. Die Messdaten, welche während des Anhebens / Senkens der Auflast

werden in der Gruppe „Anstieg“ bzw „Abstieg“ abgelegt. Auch die Zeit für die lineare

Erhöhung der Auflast kann frei gewählt werden.

Für die Ermittlung der Horizontalspannungen sind die Messungen bei konstanter

Auflast „Messung MP #“ ausschlaggebend. Über die Datenbankfunktion in DIAdem

werden somit einzig die Messpunkte in ein Datenportal geladen (s. Abbildung 38

rechts) und einer weiteren automatisch-skriptbasierten Auswertung unterzogen. Der

komplette VBS-Code ist im Anhang abgedruckt.

Das Virtual-Basic-Skript unterteilt sich im wesentlichen in (siehe auch Tabelle 4):

1. Deklaration der globalen Variablen

Messzylinderabmaße, Skalierungsfaktoren für die Laserwegmessung, Formeln

für die Implementierung der Kalibrierung

2. Auszählen der Messpunkte im Datenportal

Die Auswertung der Messpunkte erfolgt nacheinander über eine for-Schleife

3. Berechnung der aktuellen Schütthöhe

Die Messkanäle „Weg_oben“ und „Weg_unten“ werden mittels Tiefpassfilter

zufällige Schwankungen des Messsingals ausgeglichen. Über die Verrechnung

der beiden Kanäle mit den Korrekturfaktoren der Laserwegmessung werden

dann die Schütthöhe im Messzylinder und die Schergeschwindigkeit ermittelt.

4. Berechnung der Vertikalspannungen

Aus den Messkanälen „U3_oben“ und „U3_unten“ können mit der

Auflagefläche des Zellendeckels oder -bodens die Vertikalspannungen an der

Unterseite und Oberseite des Schüttgut-Scheibenelements berechnet werden.

Ebenso werden die Scherspannungen an der Messringinnenwand berechnet.

Dafür werden die Kanäle „Z6-200_1“, „Z6-200_2“ und „Z6-200_3“ summiert

und mit der Messringfläche verrechnet. Abschließend erfolgt eine Anpassung

der Demensionen (kN bzw. kg -> kPa) in den Kanaleigenschaften.

5. Abändern des Datentyp der Messkanäle

Die Messkanäle sind bei der Messwerterfassung vom Typ als „wave-Kanäle“

angelegt, welche jedem Messwert automatisch einen Zeitwert zuordnen. Für

z.B. die Darstellung der Scherspannung über dem Scherweg müssen diese

Kanäle in Messwert und Zeitsignal zerlegt werden. Dazu wird das Zeitsignal




gelöscht und die Messwerte mit dem Wegsignal (Kanal „Weg_unten“) zu einem

wave-Kanal zusammengefügt.

6. Impementierung der Kalibrierung

Aus der approximierten Kalibrierfelder (s.o.), den Dehnungen der jeweiligen

DMS-Vollbrücke (Kanal „DMS_#“) und der Position des Zellendeckels (Kanal

„Weg_oben“) werden die Horizontalspannungen berechnet. Dieser Schritt

nimmt im Skript aufgrund der komplexen Funktionsgleichung je nach

Samplerate der Messpunkte die meiste Zeit in Anspruch. Die komplette

Berechnung der in Abbildung 38 rechts gezeigten Messreihe mit 9

Messpunkten dauerte beispielsweise etwa 20 Minuten.

7. Darstellung der Horizontalspannungen über dem Scherweg

Es erfolgt die Umwandlung von Spannungs-Zeit-Wavekanälen in Spannungs-

Weg-Wavekanäle analog zu Punkt 4.

Im Anschluss an die skriptbasierte Berechnung der Horizontalspannungen erfolgt in

DIAdem eine automatisierte Erstellung eines Messprotokolls.

6.6 Ergebnisse der Messungen im Modellsilo auf

Lambdameterbasis

Untersuchungen zum Stick-Slip-Effektes

In der ersten Versuchsreihe wurde PET_Kugelgranulat mit der maximal möglichen

Vertikalspannung v,max = 115 kPa beaufschlagt und mit der niedrigsten

Schergeschwindigkeit vS = 1,3 mm/min im kalibrierten Messring 1 (Ra = 0,3 µm)

abgesenkt. Für die korrekte Befüllung des Messzylinders mit der Füllhöhe

hSG = 70 mm wurde eine Lehre aus Plexiglas genutzt. Die Auswertung der Messwerte

erfolgte über das im Kapitel 6.5 vorgestellte VBS-Skript mit implementierter

Kalibrierung.

Der über die Wegmessung gelegte Tiefpassfilter zeigt, dass der Stick-Slip-Effekt einen

Einfluss auf die Wegmessung ausübt (s. Abbildung 39), welcher in den Testversuchen

durch das Rauschen der Messsignale (vgl. Abbildung 30) nicht ersichtlich war.

Während des Slip-Events findet also eine geringe, aber messtechnisch signifikant

erfassbare Erhöhung der Schütthöhe hSG von ca. 0,05 mm statt. Damit geht folglich

auch die pulsartige Erhöhung der Schüttgutvolumens VSG während eines Slip-Events

einher.




Abbildung 39: Wegmessung mit Tiefpassfilter

Die Unterscheidung, ob der bereits im Zwischenversuchsstand gemessene Stick-Slip-

Effekt durch Partikel-Wand-Interaktion ausgelöst wird oder vom Versuchsaufbau

initiiert wurde, ist für die Messungen im Modellsilo von fundamentaler Bedeutung.

Daher wurde die Interaktion des Stick-Slip-Effektes mit den Wegverläufen näher

untersucht.

Die Absenkbewegung wird vom unteren Zellendeckel veranlasst, der Zellendeckel

wird kraftgeregelt nachgeführt. In Abbildung 40 oben ist die Wegänderung des

Zellenbodens über die Zeit aufgetragen. Der Tiefpassfilter macht sichtbar, dass die

Wegänderung unter maximaler Auflast (v,max = 115 kPa) terrassenförmig verläuft.

Vergleicht man das im gleichen Zeitbereich gemessene Oszillieren der Scherkraft FS

(s. Abbildung 40 unten) mit der Wegänderung, geht die Wegänderung häufig mit dem

Slip-Event des Schüttgutes einher. Dazu kommen noch Phasen der Wegänderung

während der Haftphase des Schüttgutes (Stick), welche aufgrund der geringen

Verfahrgeschwindigkeit (vs = 1,3 mm/min) offenbar durch ein Spiel zwischen den

Untersetzungsstufen des Antriebes verursacht wird.




Abbildung 40: Einfluss des Stick-Slip-Effektes auf die Wegmessung

Weiterhin wurde zur Klärung der kausalen Ursachen des Stick-Slip

(Schüttgutphänomen oder Versuchsaufbau) der zeitliche Ablauf dieser Stick-Slip-

Verfahrweg-Interaktion ausgewertet. Bei einer Samplerate von 5 kHz1 erfolgte die

Betrachtung der dynamischen Abläufe im Modellsilo auf Lambdameterbasis im

Bereich von Millisekundenbereich. Abbildung 41 zeigt dazu die zeitliche Abläufe

während eines Slip-Events anhand der Verläufe der Scherkraft FS (Kanal „Sum_Z6-

200“) und der beiden Wegänderungen von Zellendeckel ( „Weg_oben“) sowie

Zellenboden („Weg_unten“) über einem identischen Zeitfenster (t = 0,03 s = 30 ms)

aufgetragen. Die Bewegungen des Zellendeckels und des Zellenbodens erfolgen

zeitversetzt nach den Slip-Event an der Messzylinderinnenwand. Damit kann

ausgeschlossen werden, dass der gemessene Wand-Stick-Slip vom Versuchstand

initiiert wird.

1 ein Messwert je 0,2 ms




Abbildung 41: Zeitliche Einordung der Vorgänge während des Slip-Events

Der Slip-Event der Scherkraft FS durchläuft unter den gegebenen Versuchsparametern

innerhalb von ts = 10 ms (ab t = 41,86 s bis 41,87s) drei Phasen:

1. Beschleunigung aus der Haftsphase (Stick) in tH = 0,0025 s = 2,5 ms

2. Gleiten (Slip) (tG = 0,005 s = 5 ms)

3. Abbremsen in die Haftphase (Stick) in tH = 0,0025 s = 2,5 ms

Jeweils am Wendepunkt des Slip-Events, also während der Gleitphase, beginnt die

Reaktion der Wegmessung. Anhand der Kurvenverläufe ist zu sehen, dass das die

vom Slip-Event ausgehende Wegänderung des Zellendeckels wenige Millisekunden

vor der Wegänderung des Zellenbodens statt findet. Die könnte zweierlei Gründe

haben:

1. Die Wegänderung ist mit einer Entlastung des Schüttgutes verbunden. Über

den Zellendeckel wird diese Entlastung im Millisekundenbereich durch den

PID-Regler ausgeglichen.

2. Das Losreisen aus der Haftphase beginnt im oberen Bereich des

Messzylinders und setzt sich als eine Art Schockwelle nach unten fort. Darauf

folgt die Reaktion in der Wegmessung des Zellenbodens.




Um die Laufzeit der unter 2. genannten Schockwelle erfassen zu können, sind

Messungen maximal möglicher Auflösung (19 kHz) notwendig.

In Abbildung 42 sind die berechneten Vertikalspannungen an Zellendeckel (vo) und

Zellenboden (vu) sowie die über die Auflagerkräfte des Messzylinders gemessene

Scherspannung () aufgetragen. Im Modellsilo auf Lambdameterbasis tritt im

Gegensatz zu den konventionellen Schergeräten ein Stick-Slip-Effekt während der

Wandreibung von PET-Cylpepsgranulat auf. Dies geschieht hier bereits in

Wandrauheitsbereichen die der Lieferqualität von gewalztem Aluminiumblech

entsprechen.

Abbildung 42: Gemessenen Vertikalspannungen in Abhängigkeit des Scherweges

Die Stick-Slip-Amplitude ist für Scherspannung und Vertikalspannung am Zellenboden

in etwa gleich, jedoch unterscheiden sich die Spannungsniveaus erheblich. Über 90 %

der durch die Auflast aufgebrachten Vertikalspannung werden direkt auf den

Zellenboden übertragen, der Rest über die Wandreibung auf den Messzylinder. Die

gemessenen Vertikalspannungen erfüllen eine Kräftebilanz, wobei die Summe der

eingeleiteten Spannungen (vo) der Summe der abgeleiteten Spannungen (vu + )

entspricht.




Die Abbildung 43 zeigt das Pulsieren der Horizontalspannung während des

Absenkens des verpressten Schuttgut-Scheibenelementes bei der maximalen Auflast

(Vertikalspannung v,max = 115 kPa).

Abbildung 43: Pulsieren der Horizontalspannungen während des Absenkens

In der Vergrößerung in Abbildung 43 rechts unten ist ein Slip-Event der

Scherspannung s abgebildet, im gleichen Wegabschnitt darüber ein Puls der

Horizontalspannung normal zur Messzylinderwand. Daraus abgeleitet ergibt sich der

Scherweg, welcher während eines Slip-Events zurückgelegt wird zu ss = 1 µm. Mit der

Laufzeit eines Slip-Events vom ts = 10 ms aus Abbildung 41 lässt sich nach

(4)

die durchschnittliche Geschwindigkeit vs des Slip-Events berechnen.

Das Maximum des Horizontalspannungspulses ist beim Abschluss der

Beschleunigung aus der Haftphase erreicht, wonach die Scherspannung linear abfällt.

Da sich der Horizontalspannungspuls vor dem Losreißen der Scherspannung aufbaut,

ließe sich durch die beiden gezeigten Verläufe unterstellen, dass ein Slip-Event durch




ein punktuelles Nachgeben der Messzylinderinnenwand initiiert wird. Diese These

muss jedoch durch weitere Vergleichsmessungen gestützt werden.

Parameterstudien

Wie auch in den Scherversuchen mit den konventionellen Schergeräten wurde der

Einfluss der Parameter

Normalsspannung N (hier Vertikalspannung Zellendeckel vo)

Schergeschwindigkeit vs

Schüttgut (Material und Kornform)

im Modellsilo auf Lambdameterbasis untersucht. Von einer Variation der

Wandrauheit Ra musste auf Grund der noch nicht erfolgten Kalibrierung des

Messringes 2 abgesehen werden.

Die Abbildung 44 zeigt den Einfluss der, über den Zellendeckel aufgebrachten,

Vertikalspannung vo auf die Scherspannung s. Mit steigender Vertikalspannung

steigt auch die zum Absenken des Schüttgut-Scheibenelementes zu überwindende

Scherspannung.

Abbildung 44: Abhängigkeit der Scherspannung von der Vertikalspannung vo




Gleichzeitig lässt sich in Abbildung 44 der Einfluss einer steigenden Vertikalspannung

auf die Amplitude und Frequenz einer Stick-Slip-Schwingung aufzeigen. Bei geringen

Vertikalspannungen (vo = 2,8 kPa) tritt kein Stick-Slip auf. Wird ein

Vertikalspannungsniveau von vo > 32 kPa überschritten, kommt es zur Ausbildung

eines instabilen, d.h. in Frequenz und Amplitude spontan variierenden, Stick-Slip. Ab

einem Spannungsniveau von vo > 60 kPa kann ein stabiler, in Frequenz und

Amplitude konstanter, Stick-Slip-gemessen werden. Steigt die Vertikalspannung

weiter, verringert sich die Frequenz des Stick-Slip-Effektes unter gleichzeitiger

Vergößerung der Amplitude. Diese Abhängigkeiten entsprechen den Ergebnissen aud

den Voruntersuchungen mit konventionellen Schergeräten (s. Tabelle 3). Instabiler

Stick-Slip bei der Wandreibung von PET-Kugelgranulat konnte im Ringschergerät

gemessen werden. (s. Abbildung 10). Die Spannungsniveaus zur Initiierung von

stabilem Stick-Slip (vo > 60 kPa) sind jedoch in konventionellen Schergeräten nicht

realisierbar.

Die Abbildung 45 zeigt den Einfluss der Schergeschwindigkeit auf den Stick-Slip-

Effekt.

Abbildung 45: Einfluss der Schergeschwindigkeit vs

auf die Stick-Slip-Frequenz bzw.

Stick-Slip-Amplitude




Dafür wurde das PET-Kugelgranulat, belastet bei maximaler Vertikalspannung

(vo > 120 kPa) mit der geringstmöglichen Schergeschwindigkeit (vs = 1,3 mm/min)

und mit vs = 18 mm/min im Messzylinder abgesenkt. Es zeigt sich, dass zur

Verdopplung der Stick-Slip-Frequenz eine Erhöhung der Schergeschwindigkeit um

das 14-fache notwendig ist. Mit der Erhöhung der Stick-Slip-Frequenz durch die

Schergeschwindigkeit geht eine Verringerung der Stick-Slip-Amplitude einher. Auch

dieses im Modellsilo auf Lambdameterbasis erzielte Ergebnis zeigt tendenziell die

selben Ergebnisse wie die der Voruntersuchungen mit konventionellen Schergeräten

(s. Tabelle 3).

Alle vorhandenen Kunststoffgranulate (s. Tabelle 1) wurden auf die Neigung zu Stick-

Slip-Schwingungen mit dem Modellsilo auf Lambdameterbasis untersucht. Hinzu

kommt noch ein monodisperses PA6-Cylpepsgranulat mit einer Korngröße von ca.

x = 1 mm. Das Polyamid-Granulat ist eine Probe aus einem hupenden Silo und wurde

vom Projektpartner Fa. Zeppelin zur Verfügung gestellt. Die Versuche wurden mit

maximaler Auflast (vo = 120 kPa) bei einer Schergeschwindigkeit von vs = 1,3 mm/min

gefahren.

Abbildung 46: Einfluss des Schüttgutmaterials und der Kornform auf den Stick-Slip-

Effekt




Die Abbildung 46 zeigt, dass für beide PET-Granulate, unahängig von der Kornform,

Stick-Slip gemessen werden konnte. Ebenso kann der Einfluss der Kornform

abgeschätzt werden. Das PET-Kugelgranulat benötigt eine geringere Scherspannung

für eine Abwärtsbewegung im Messzylinder bei gleichzeitig verminderter Stick-Slip-

Amplitude. Das PA6-Cylpepsgranulat zeigt einen mit dem PET-Cylpepsgranulat

vergleichbaren Verlauf der oszillierenden Scherspannungen. Beide Materialien sind

laut [44] als kritisch bezüglich Silovibrationen eingestuft. PE-Granulat zeigt im Versuch

keinen Stick-Slip. Auch in [44] wird PE-Granulat aus unkritisch bzgl. Der Neigung zu

Silovibrationen aufgeführt.

Wenn das Auftreten von Silovibrationen sich auf die Neigung einiger Schüttgüter zu

Wand-Stick-Slip in Schergeräten zurückführen liesse, könnten Vorhersagen von

Silovibrationen erfolgen, und damit im Vorfeld Gegenmaßnahmen ergriffen werden.

Mit dem Modellsilo auf Lambdameterbasis lassen sich die Erfahrungen aus der

Wirtschaft [44] bestätigen. Mit konventionellen Schergeräten war dies nicht möglich.




6.7 Gegenüberstellung von Zielsetzungen und Ergebnissen

Arbeitspunkt Zielsetzung Ergebnis

A Literaturrecherche Stand der Technik /Forschung

Vergleich verschiedener Herangehensweisen

um Stick-Slip in Schergeräten zu Erzeugen,

Abwägung der Vor- und Nachteile

verschiedener Versuchsaufbauten, Übersicht

über den Stand der Technik im Bezug auf

Messtechnik

B Beschaffung Messgeräte

Bauteile, etc.

Anschaffung Hommel T1000

Rauheitsmessgerät zur

definierten Einstellung bzw.

Kontrolle von

Oberflächenrauheiten für

Wandreibungsversuche

Wandreibungsproben der Rauheiten Ra = 0,3;

0,8; 1,2 und 1,8 µm

C Umbau des Großschergerätes

Test eines Absenkmechanismus

auf Basis eines

Schubkurbelgetriebes

Schubkurbelgetirbe eignet sich für die definierte

Absenkung eines Schüttgut-Scheibenelementes

Erhöhung der Steifigkeit des

Schubkurbelgetriebes

Eliminierung von Elastitzitäten in den

Messergebnissen

Betriebsnahe Messung von

Stick-Slip

Parametervariationen im

„Zwischenversuchstand“ zeigen ähnliche

Zusammenhänge mit den Messungen in

konventionellen Schergeräten, Stick-Slip auch

bei PET-Kugelgranulat

D Adaption / Einarbeitung

Messtechnik

Grundlagen in LabView,

DIAdem, Virtual Basic

Messoftware, Steuerungssoftware für

Lambdameter erstellt, Skript für Automatisierte

Auswertung der Messdaten geschieben.

E Oberflächenanalytik

Überprüfung der

Oberflächenveränderung nach

tribologischer Beanspruchung

FTIR- und REM-Analysen zeigen PET feste

Rückstände auf AlMg3 Oberfläche

F Lambdameterumbau mit

Konstruktion und Fertigung

Messung der

Horizontalspannung währen des

Absenkens eines verpressten

Schüttgut-Scheibenelementes

Lambdameter komplett dreidimensional mit

Solid Works konstruiert, Planung und

Inplementierung des Absenkmechanismus,

Hochauflösende Messtechnik appliziert

G Voruntersuchungen

Ringschergerät Einfluss der Parameter

Normalspannung, Wandrauheit

und Schergeschwindigkeit auf

den Stick-Slip-Effekt

Steigende Normalspannung vergrößert Stick-

Slip- Amplitude bei Herabsetzung der S-S-

Frequenz,

Steigende Wandrauheit hat Einfluss auf S-S-

Amplitude, Steigende Schergeschwindigkeit

erhöht S-S-Frequenz bei Herabsetzung der S-S-

Amplitude

H Voruntersuchungen

Grossschergerät

I Kalibrieren Lambdameter

Direkte Berechnung von

Horizontalspannungen aus

Dehnungen

Kalibrierkennfeld aufgenommen,

Funktionsgleichung des Kalibierkennfeldes über

Approximation ermittelt, Direkte Berechnung der

Horizontalspannungen über umgestellte

Funktionsgleichung mittels VBS-Skript möglich

J Lambdameterversuche

Anregungsmechanismen Stick-

Slip, Betrachtungen zur

Systemsteifheit

Horizontalkomponente des Stick-

Slip im Messzylinder messen

Zeitliche Abfolge von Schwingungen durch

hochaufgelöste Messungen geklärt, Einfluss des

Versuchsaufbaus auf das zustandekommen von

Stick-Slip minimal, Horizontalkomponente des

Stick-Slip nachgewiesen, Möglichkeit der

Vorhersage von Silovibrationen mit dem

modifizierten Lambdameter gegeben




7 Verwendung der Zuwendungen

Wissenschaftlich-technisches Personal

Die wissenschaftlichen Mitarbeiter wurden benötigt, um das Forschungsvorhaben

wissenschaftlich zu bearbeiten. Dazu gehört die grundsätzliche Konzipierung des

Projektes einschließlich der erforderlichen Geräteumrüstungen und der Mess-

Steuer- und Auswertesoftware ebenso wie die Planung, Überwachung und

Auswertung der experimentellen Arbeiten an den Schergeräten und am

Lambdameter. Das erfordert auch die Anleitung der zugeordneten Mitarbeiter.

Darüber hinaus soll der wissenschaftliche Mitarbeiter auf Basis der Ergebnisse

Ansätze für eine modellmäßige Betrachtung des Problems der Slip-Stick-

Schwingungen bei der Wandreibung sowie der Silovibrationen erarbeiten.

Der Mitarbeiter, bzw. die Mitarbeiterin ist während der Projektlaufzeit von 27 Monaten

auch 27 Monate Vollzeit mit diesem Projekt beschäftigt.

Seine Aufgabe ist weiterhin die konstruktive Vorbereitung der erforderlichen

Geräteumbauten, die Anleitung der mechanischen und elektrotechnischen Arbeiten

am Lambdameter und den Schergeräten, die Kalibrierung der neuen Lambdameter-

Messringe.

Für die Softwareerarbeitung für das Messdatenerfassungs- und Automatisierungs-

System auf PXI-Basis (PXI-System) am Lambdameter, die Implementierung des

resultierenden Kennfeldes in das Programm sowie die Erprobung des

Lambdameters bis zur Nutzbarkeit durch den Laboranten hat der wissenschaftliche

Mitarbeiter die grundsätzliche Linie zu erarbeiten. Letztlich ist der wissenschaftliche

Mitarbeiter für die Versuchsauswertung und die Erarbeitung des Berichtes

zuständig.

Technisches Personal

Der Techniker ist für die konstruktive und automatisierungstechnische Umgestaltung

des Lambdameters und die elektrotechnischen Installationsarbeiten sowie die darüber

hinaus anfallenden Konzeptumsetzungen an den vorgesehenen Geräten und

Anlagenteilen unter Anleitung des wissenschaftlichen Mitarbeiters erforderlich.

Der Techniker ist ebenfalls unter Anleitung des wissenschaftlichen Mitarbeiters für die

Adaption und Einarbeitung der Messtechnik sowie für die Kalibrierung des

Lambdameters zuständig. Weiterhin ist er für die weitgehend eigenständige

Durchführung und Erstauswertung der Scherversuche sowie später der

Lambdameterversuche vorgesehen (Da mehrere Schergeräte und das Lambdameter

als hochkomplizierte Einrichtung bedient werden müssen, ist ein mit

schüttguttechnischen Untersuchungen erfahrener Techniker erforderlich). Auf Grund

des umfangreichen Arbeitspensums des Technikers wird dieser mit einem Umfang




von insgesamt 20 Mannmonaten im Vorhaben beschäftigt, damit sich der

wissenschaftliche Mitarbeiter für eine effektive Projektabwicklung auf seine

Kernaufgaben konzentrieren kann.

Studentische Hilfskräfte

Der zu erwartende große experimentelle Umfang der Arbeiten erfordert den Einsatz

von studentischen Hilfskräften zur Durchführung von standardisierten

Experimenten bei den geplanten Versuchsreihen mit den vorgesehenen

Versuchsgeräten und -anlagen. Nur so kann die benötigte Datenbasis in diesem

noch nicht vollständig erfassten Feld erstellt werden. Zusätzlich fallen Aufgaben in

den Bereichen Literaturrecherche, Datenaufarbeitung und Erstellung von

Diagrammen an, für die ebenfalls studentische Hilfskräfte benötigt werden. Die

studentische Hilfskraft wird im Projekt je nach Arbeitsanfall in den einzelnen

Teilschritten insgesamt 21 Mannmonate zu 86 h im Monat beschäftigt.

Die Fördermittel und das Personal wurden zielorientiert und adäquat, den Aufgaben

angemessen eingesetzt. Die von uns durchgeführten Arbeiten waren notwendig und

angemessen. Gewerbliche Schutzrechte wurden nicht erworben und sind nicht

beabsichtigt.




8 Wissenschaftlich-technischer Nutzen

Es ist bis heute nicht möglich, das Auftreten von Silovibrationen vorherzusagen. Wenn

nachgewiesen werden kann, dass der Slip-Stick-Effekt bei der Wandreibung

ursächlich für Silovibrationen ist, ergäbe sich erstmals, und zwar auf Basis einer relativ

einfachen Prüfmethode, die Möglichkeit der Vorhersage und damit der

prophylaktischen Vermeidung von Silovibrationen sowie die Voraussetzung für

zielgerichtete Problemlösungen bei vibrierenden Silos.

Darüber hinaus schafft das umgestaltete Lambdameter erstmalig die Möglichkeit, den

Seitendruckbeiwert, das Verhältnis von Horizontal- zu Vertikalspannung, unter

betriebsrelevanten Bewegungs- und Lastbedingungen zu messen, was die Sicherheit

der statischen Silodimensionierungen verbessern kann.

Um den Nachweis zu führen, dass der Slip-Stick Effekt bei der Wandreibung von

Schüttgütern ein Anregungsmechanismus von Silovibrationen ist, sind Messungen der

Horizontal- und Vertikalspannungen während der Schüttgutbewegung notwendig. Dies

soll in einem modifizierten Lambdameter erfolgen. Um damit ausschließlich vom

Schüttgut erzeugte Schwingungseffekte zu messen sind Kenntnisse bzgl. der

Steifigkeit des Versuchsaufbaues, das Wissen über die Auswirkung tribologischer

Effekte im Bereich des Partikel-Wand-Kontaktes und eine hochauflösende

Messtechnik bzw. ein statistisch abgesichertes Messverfahren von Nöten. Der

Lambdameterumbau erfolgte unter Einbeziehung dieser Vorgaben.




9 Wirtschaftlicher Nutzen für KMU

Viele Planer, Hersteller und Betreiber von Silos und ähnlichen schüttguttechnischen

Anlagen, sind heute zu den KMU zu rechnen. Aus den erwarteten Ergebnissen des

Forschungsvorhabens können Schlussfolgerungen zur Vermeidung von

Silovibrationen durch Verhinderung von Slip-Stick abgeleitet werden. Die

Forschungsergebnisse können so zur Verbesserung der statischen Sicherheit und

Funktionssicherheit von Förder- und Siloanlagen führen. Sie sind damit unmittelbar

nutzbar für viele KMU und stärken so ihre Wettbewerbsfähigkeit.

Darüber hinaus bietet das umgestaltete Lambdameter erstmalig die Möglichkeit, den

Seitendruckbeiwert, das Verhältnis von Horizontal- zu Vertikalspannung, unter

betriebsrelevanten Bewegungs- und Lastbedingungen zu messen, was zusätzlich zum

o.a. Effekt die Sicherheit der statischen Silodimensionierungen verbessert.

Auswahl geeigneter Materialkombinationen zur Vermeidung von Silovibrationen. Das

hätte Bedeutung für die nachstehenden Fachgebiete bzw. Wirtschaftszweige:

Rohstoffe, Werkstoffe/Materialien Chemie, Verfahrenstechnik,

Lebensmitteltechnik, Konstruktion und Produktion

(10) Kohlebergbau, (15) Ernährungsgewerbe, (24) Chemische Industrie,

insbesondere Kunststoffindustrie, (26) Verarbeitung von Steinen und Erden und

(45) Baugewerbe




10 Innovativer Beitrag der Ergebnisse zu industriellen

Anwendungsgebieten

Aus den erzielten Ergebnissen können Schlussfolgerungen zur Vermeidung von

Silovibrationen durch Verhinderung von Slip-Stick abgeleitet werden. Sie sind damit

unmittelbar nutzbar für die Hersteller und Betreiber von Silos und ähnlichen

schüttguttechnischen Anlagen. Von Bedeutung sind die Ergebnisse auch für die

Produzenten von Verschleißschutzmaterialien, die evtl. im o.a. Sinne zur

zweckmäßigen Auskleidung derartiger Betriebsanlagen verwendet werden können.

Die Forschungsergebnisse können so zur Verbesserung der statischen Sicherheit und

Funktionssicherheit von Förder- und Siloanlagen durch Optimierung der

Oberflächenrauheit des Wandwerkstoffes in bezug auf das Schüttgut führen.

Werden Silovibrationen vermieden, ist z.B. auch die Verwiegung des Massestroms

beim Siloaustrag wesentlich besser und genauer möglich, als bei vibrierenden Silos.

Darüber hinaus bietet das neuartige Lambdameter die Möglichkeit, den für statische

Silodimensionierungen wichtigen Seitendruckbeiwert auch unter betriebsrelevanten

Bewegungsbedingungen zu messen, was die Sicherheit der Silodimensionierung

erhöht.

Da in kleinen und mittleren Betrieben eine Vielzahl von Silos eingesetzt wird, könnten

die aufgeführten Verbesserungen bei Auslegung und Betrieb dieser Anlagen zu

erheblichen Steigerungen der Leistungs- und Wettbewerbsfähigkeit der kmU

beitragen.




11 Plan zum Ergebnistransfer in die Wirtschaft

Ziel Maßnahme Rahmen Datum

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft

projektbegleitender

Ausschuss

1. Treffen

2. Treffen

3. Treffen

4. Treffen

5. Treffen

6. Treffen

1.: 19.05.10

2.: 30.11.10

3.: 13.04.11

4.: 12.10.11

5.: 08.03.12

6.: 27.08.12

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft

Beitrag nationale

Fachkonferenz

Jahrestreffen der FA

"Agglomerations- und

Schüttguttechnik“, Fulda

22.- 23.02.

2010

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft

Beitrag internationale

Fachkonferenz

WCPT6, Nürnberg

26.-29.04.

2010

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft

Beitrag nationale

Fachkonferenz

Jahrestreffen der FA "Agglomerations- und

Schüttguttechnik“, Hamburg

14.-15.03.

2011

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft

Beitrag nationale

Fachkonferenz

Jahrestreffen der ProcessNet-Fachgruppen Agglomerations- und Schüttguttechnik & Kristallisation,

Wittenberg

05. -06.03.

2012

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft


Fachkonferenz

CHoPS 2012 - 07th International Conference for Conveying and

Handling of Particulate, Ludwigshafen

10. - 13.09.

2012

Ergebnistransfer

in die

Wissenschaft

Kolloquium Verfahrenstechnisches Kolloquium

TU Magdeburg 15.04.2010

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft /

Wissenschaft

Kolloquium GVT AK4-Sitzung TU Magdeburg,

29.03.2011

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft /

Wissenschaft

Kolloquium GVT AK4-Sitzung TU Freiberg

08.03.2012




noch geplanter Ergebnistransfer:

Ziel Maßnahme Rahmen Datum

Ergebnistransfer

in die Wirtschaft


/ nationale

Fachzeitschrift

tbd 03/13

Wissenschaftlicher

Transfer

Einbau der

Ergebnisse in

studentische

Ausbildung

Vorlesungen und Praktika Ab 2013

wissenschaftlicher

Transfer Dissertation

Nutzung der Ergebnisse für die

Dissertation von Hrn. Dipl.-Ing.Stefan

Jäckel 2014

noch zu bestätigen:

Wissenschaftlicher

Transfer


Fachkonferenz

ICBMH 2013, 11th International

Congress on Bulk Materials Storage,

Handling and Transportation,

Newcastle

02. -

04.07.2013

Wissenschaftlicher

Transfer


Fachkonferenz Powders & Grains 2013, Sydney 08. -

12.07.2013

Wissenschaftlicher

Transfer


Fachkonferenz Powder & Bulk Solids India, Mumbai 09. -

11.10.2013




12 Veröffentlichungen im Rahmen des Vorhabens

1. S. Jäckel, T. Mütze, and U. A. Peuker, "Entwicklung und Validierung einer Versuchseinrichtung zur betriebsnahen Bestimmung der Wandreibung von Schüttgütern in Silos," in Jahrestreffen des ProcessNet-Fachausschusses Agglomerations- und Schüttguttechnik, Hamburg, 2011.

2. S. Jäckel, T. Mütze, and U. A. Peuker, "Einfluss des Slip-Stick-Effektes bei der Wandreibung von Schüttgütern auf Silovibrationen," in Jahrestreffen der ProcessNet-Fachgruppen Agglomerations- und Schüttguttechnik & Kristallisation 2012, Wittenberg, 2012.




13 Durchführende Forschungsstellen

Nr. 1

Forschungsstelle: TU Bergakademie Freiberg

Institut für Mechanische Verfahrenstechnik und

Aufbereitungstechnik

Adresse: Agricolastraße 1

09599 Freiberg

Leiter der

Forschungsstelle:

Prof. Dr. Urs A. Peuker

Projektleiter: Prof. Dr. Urs A. Peuker

06.12.2012

Datum Prof. Dr.-Ing. Urs A. Peuker

Projektleiter Forschungsstelle 1

Das IGF-Vorhaben (16244BR) der Forschungsvereinigung (Dechema e.V.) wurde

über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen

Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und

Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages

gefördert.




14 Symbole

Scherspannung / Wandschubspannung

Stick-Slip Amplitude

Winkelgeschwindigkeit

Horizonatlspannungsverhältnis

e innerer Reibungswinkel

w Wandreibungswinkel

h Horizontalspannung

N Normalspannung

v Vertikalspannung

vo Vertikalspannung Zellendeckel

vu Vertikalspannung Zellenboden

µG Gleitreibungszahl

B Wandstärke

D Durchmesser

DMR Durchmesser Messring (innen)

F Frequenz

FB Kraft auf den Zellenboden (Lambdameter)

FMR Auflagerkraft Messring

FN Normalkraft

FN Normalkräften

FR Reibkraft

FS Scherkraft

Fv Vorspannkraft Druckfeder

hd Zellendechelhöhe

hMR Höhe Messring

hSG Füllhöhe Schüttgut

l Stauchung

n Drehzahl

pKalmax maximaler Luftdruck beim Kalibrieren

pmax maximaler Luftdruck

Ra Rauheit

s Weg

so Weg oben

ss Scherweg

ss Scherweg

su Weg unten

t Zeit




tG Dauer der Gleitphase

TG Glasübergangstemperatur

tH Dauer der Haftphase

ts Dauer eines Slip-Events

v Geschwindigkeit

vs Geschwindigkeit der Slip-Bewegung

vs Schergeschwindigkeit

VSG Schüttvolumen




15 Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1: Messung der Wandreibung von Schüttgütern im Jenike-Schergerät [5] ... 7

Abbildung 2: Sägezahnartiger Verlauf der Scherspannung bei der Wandreibung [4] ... 7

Abbildung 3: Prinzip der Scherzelle des Jenike-Schergeräts [5] ................................. 11

Abbildung 4: Verwendete Schergeräte, links: Ringschergerät, rechts: Jenike-

Großschergerät (vor der Modernisierung). .................................................................. 22

Abbildung 5: Einfluss der Partikelform auf die Fließorte im Jenike-Großschergerät ... 23

Abbildung 6: Ermittlung der Wandfließorte in Abhängigkeit der Wandrauigkeit mit dem

Großschergerät (Links: PET-Cylpepsform, Rechts: PET-Kugelform) .......................... 24

Abbildung 7: Parametervariationen im Jenike-Großschergerät (Links: Einfluss der

Schergeschwindigkeit auf die Stick-Slip-Frequenz, Rechts: Einfluss der

Normalspannung auf die Amplitude des Stick-Slip-Effektes) ...................................... 25

Abbildung 8: Fließortmessungen im Ringschergerät mit PET-Granulat, Einfluss der

Partikelform ................................................................................................................. 26

Abbildung 9: Stick-Slip-Effekt in Abhängigkeit der Normalspannung .......................... 27

Abbildung 10: Einfluss der Wandrauheit auf den Stick-Slip-Effekt während einer

verlängerten Anscherprozedur .................................................................................... 28

Abbildung 11: Ermittlung der Wandfließorte in Abhängigkeit der Wandrauigkeit mit

dem Ringschergerät (Links: PET-Cylpepsform, Rechts: PET-Kugelform) .................. 29

Abbildung 12: Stift-Scheibe-Versuche Tribometer Versuchsaufbau ............................ 31

Abbildung 13: Reibwert für PET auf AlMg3, ermittelt im Tribometer (s = zurückgelegter

Reibweg in m) ............................................................................................................. 32

Abbildung 14: links: REM Bild von PET-Ablagerungen auf AlMg3, rechts: FTIR-

Spektrum von Spuren von PET auf AlMg3 (blaue Kurve) ........................................... 32

Abbildung 15: Links: Funktionsprinzip Lambdameter (su = 0), Rechts:

Funktionsprinzip modifiziertes Lambdameter (su > 0) ............................................... 33

Abbildung 16: Funktionsprinzip Zwischenversuchstand .............................................. 35

Abbildung 17: Kinematisches Schema eines Schubkurbelgetriebe nach [52] ............. 36

Abbildung 18: Schnittansicht der Solid Works-Konstruktion des Zwischenversuchstand

.................................................................................................................................... 37

Abbildung 19: Zwischenversuchstand als modularer Aufbau für ein Jenike-

Großschergerät ........................................................................................................... 89

Abbildung 20: Versuchsergebnisse im Zwischenversuchstand (Links: Einfluss der

Kornform auf den Stick-Slip-Effekt; Rechts: Einfluss des Granulatmaterials auf den

Stick-Slip-Effekt) .......................................................................................................... 38

Abbildung 21: Einfuss der bewegten Schüttguthöhe auf den Stick-Slip-Effekt ............ 39

Abbildung 22: Versuchsaufbau Lambdameter als Solid Works Modell ....................... 41




Abbildung 23: Schnittansicht des geplanten Lambdameterumbaus ............................ 42

Abbildung 24: Elastisches Stauchverhalten des Lambdameterbodens ....................... 43

Abbildung 25: Auftretende Kräfte in Abhängigkeit der Schubkurbelgetriebestellung .. 44

Abbildung 26: Schnittansicht erhhöhter Messzylinder ................................................. 46

Abbildung 27: Einzelkomponenten des fertigen erhöhten Messzylinder ..................... 47

Abbildung 28: Messkanäle Modellsilo ......................................................................... 48

Abbildung 29: Bockschaltbild der Steuerung- und Reglungstechnik des Modelsilo .... 49

Abbildung 30: Fertig zum Modellsilo modifiziertes Lambdameter ............................... 50

Abbildung 31: Ergebnisse Wegmessung im modifizierten Lambdameter ................... 51

Abbildung 32: Oszillierende Vertikalspannung (Stick-Slip) .......................................... 52

Abbildung 33: Antwortimpuls auf Vertikalspannung in Horizontaler Richtung ............. 52

Abbildung 34: Kalibriervorrichtungen (Links: Lambdametermesszylinder; Rechts:

Modellsilomesszylinder) .............................................................................................. 53

Abbildung 35: Kalibriersoftware des Modellsilos basierend auf Lab-View ................... 54

Abbildung 36: Rekalibrierung des Lambdametermessrings (Links: Vergleich der

Kalibrierung von 02/2000 und 02/2012; Rechts: Nullpunktdrift über 24 h) .................. 54

Abbildung 37: Einfluss der strukturellen Eingriffe und Rekalibrierung auf die direkte

Messung von Lambda ................................................................................................. 55

Abbildung 38: Links: Kalibrierkennfeld für die DMS Vollbrücke 1, Rechts:

Approximation des Kalibrierkennfeldes mit Origin ....................................................... 56

Abbildung 39: Links: Struktur der Rohdaten; Rechts: Gefilterte Daten im Datenportal 58

Abbildung 40: Wegmessung mit Tiefpassfilter ............................................................ 61

Abbildung 41: Einfluss des Stick-Slip-Effektes auf die Wegmessung ......................... 62

Abbildung 42: Zeitliche Einordung der Vorgänge während des Slip-Events ............... 63

Abbildung 43: Gemessenen Vertikalspannungen in Abhängigkeit des Scherweges... 64

Abbildung 44: Pulsieren der Horizontalspannungen während des Absenkens ........... 65

Abbildung 45: Abhängigkeit der Scherspannung von der Vertikalspannung vo ....... 66

Abbildung 46: Einfluss der Schergeschwindigkeit vs auf die Stick-Slip-Frequenz bzw.

Stick-Slip-Amplitude .................................................................................................... 67

Abbildung 47: Einfluss des Schüttgutmaterials und der Kornform auf den Stick-Slip-

Effekt ........................................................................................................................... 68

Abbildung 48: Infrarotspektroskopie PET .................................................................... 88




16 Tabellenverzeichnis

Tabelle 1: Foto bzw. REM-Aufnahme der verwendeten Kunststoffgranulate .............. 19

Tabelle 2: Erzeugte Wandrauhigkeiten für Wandreibungsversuche im Großschergerät

.................................................................................................................................... 24

Tabelle 3: Übersicht der Einflussgrößen auf den Stick-Slip-Effekt bei der Wandreibung

.................................................................................................................................... 30

Tabelle 4: Übersicht der Messkanäle .......................................................................... 48

Tabelle 5: Zusammenfassung der Ergebnisse aus den Voruntersuchungen

(Ringschergerät, Ra = 0,3 µm) .................................................................................... 88

Tabelle 6: Vergleich der gemessenen Wandreibungswinkel für PET-Cylpepsgranulat

(PET_C) und PET-Kugelgranulat (PET_K) in Jenike Großschergerät (GSG) und

Ringschergerät (RSG) ................................................................................................. 89




17 Literaturverzeichnis

[1] Forum-PET. (2012, 14.11.2012). Forum PET [Brochure]. Available: www.forum-pet.de

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[4] D. Schulze, "Zeit- und geschwindigkeitsabhängiges Verhalten von Schüttgütern als Bedingung für Slip-Stick," Chemie Ingenieur Technik, vol. 75, pp. 104-108, 2003.

[5] D. Schulze, Pulver und Schüttgüter. Berlin: Springer-Verlag, 2009. [6] J. M. Buick, J. Chavez-Sagarnaga, Z. Zhong, J. Y. Ooi, A. Pankaj, D. M.

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[8] D. Schulze, Pulver und Schuttguter vol. %6: Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2006.

[9] J. Tejchman and M. Niedostatkiewicz, "Dynamic pulsations during silo flow - model experiments and a numerical approach," in RELPOWFLO III, Porsgrunn, 1999, pp. 491-500.

[10] B. K. Muite, S. F. Quinn, S. Sundaresan, and K. K. Rao, "Silo music and silo quake: Granular flow-induced vibration," Powder Technology, vol. 145, pp. 190-202, 2004.

[11] J. Schwedes, "Fließverhalten von Schüttgütern in Bunkern," Chemie Ingenieur Technik, vol. 48, pp. 294-300, 1976.

[12] C. Wensrich, "Experimental behaviour of quaking in tall silos," Powder Technology, vol. 127, pp. 87-94, 2002.

[13] M. Niedostatkiewicz and J. Tejchman, "Experimental and theoretical studies of resonance effect during silo flow," presented at the 4. Internat. Conference for Conveying and Handling of Particulate Solids, Budapest 2003.

[14] K. Wilde, J. Tejchman, M. Rucka, and M. Niedostatkiewicz, "Experimental and theoretical investigations of silo music," Powder Technology, vol. 198, pp. 38-48, 2010.

[15] H. Schneider, "Erschütterungen und Geräusche beim Entleeren von Silos - Ursachen und Maßnahmen zur Verhinderung," presented at the GVC-Fachausschusstagung „Agglomerations- und Schüttguttechnik“, Baden-Baden, 2003.

[16] H. Wilms, "“Silo-Hupen” - Slip-Stick-Effekt bei der Wandreibung," Schüttgut vol. 10, p. 200, 2004.

[17] J. M. Buick, J. Chavez-Sagarnaga, J. Y. Ooi, Pankaj, C. D. M., and G. C. A., "Intermittend particle motion on the wall of a model silo during discharge," presented at the PARTEC, Nürnberg 2004.

http://www.forum-pet.de/




[18] J. Tejchman and G. Gudehus, "Dynamic effects in silos -experiments, polar constitutive model and a way for their suppression," presented at the Tagung des SFB 219, Karlsruhe 1996.

[19] J. Schwedes, "Einfluß der Wandreibung auf die Dimensionierung von Bunkern — Verfahrenstechnische und statische Gesichtspunkte," Chemie Ingenieur Technik, vol. 56, pp. 291-298, 1984.

[20] B. Egerer, "Kritische Auslaufdurchmesser bei Massenflussbunkern für kohäsive Schüttgüter," Dissertation, Univ. Erlangen-Nürnberg, 1982.

[21] G. Dau, "Messung des Wandreibungswinkels zu verschiedenen Wandmaterialien," Aufbereitungstechnik, vol. 24 pp. 633-647, 1983.

[22] W. J. B. Van den Bergh, A. G. Van Dalen, and B. Scarlett, "The influence of particle attrition on the wall friction coefficient of a free flowing particulate solid," Particle Characterisation, vol. 2, pp. 71-76, 1985.

[23] M. Ooms and A. W. Roberts, "Interaction between surface friction and roughness in the gravity flow of bulk solids," in 8th CHISA Congress, Praha, 1984.

[24] E. Fanghänel, D. Höhne, and U. Schünemann, "Charakterisierung der Wandreibungsvorgänge bei Schüttgütern und Einflussgrößen auf die Wandreibung," Aufbereitungstechnik, vol. 30, pp. 130-137, 1989.

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[26] D. Höhne, E. Fanghänel, and U. Schünemann, "Einflußgrößen auf Wandreibungsvorgänge von Schüttgütern," Chemie Ingenieur Technik, vol. 63, pp. 1258-1259, 1991.

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[28] G. Haaker, "Wall friction measurements on bulk solids - results of comparative measurements on 9 bulk solid/wall combinations from13 laboratories using the Jenike shear tester," Powder Handling & Processing, vol. 11, pp. 19-25, 1999.

[29] M. Verwijs, S. Svoronos, and K. Johanson, "Stick-slip mechanism in powder flow," in 5th World Congress on Particle Technology, Orlando, 2006.

[30] J. u. a. Schwedes, in Hochschulkurs „Lagern und Fließen von Schüttgütern“, TU Braunschweig, 1995.

[31] J. Tomas, "Untersuchungen zum Fließverhalten von feuchten und leichtlöslichen mineralischen Schüttgütern," Dissertation Bergakademie Freiberg, 1981.

[32] T. J. Budny, "Stick-slip friction as a method of powder flow characterization," Powder Technology, vol. 23, pp. 197-201, 1979.

[33] J. Šmid, D. Höhne, and U. Schünemann, "Slip-stick Effekt bei der Messung der Scherfestigkeit pulverförmiger chemischer Produkte," Freiberger Forschungsheft, vol. 703, 1985.

[34] D. Höhne, U. Schünemann, and K. Husemann, "Schüttgutmechanische Eigenschaften von Salzgrus," Berichte des Forschungszentrum Jülich, vol. Jül-3492, 1998.

[35] S. Jäckel, T. Mütze, and U. A. Peuker, "Einfluss des Slip-Stick-Effektes bei der Wandreibung von Schüttgütern auf Silovibrationen," in Jahrestreffen der




ProcessNet-Fachgruppen Agglomerations- und Schüttguttechnik & Kristallisation 2012, Wittenberg, 2012.

[36] Z. Chaniecki, T. Dyakowski, M. Niedostatkiewicz, and D. Sankowski, "Application of Electrical Capacitance Tomography for Bulk Solids Flow Analysis in Silos," Particle & Particle Systems Charakterization vol. 23, pp. S.306-312, 2006.

[37] M. L. Dhoriyani, K. K. Jonnalagadda, R. K. Kandikatla, and K. K. Rao, "Silo music: Sound emission during the flow of granular materials through tubes " Powder Technology, vol. 167, pp. 55-71, 2006.

[38] C. M. Wensrich, "Numerical modelling of quaking in tall silos," International Journal of Mechanical Sciences, vol. 45, pp. 541-551, 2003.

[39] A. W. Jenike, "Storage and flow of solids," University of Utah, vol. Bul. No. 123, 1970.

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[41] S. Nasuo, A. Kudrolli, A. Bak, and J. P. Gollub, "Time-resolved studies of stick-slip friction in sheared granular layers," The American Physical Society, vol. 58, pp. 2161-2171, 1998.

[42] J. Tejchman, "Technical concept to prevent the silo honking," Powder Technology, vol. 106, pp. 7-22, 1999.

[43] E. A. Gladbach and J. Tejchman, "Verfahren und Vorrichtung zur Vermeidung von geräuschverursachenden Schwingungen bei der Entleerung von Silos," 1998.

[44] Zeppelin, "Unerhört leise - das patentierte Antihupsystem von Zeppelin ", Zeppelin, Ed., ed: Zeppelin Silos Systems GmbH, 2009.

[45] D. 1055-6, Einwirkungen auf Tragwerke - Teil 6: Einwirkungen auf Silos und Flüssigkeitsbehälter: Beuth, 2005.

[46] K. Voidel, "Der Einfluss langer Scherwege auf das Auftreten von Slip-Stick-Erscheinungen bei der Wandreibung," Diplomarbeit, Institut für mechanische Verfahrenstechnik und Aufbereitungstechnik, Technische Universität Bergakademie Freiberg, 2007.

[47] R. Gohar and H. Rahnejat, Fundamentals of tribology. London: Imperial College Press, 2008.

[48] H. Czichos, Tribology : a systems approach to the science and technology of friction, lubrication, and wear. Amsterdam ; New York

New York: Elsevier Scientific Pub. Co. ; distributors for the U.S. and Canada, Elsevier North Holland, 1978. [49] B. Bhushan, Modern tribology handbook. Boca Raton, FL: CRC Press, 2001. [50] D. Höhne, U. Schünemann, and K. Husemann, "Direct measurement of the

lateral stress ratio," CHISA Prague, vol. Proc.No. P1, 1999. [51] D. Höhne, U. Schünemann, K. Husemann, and J. Klein, "Device for direct

measurement of the lateral stress ratio " Europ. Symp. RELPOWFLOW III Porsgrunn, pp. proc. 197-204, 1999.

[52] G. Dittrich and M. Schmeik, "Rechtwinkliger Doppelschieber mit Ersatzgetrieben," Der Konstrukteur vol. 25, pp. 41-42, 1994.




18 Anhang

Abbildung 47: Infrarotspektroskopie PET

Tabelle 5: Zusammenfassung der Ergebnisse aus den Voruntersuchungen

(Ringschergerät, Ra = 0,3 µm)




Tabelle 6: Vergleich der gemessenen Wandreibungswinkel für PET-Cylpepsgranulat

(PET_C) und PET-Kugelgranulat (PET_K) in Jenike Großschergerät (GSG) und

Ringschergerät (RSG)

Abbildung 48: Zwischenversuchstand als modularer Aufbau für ein Jenike-

Großschergerät




Quellcode VBS-Skript '-------------------------------------------------------------------------------

'-- VBS-Script-Datei

'-- Neu erstellt am 04.09.2012 08:31:19

'-- Ersteller: Stefan Jäckel

'-- Kommentar: Das Skript berechnet aus Rohdaten Horizontal- und Vertikalspannungen,

die über dem Scherweg dargestellt werden.

'-------------------------------------------------------------------------------

Option Explicit 'Erzwingt die explizite Deklaration aller Variablen in einem Script.

'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Globale Variablen'

Dim sa, so, su, dd, ba, kl, npo, npu, hsg, vsg, r, rsg, m, np, k, x, i, y1, Adeckel,

AWand, smr

sa=377 '[mm] - Abstand Laserwegsensoren

dd=10 '[mm] - Dicke Boden / Deckel

ba=60 '[mm] - Bereichsanfang

kl=-50 '[mm] - Kennlinie Nulldurchgang

r=150 '[mm] - Messringradius

k=500/482.5 '[Ohm]- Korrekturfaktor Wegmessung

x=0 '[/] - Schleifenstart

np=ba+kl+dd '[mm] - Nullpunkt

hsg=sa-so-su '[mm] - Schüttguthöhe

vsg=(pi*r*r)/1000'*hsg '[cm³]- Schüttvolumen

Adeckel=14.14707 '[/] - Skalierungsfaktor Fläche Deckel / Boden

AWand=15.157716 '[/] - Skalierungsfaktor Fläche Innenwand

smr=121 '[mm] - Abstand Laserwegsensor - Oberkante Messring +

dd

Dim DMS_1_Formula, DMS_2_Formula, DMS_3_Formula, DMS_4_Formula, DMS_5_Formula,

DMS_6_Formula

Dim DMSSymbol(10)

Dim DMS_1_Values(10), DMS_2_Values(10), DMS_3_Values(10), DMS_4_Values(10),

DMS_5_Values(10), DMS_6_Values(10)

'rsg=1/m'/vsg '[g/cm³] - Schüttdichte

'm=RootPropValGet("einwaage")

'Call MsgboxDisp ("m="&m&"")

'm=vbinteger

'Call MsgboxDisp ("m="&m&"")

'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Schleife über Gruppenanzahl

for i=1 to groupcount

y1=x+i

Call Data.Root.ChannelGroups(y1).Activate()

'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Berechnug der Schütthöhe

'Holt Nullpunkt oben/unten




npo=chnpropvalget("["&y1&"]/Weg_oben","scale_y_Achsenabschnitt")

npu=chnpropvalget("["&y1&"]/Weg_unten","scale_y_Achsenabschnitt")

'Tiefpass Wegmessung

Call

ChnFiltCalc("","["&y1&"]/Weg_oben","["&y1&"]/Weg_oben","IIR","Bessel","Low

pass",4,50,50,500,1.2,25,"Hamming",0,1) '...

XW,Y,E,FiltStruc,FiltStyle,FiltType,FiltDegree,FiltLimit,FiltLowLimit,FiltUppLimit,Fi

ltWave,FiltSamples,FiltWndFct,FiltZeroPhase,FiltCorrection

Call

ChnFiltCalc("","["&y1&"]/Weg_unten","["&y1&"]/Weg_unten","IIR","Bessel","Low

pass",4,50,50,500,1.2,25,"Hamming",0,1) '...

XW,Y,E,FiltStruc,FiltStyle,FiltType,FiltDegree,FiltLimit,FiltLowLimit,FiltUppLimit,Fi

ltWave,FiltSamples,FiltWndFct,FiltZeroPhase,FiltCorrection

'Korrekturfaktor + Nullpunkt -> Weg absolut, oben/unten

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Weg_oben","["&y1&"]/Weg_oben",k,-npo+np) '...

Y,E,ChnScaleFactor,ChnScaleOffset so=np+mwo '[mm] - Weg_oben

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Weg_unten","["&y1&"]/Weg_unten",k,-npu+np) '...

Y,E,ChnScaleFactor,ChnScaleOffset su=np+mwu '[mm] - Weg_unten

Call ChnAdd("["&y1&"]/Weg_oben","["&y1&"]/Weg_unten","/Added") '...

Y,CALCYChn,E

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Added","/Added",-1,sa) '...

Y,E,ChnScaleFactor,ChnScaleOffset

Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels("Added").Name = "bulk height"

'------------------------------------------------------------------------------------

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

' Z6-200 addieren (Scherspannung Zylinerinnenwand)

Call ChnAdd("["&y1&"]/Z6-200_1","'["&y1&"]/Z6-200_2' - '["&y1&"]/Z6-

200_3'","/Added")

'umrechnen kg -> kN

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Added","/Added",0.00981,0)

Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels("Added").Name = "Sum_Z6-200"

' Berechnen der Scherspannungen -> F/A

Call ChnLinScale("["&y1&"]/U3_oben","/LinearScaled",14.14707,0)

Call ChnLinScale("["&y1&"]/U3_unten","/LinearScaled1",14.14707,0)

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Sum_Z6-200","/LinearScaled2",15.15772,0)

'Umbenennen der Kanäle Kraft -> Spannung

Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels("LinearScaled").Name = "sigma_v_oben"

Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels("LinearScaled1").Name =

"sigma_v_unten"

Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels("LinearScaled2").Name = "tau"

'Aus Wave -> numerisch

Call WfChnToChn("["&y1&"]/sigma_v_oben",0,"WfXRelative")

Call WfChnToChn("["&y1&"]/sigma_v_unten",0,"WfXRelative")

Call WfChnToChn("["&y1&"]/tau",0,"WfXRelative")

Call Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels.Remove("NoName2")





'zeitskala in Weg umrechnen - WICHTIG: bei anderer Geschwindigkeit,

Skalierungsfaktor anpassen

Call ChnLinScale("["&y1&"]/NoName","/LinearScaled",0.01246,0)

Call Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels.Remove("NoName")

'aus numerisch -> Wave, Wavekanäle mit Wegskala

Call

ChnToWfChn("["&y1&"]/LinearScaled","["&y1&"]/sigma_v_oben",0,"WfXRelative")

Call

ChnToWfChn("["&y1&"]/LinearScaled","["&y1&"]/sigma_v_unten",0,"WfXRelative")

Call ChnToWfChn("["&y1&"]/LinearScaled","["&y1&"]/tau",0,"WfXRelative")

'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Implementierung der Kalibierung (linear extrapoliert in Stauchung)

'Funktion Kennfeld (Extreme Cumulative):

'z = z0+B*exp(-exp(-(x - C)/D))+I*exp(-exp(-(y - F)/G))+H*exp(-exp(-(x - C)/D)-

exp(-(y - F)/G))

'Aufgelöst nach y:

'y = G*log(e^(F/G)/(log((A*e^(e^(C/D-x/D))+H)/(-B+z*e^(e^(C/D-x/D))-

z0*e^(e^(C/D-x/D))))))

'x=("[1]/Weg_oben_kal") [mm] (Weg Deckel oben)

'z=("[1]/DMSx") [µm/m](gemessene Dehnung - DMS_x

'Die anderen Parameter aus Kennfeldaproximation in Origin.

'Anpassung der Wegmessung (hier: Oberkante Messring bis Deckeloberfläche)

Call ChnLinScale("["&y1&"]/Weg_oben","["&y1&"]/Weg_oben_kal",1,-smr) '...

Y,E,ChnScaleFactor,ChnScaleOffset so=np+mwo '[mm] - Weg_oben

'lokale Variablen

'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Berechnung Dehnung[µm/m] in Horizontalspannung [kPa]

DMS_1_Formula = "Ch(""["&y1&"]/DMS_1_kPa"") =

G*log(e^(F/G)/(log((A*e^(e^(C/D-x/D))+H)/(-B+z*e^(e^(C/D-x/D))-z0*e^(e^(C/D-x/D))))))

"

DMSSymbol(1) = "z0"

DMSSymbol(2) = "B"

DMSSymbol(3) = "C"

DMSSymbol(4) = "D"

DMSSymbol(5) = "A"

DMSSymbol(6) = "F"

DMSSymbol(7) = "G"

DMSSymbol(8) = "H"

DMSSymbol(9) = "x"

DMSSymbol(10) = "z"

DMS_1_Values(1) = -241.6146

DMS_1_Values(2) = 275.27985

DMS_1_Values(3) = 65.21257




DMS_1_Values(4) = 12.36703

DMS_1_Values(5) =1075.619

DMS_1_Values(6) = 64.53497

DMS_1_Values(7) = 160.3345

DMS_1_Values(8) = -1231.92777

Set DMS_1_Values(9) = Data.GetChannel("["&y1&"]/Weg_oben_kal")

Set DMS_1_Values(10) = Data.GetChannel("["&y1&"]/DMS_1")

Call Calculate ( DMS_1_Formula, DMSSymbol, DMS_1_Values)



"

DMS_2_Values(1) = -304.9069

DMS_2_Values(2) = 317.06259

DMS_2_Values(3) = 66.62986

DMS_2_Values(4) = 11.65374

DMS_2_Values(5) =1709.76445

DMS_2_Values(6) = 119.23782

DMS_2_Values(7) = 218.49244

DMS_2_Values(8) = -1786.87081






"

DMS_3_Values(1) = -4650.85547

DMS_3_Values(2) = 5180.06357

DMS_3_Values(3) = 66.24963

DMS_3_Values(4) = 12.13298

DMS_3_Values(5) =15467.71188

DMS_3_Values(6) = 400.66125

DMS_3_Values(7) = 2179.92753

DMS_3_Values(8) = -17231.74268






"

DMS_4_Values(1) = 13.9773

DMS_4_Values(2) = -345.38851

DMS_4_Values(3) = 39.20704

DMS_4_Values(4) = 9.84712

DMS_4_Values(5) =-65.55577

DMS_4_Values(6) = 90.0207

DMS_4_Values(7) = 220.87514

DMS_4_Values(8) = 1553.31244






"




DMS_5_Values(1) = -16.6467

DMS_5_Values(2) = -237.34099

DMS_5_Values(3) = 38.96787

DMS_5_Values(4) = 9.92198

DMS_5_Values(5) =85.70572

DMS_5_Values(6) = 104.87799

DMS_5_Values(7) = 183.40961

DMS_5_Values(8) = 1403.20565






"

DMS_6_Values(1) = -126.2098

DMS_6_Values(2) = -3212.80635

DMS_6_Values(3) = 39.28321

DMS_6_Values(4) = 9.95177

DMS_6_Values(5) =277.823

DMS_6_Values(6) = -224.56105

DMS_6_Values(7) = 952.37886

DMS_6_Values(8) = 7078.81511




'------------------------------------------------------------------------------------

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

'Auftragung der Scherspannung über dem Scherweg

'Aus Wave -> numerisch

Call WfChnToChn("["&y1&"]/DMS_1_kPa",0,"WfXRelative")











Call Data.Root.ChannelGroups(y1).Channels.Remove("NoName")

'aus numerisch -> Wave

Call

ChnToWfChn("["&y1&"]/LinearScaled","["&y1&"]/DMS_1_kPa",0,"WfXRelative")

Call


Call


Call


Call


Call


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Name der Forschungsstellen IGF-Vorhaben-Nr ... · von Stick-Slip-Reibung ist die aufgebrachte Normalspannung N. Es konnte gezeigt werden, dass die in Schergeräten maximal erzeugbaren