Vom Holz zum Holzwerkstoff - AHB - Berner Fachhochschule

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Vom Holz zum Holzwerkstoff - AHB - Berner Fachhochschule

Vom Holz

zum Werkstoff

Grundlegende Untersuchungen

zur Herstellung und Struktur

von Holzwerkstoffen

Heiko Thoemen

mit einem Beitrag von

Thomas Walther

Vom Holz zum Werkstoff

Grundlegende Untersuchungen zur

Herstellung und Struktur

von Holzwerkstoffen

Heiko Thoemen

mit einem Beitrag von

Thomas Walther


Titel: Vom Holz zum Werkstoff - Grundlegende Untersuchungen zur

Herstellung und Struktur von Holzwerkstoffen

ISBN 978-3-9523198-9-5

© 2010 Heiko Thoemen

Berner Fachhochschule Architektur, Holz und Bau

Biel (Schweiz), 2010

Umschlaggestaltung: Benjamin Steiger

Abbildungen Umschlag: Thomas Walther (Hintergrundbild, kleine Abbildung rechts);

Dieffenbacher GmbH, Eppingen, Deutschland (kleine Abbildung mitte); Heiko

Thoemen (kleine Abbildung links)

Alle Rechte, auch die des auszugsweisen Nachdrucks und der

Wiedergabe von Abbildungen, vorbehalten.

VORWORT

Das vorliegende Buch basiert auf meiner Habilitationsschrift, die 2008 an der

Mathematisch-Naturwissenschaftlichen Fakultät der Universität Hamburg einge-

reicht wurde. Die darin beschriebenen Forschungsarbeiten wären ohne eine

Vielzahl an Projektpartnern, Kollegen, Doktoranden und Studenten in dieser

Form nicht möglich gewesen. Ihnen gilt mein aufrichtiger Dank für die erfolg-

reiche Zusammenarbeit. Auch auf die Gefahr hin, dass nicht jeder, der diese Ar-

beit und mich in den vergangenen Jahren unterstützt hat, hier berücksichtigt

wird, habe ich doch das Bedürfnis, einige namentlich zu nennen.

Zunächst möchte ich meinen Dank gegenüber Prof. A. Frühwald zum Aus-

druck bringen, der mich stets unterstützt und gefördert hat. Durch das mir

entgegengebrachte Vertrauen und die mir eingeräumten Freiheiten hat er erheblich

dazu beigetragen, dass ich mit Freude, Enthusiasmus und Kreativität in den

vergangenen Jahren Forschung betreiben konnte.

Einen besonderen Beitrag zu den vorliegenden Arbeiten haben Niels Meyer

und Thomas Walther geleistet, mit denen ich im Rahmen ihrer Doktorarbeiten

stets gerne zusammengearbeitet habe, und deren fachlichen Austausch ich auch

nach Abschluss ihrer Tätigkeit an der Universität Hamburg schätze. Ein Auszug

aus der Dissertation von Thomas Walter findet sich am Beginn dieses Buches.

Von den zahlreichen Diplomanden, die ich in den vergangenen Jahren angeleitet

und betreut habe, danke ich vor allem Christian Ruf und André Klüppel für

ihre hervorragenden Forschungsarbeiten und ihre Mitwirkung an den daraus entstandenen

Publikationen. Ebenfalls waren mir die stete Unterstützung und der

fachliche Austausch mit den Kollegen Hans Welling, Martin Ohlmeyer, Prof. J.

Ressel, Marius Barbu und vieler anderer wichtig. Genauso unverzichtbar waren

aber auch die zahlreichen helfenden Hände der Technischen und Verwaltungsmitarbeiter

für die Durchführung der Arbeiten. Stellvertretend für alle möchte

ich Dörte Bielenberg für ihre große Hilfsbereitschaft und Motivation danken.


Unerlässlich war mir in den vergangenen Jahren der fachliche wie auch per-

sönliche Austausch mit Phil Humphrey. Von keinem anderen Wissenschaftler

habe ich mich in ähnlicher Weise und gerne prägen lassen. Christian Heinemann

möchte ich herzlich danken für die gemeinsam durchgeführten Arbeiten zur

Klebharzcharakterisierung und für die langen fruchtbaren Diskussionen.

Ohne Frage hätten die hier beschriebenen Forschungsarbeiten ohne die zahlreichen

Projektpartner nicht durchgeführt werden können. Insbesondere möchte

ich mich für die Kooperation mit Felix Beckmann und Tilman Donath von der

Außenstelle der GKSS am DESY, sowie für die Zusammenarbeit mit Kasim

Terzic und Hans Meine von der Arbeitsgruppe Kognitive Systeme der Informatik

bedanken. Ohne ihre Unterstützung wären die Arbeiten zur Mikrotomographie

in der vorliegenden Form nicht möglich gewesen. Gleichfalls bedanke ich

mich bei Andreas Wiegmann vom Fraunhofer-Institut für Techno- und Wirtschaftsmathematik

für die angenehme Kooperation zur Simulation der Materialeigenschaften.

Steve Kirincic und Bruce Mallas vom Alberta Research Council

in Edmonton, Kanada, sowie Herr K. Weiss von Weiss Robotics haben einen

wichtigen Beitrag zur Entwicklung und Erprobung des Pressdrucksensors geleistet.

Darüber hinaus möchte ich mich bei den zahlreichen Industriepartnern für

die in der Regel unkomplizierte Zusammenarbeit bedanken.

Für die finanzielle Unterstützung der Forschungsarbeiten geht mein Dank vor

allem an die Arthur und Aenne Feindt-Stiftung sowie an den Arbeitskreis Industrieller

Forschung und die Deutsche Gesellschaft für Holzforschung.

Und schließlich bedanke ich mich bei meiner Frau Angela, die mir und meiner

Arbeit großes Verständnis entgegengebracht hat.

Heiko Thömen

im November 2010

Nicht weil Dinge schwierig sind

versuchen wir sie nicht,

sondern sie sind schwierig,

weil wir sie nicht versuchen.

(Seneca)


INHALTSVERZEICHNIS

1 Einleitung und Problemstellung ................................................................... 1

2 Forschungsarbeiten ....................................................................................... 4

2.1 Mikrotomographische Untersuchungen an Holzwerkstoffen

- von Thomas Walther - ......................................................................... 4

2.1.1 Hintergrund und Wissensstand ...................................................... 4

2.1.2 Röntgen-Mikrotomographie mit Synchrotronstrahlung ................ 9

2.2 Gekoppelter Wärme- und Stofftransport .......................................... 20

2.2.1 Hintergrund und Wissensstand .................................................... 20

2.2.2 Gasdruckentwicklung beim Heißpressen..................................... 24

2.2.3 Modellierung des Wärme- und Stofftransportes beim

Heißpressen .................................................................................. 30

2.2.4 Messung von Materialeigenschaften ........................................... 38

2.2.5 Simulation von Materialeigenschaften ........................................ 51

2.3 Materialverdichtung ............................................................................ 55

2.3.1 Hintergrund und Wissensstand .................................................... 55

2.3.2 Untersuchungen zur Entstehung des Dichteprofils ...................... 65

2.3.3 Verlauf des Pressdrucks in kontinuierlichen Pressen .................. 78

2.4 Klebharzaushärtung ............................................................................ 86

2.4.1 Hintergrund und Wissensstand .................................................... 86

2.4.2 Modellierung und Simulation der Klebharzaushärtung ............... 92

3 Diskussion und Schlussfolgerungen ......................................................... 103

3.1 Methodische Implikationen ............................................................... 103

3.2 Technologische Implikationen .......................................................... 112

4 Zusammenfassung ...................................................................................... 118

Literaturverzeichnis ........................................................................................ 125


ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS

Abbildungen

Abbildung 1: Rekonstruiertes 3D-Volumen einer MDF-Probe mit einer

Zieldichte von 300 kg/m³. Die römischen Ziffern geben

Positionen der für die Datenaufbereitung herangezogenen

Subvolumina an. ....................................................................... 12

Abbildung 2: Sequenz der Datenaufbereitung und Segmentierung. .............. 13

Abbildung 3: x-y-Schnitt (links) und y-z-Schnitt (rechts) nach

Segmentierung in Zellwandmaterial (dunkelgrau),

Zelllumina (schwarz) und interzelluläre Hohlräume

(hellgrau). .................................................................................. 16

Abbildung 4: Segmentierte MDF-Poben (300 kg/m³) mit (a)

ausgewählten Fasern und (b) ausgewählten

Faserfragmenten mit einem Volumen < 1.000 Voxel. Die

Kantenlänge des Würfels beträgt 588 μm. ............................... 17

Abbildung 5: Volumenanteile (links) und Oberflächen (rechts) der MDF-

Subvolumina. ............................................................................ 18

Abbildung 6: Horizontale Gasdruckverteilung in einer Matte für eine 16

mm Spanplatte. Für die graue Fläche liegen keine Werte

vor. ............................................................................................ 26

Abbildung 7: Vergleich der Gasdruckentwicklung in einer kontinuierlich

gepressten MDF-(▲) und Spanmatte (■). ................................ 28

Abbildung 8: Temperatur- und Gasdruckentwicklung in einer Matte für

eine 16 mm Spanplatte während des kontinuierlichen

Heißpressens. Obere Linien = Temperaturkurven (links).

Vergrößerung Gasdruckkurven am Pressenende (rechts).

■ = Deckschicht, ▲ = Zwischenschicht, �= Mittelschicht. .... 29

Abbildung 9: Gasdruck in Spanmatten mit unterschiedlichen Zieldicken.

■ = 16 mm, ▲ = 28 mm, � = 38 mm. ...................................... 29

Abbildung 10: Senkrechter Mattenquerschnitt mit Positionen der

Temperatur- und Gasdrucksensoren ......................................... 36


Abbildung 11: Vergleich der gemessenen (a) und simulierten (b)

Temperatur und Gasdruckentwicklung innerhalb der

Matte. Die Positionen des Sensors sind in Abbildung 10

dargestellt. ................................................................................. 37

Abbildung 12: Schematische Darstellung der konventionellen Methode

zur Bestimmung der Permeabilität an verfestigten Proben.

P = Differenzdruckaufnehmer; Q = Durchflussmesser; V =

Ventile. ...................................................................................... 40

Abbildung 13: Schematische Darstellung des Schnellverfahrens zur

Bestimmung der vertikalen (links) und horizontalen

(rechts) Permeabilität an unverleimtem Span- oder

Fasermaterial. Pfeile geben die Strömungsrichtung des

Prüfgases an. ............................................................................. 41

Abbildung 14: (a) Permeabilität senkrecht zur Plattenebene für

Ausgangsspanmaterial von Hersteller 2 sowie

Kiefernfasermaterial. SL = Deckschicht; CL =

Mittelschicht. (b) Vergleich der Permeabilitätswerte für

Kiefernfasermaterial, die nach dem Schnellverfahren und

der konventionellen Methode bestimmt wurden. ..................... 45

Abbildung 15: Permeabilität von Mittelschichtmaterial unterschiedlicher

Hersteller und Fraktionen, gemessen senkrecht (a) und

parallel (b) zur Plattenebene. .................................................... 46

Abbildung 16: Simulierte Gasdruckentwicklung in der Mitte einer MDF-

Matte beim Durchlauf durch eine kontinuierliche Presse.

Bei den ansonsten identischen Simulationsläufen wurden

lediglich die Permeabilitätswerte parallel (a) bzw.

senkrecht (b) zur Plattenebene mit einem Faktor

multipliziert. .............................................................................. 48

Abbildung 17: Abhängigkeit der Wärmeleitfähigkeiten für die

Ausgangsmaterialien von der Dichte. ....................................... 50

Abbildung 18: Simulierte und an Messwerte angepasste Permeabilitäts-

(links) und Wärmeleitfähigkeitswerte (rechts). ........................ 54

Abbildung 19: Beispielhafte Darstellung des Pressprogramms mit

Faktoren des Versuchsplans. T: Schließzeit; L:

Erstverdichtungsniveau; D: Dauer des

Erstverdichtungsniveaus. .......................................................... 66

Abbildung 20: Dichteprofile senkrecht zur Plattenebene (a) für

unterschiedliche Erstverdichtungsniveaus (T = 20 s, D =

140 s), (b) für unterschiedliche Zeitspannen des

Erstverdichtungsniveaus (T = 20 s, L = 120%). ....................... 69

Abbildung 21: (a) Maximale Dichte (ρmax) in Oberflächennähe. (b)

Mittelschichtdichte (ρcore). Jeder Datenpunkt repräsentiert

den Durchschnitt von üblicherweise drei Dichteprofilen

einer Platte. ............................................................................... 70

Abbildung 22: Burgers-Humphrey-Modell zur Beschreibung des

Verdichtungsverhaltens von Holzwerkstoffmatten mit

Angabe der vier einzelnen Dehnungskomponenten. ................ 72

Abbildung 23: Simulierte Entwicklung des Dichteprofils während des

Heißpressvorgangs in einer kontinuierlichen MDF-Presse. ..... 75

Abbildung 24: Temperatur-, Feuchte- und Dichteprofile senkrecht zur

Plattenebene für verschiedene Phasen des

Heißpressvorgangs. Die Darstellung basiert auf

Simulationsrechnungen für MDF. ............................................ 76

Abbildung 25: Darstellung des Pressdrucksensors (1) und des mobilen

Messsystems (rechts), bestehend aus Pressdrucksensor,

Datenlogger (2) und Sonde zur Temperatur- und

Gasdruckmessung (3). .............................................................. 79

Abbildung 26: Verlauf des Pressdrucks in einer kontinuierlichen MDF-

Presse (Presstyp 1). ................................................................... 82

Abbildung 27: Verlauf der Mattendicke in einer kontinuierlichen MDF-

Presse (Presstyp 1). ................................................................... 82

Abbildung 28: Verlauf von Gasdruck und Pressdruck im hinteren Teil

einer kontinuierlichen MDF-Presse (Presse 2). Die

gestrichelten Linien geben die Positionen der

Pressenrahmen an. .................................................................... 83

Abbildung 29: Einfluss von periodischen Materialentlastungen auf die

Querzugfestigkeit von MDF-Proben. Die mit 10% UF-

Harz (bezogen auf atro Holz) beleimten TMP-Fasern

wurden beim Verpressen in einer Miniatur-Heißpresse auf

5 mm (ρ = 850 kg/ m³) verdichtet und anschließend über

die gesamte Presszeit von 45 s mit einer Frequenz von 1

Hz periodisch entlastet. Pressplattentemperatur = 180°C.

Probenzahl je Amplitude n = 6. ................................................ 84


Abbildung 30: Seitenansicht der ipates unmittelbar vor (links) und nach

(rechts) einer Querzugprüfung. ................................................. 94

Abbildung 31: Mittels dem ipates ermittelte Entwicklung der

Querzugfestigkeit als Funktion der Presszeit, Temperatur

(links, ρ = 650 kg/m³) und Dichte (rechts, T = 100°C). ............ 95

Abbildung 32: Simulierte Entwicklung des Querzugfestigkeitsprofils einer

MDF-Matte während des Pressvorgangs in einer

Laborpresse. .............................................................................. 99

Abbildung 33: Vergleich von simulierten (durchgezogene Linien) und

gemessenen Querzugfestigkeitsprofilen für

unterschiedliche Presszeiten. .................................................. 101

Tabellen

Tabelle 1: Regressionskoeffizienten zur Berechnung der Permeabilität

gemäß Gleichung 2 für die in Abbildung 14 dargestellten

Materialien. ..................................................................................... 45

Tabelle 2: Regressionskoeffizienten der Wärmeleitfähigkeit nach

Gleichung 3. Für Deckschicht- (DS-) und Mittelschicht-(MS-)

Späne sind jeweils die Koeffizienten für das Ausgangsmaterial

sowie für die beiden Spanfraktionen angegeben. ........................... 49

Tabelle 3: Faktoren und Faktorstufen des Pressprogramms ............................ 66

1 EINLEITUNG UND PROBLEMSTELLUNG

Die industrielle Herstellung von partikelbasierten, organisch gebundenen Holz-

werkstoffen begann Mitte der 1930er Jahre in den USA mit der Inbetriebnahme

der weltweit ersten Spanplattenanlage. Technologische Weiterentwicklungen

auf beiden Seiten des Atlantiks führten in den darauf folgenden Jahrzehnten zum

Entstehen eines neuen Wirtschaftszweiges, und letztendlich auch zu einer welt-

weiten Revolutionierung des Möbelbaus. Weitere Meilensteine in der Entwick-

lungsgeschichte der Holzwerkstoffe war die Einführung von im so genannten

Trockenverfahren hergestellten Faserplatten Mitte der 60er Jahre, sowie der

Durchbruch für strandbasierte Werkstoffe in den 80er Jahren. Heute werden alleine

in Europa 39,2 Mill. m³ Spanplatten, 13,3 Mill. m³ Faserplatten nach dem

Trockenverfahren (MDF 1 ) sowie 3,7 Mill. m³ Oriented Strand Board (OSB)

produziert (EPF 2008, Angaben für 2007, ohne Russland und Türkei).

Die Eigenschaften von holzbasierten Span- und Faserwerkstoffen werden

maßgeblich von drei Faktoren bestimmt: Dem eingesetzten Holzmaterial, den

verwendeten Chemikalien einschließlich Klebharz und Additive, sowie den Produktionsbedingungen.

Diese Faktoren sind unter technologischen Gesichtspunkten

und unter Berücksichtigung der ökonomischen und ökologischen Rahmenbedingungen

bestmöglich aufeinander abzustimmen, will man optimale Produkteigenschaften

erzielen. Erreicht werden kann eine gute Abstimmung aber

nur dann, wenn ein fundamentales Verständnis über die Zusammenhänge zwischen

Holzeigenschaften, Klebharz- und Additivparametern, Produktionsbedingungen

und Werkstoffeigenschaften vorliegt. Die vorliegende Arbeit soll einen

Beitrag zur Analyse dieser Zusammenhänge leisten.

Bei der Herstellung von span- oder faserbasierten Holzwerkstoffen kann der

Heißpressvorgang als zentraler Teilprozess angesehen werden. Zum einen sind

1

Die Bezeichnung MDF wird in vorliegender Arbeit entsprechend DIN EN 316 als Oberbegriff für Faserplatten

nach dem Trockenverfahren mit einer Dichte von ≥ 450 kg/m³ verwendet.

1


2

EINLEITUNG UND PROBLEMSTELLUNG

industrielle Holzwerkstoffanlagen in der Regel so ausgelegt, dass die Heißpresse

als kapitalintensivstes Aggregat im Prozess den Produktionsengpass darstellt.

Eine Erhöhung der Produktivität in diesem Teilprozess führt demnach unmittel-

bar zu einer besseren Auslastung der Gesamtanlage. Zum anderen lassen sich

die Gebrauchseigenschaften der Produkte maßgeblich durch die Pressentechno-

logie und -steuerung beeinflussen. Umfassende Kenntnisse der physikalischen

und chem ischen Vorgänge, welche beim Heißpressen in der Holzwerkstoffmat-

te ablaufen, ist also Voraussetzung für eine bestmögliche Auslegung einer Heiß-

presse und der Wahl ihrer einstellbaren Parameter. Zudem ist ein tiefgehendes

Verständnis des Heißpressvorgangs unerlässlich, will man Produktinnovationen

nicht ausschließlich auf Trail-and-Error-Verfahren basieren lassen sondern ziel-

gerichtet die Struktur von Holzwerkstoffen auf sämtlichen Skalierungsebenen

beeinflussen.

Anders als in Nordamerika wird in Europa mittlerweile der überwiegende

Anteil an span- und faserbasierten Holzwerkstoffen auf kontinuierlich arbeiten-

den Pressen hergestellt. Dabei wird die beleimte und auf ein Formband gestreute

Span- oder Fasermatte in die Heißpresse eingeführt und erfährt dort unter hohem

Druck und hoher Temperatur eine der Produktspezifikation entsprechend ausge-

prägte Verdichtung. Die temperaturinduzierte Klebharzaushärtung muss am En-

de des Heißpressvorgangs soweit fortgeschritten sein, dass die gefertigte Roh-

platte konditioniert und weiter verarbeitet werden kann. Angestrebt wird, durch

eine geeignete Prozessführung zu einer möglichst homogenen Dichteverteilung

in Plattenebene, aber zu einer definierten Dichteverteilung über den Plattenquer-

schnitt zu gelangen.

Die wichtigsten physikalisch-chemischen Vorgänge innerhalb der Holz-

werkstoffmatte beim Heißpressen lassen sich nach Humphrey 1994 in drei inter-

dependente Gruppen an Mechanismen einteilen. Dieses sind der gekoppelte

Wärme- und Stofftransport, die Materialverdichtung einschließlich der Entwick-

lung innerer Spannungen, und schließlich die Klebharzaushärtung und die damit

EINLEITUNG UND PROBLEMSTELLUNG

einhergehende Festigkeitsentwicklung der Matte. Diese Mechanismen beeinf-

lussen maßgeblich die Ausprägung der Werkstoffstruktur, und zwar sowohl auf

makroskopischer (z.B. Dichteprofil), mikroskopischer (z.B. Porenstruktur) als

auch sub-mikroskopischer Ebene (z.B. molekulare Struktur der Klebfugen). An-

dererseits hat die Struktur der verdichteten Holzwerkstoffmatte einen erhebli-

chen Einfluss auf die physikalisch-chemischen Vorgänge während des Heiß-

pressens (z.B. Strömungsvorgänge innerhalb der Matte). Untersuchungen zur

Struktur von Holzwerkstoffmatten und -platten stellen also einen wichtigen Bei-

trag zur Aufklärung der Zusammenhänge zwischen Ausgangsmaterialien, Pro-

zessparametern und Produkteigenschaften dar.

In der vorliegenden Arbeit sind die eigenen Untersuchungen (Kapitel 2) in

vier Schwerpunkte untergliedert. Zunächst werden in einem Beitrag von Thomas

Walther tomographische Untersuchungen zur Analyse der Mikrostruktur von

Holzwerkstoffen beschrieben. Untersuchungen zum gekoppelten Wärme- und

Stofftransport, zur Materialverdichtung sowie zur Klebharzaushärtung ergeben

die weiteren Schwerpunkte der eigenen Untersuchungen. Die einzelnen Ab-

schnitte stellen dabei Zusammenfassungen der jeweils am Anfang genannten

Veröffentlichungen dar, die teilweise um relevante Aspekte ergänzt sind. Bei der

Auswahl der Veröffentlichungen wurde (mit einer Ausnahme) bewusst auf Ar-

beiten verzichtet, die vor 2006 veröffentlicht wurden, um so ein hohes Maß an

Aktualität der vorliegenden Arbeit zu gewähren. Da Hintergrundinformationen

und Literaturübersichten zum Thema in wissenschaftlichen Veröffentlichungen

in der Regel eher knapp gehalten werden, werden diese jeweils zum Beginn ei-

nes Abschnitts unter der Überschrift "Hintergrund und Wissensstand" ausführli-

cher präsentiert. Die Forschungsergebnisse werden schließlich in Kapitel 3

zusammenfassend diskutiert.

3


2 FORSCHUNGSARBEITEN

2.1 Mikrotomographische Untersuchungen an Holzwerkstoffen

4

- von Thomas Walther -

2.1.1 Hintergrund und Wissensstand

Die Gebrauchseigenschaften von Holzwerkstoffen, aber auch zahlreiche Materi-

aleigenschaften, die sich während der Herstellung zumindest vorübergehend

einstellen und für den Herstellprozess von Bedeutung sind, hängen wesentlich

von der Materialstruktur ab. Dabei ist zwischen den unterschiedlichen Skalie-

rungen zu unterscheiden. Auf der Makroebene wird die Grobstruktur von

Werkstoffen beschrieben. So ist beispielsweise das Dichteprofil senkrecht zur

Plattenebene ein typisches Merkmal von Holzwerkstoffen auf dieser Ebene (sie-

he hierzu Abschnitt 2.3.2). Mit bloßem Auge gerade noch erkennbare Struktu-

ren, wie z.B. feine Späne in Spanplatten, werden in der Werkstoffkunde als

Mesostruktur bezeichnet. Die Mikrostruktur umfasst dagegen Einheiten, zu deren

Erkennung licht- oder elektronenmikroskopische Verfahren erforderlich

sind. Einzelne Nadelholztracheiden oder andere Holzzellen, aber auch Klebharzfilme

auf Holzoberflächen mit einer Dicke von deutlich weniger als 1 μm werden

der Mikrostruktur zugerechnet. Die Abgrenzung der Mikrostruktur hin zu

noch feineren Strukturen fällt in der wissenschaftlichen Literatur unterschiedlich

aus. Noch höher aufgelöste Strukturen werden auch als sub-mikroskopische

Strukturen oder als Nanostrukturen bezeichnet. In diesem Abschnitt wird ausschließlich

auf die Mikrostruktur von Holzwerkstoffen (mit einem Schwerpunkt

auf Faserplatten) eingegangen.

Wesentliche Parameter der Mikrostruktur von Holzwerkstoffen sind Größe

und Form der Partikel, ihre Ausrichtung zueinander, ihre Oberflächenbeschaffenheit,

sowie die Verteilung des Klebharzes auf den Partikeln. Die Mikrostruktur

wird durch die Herstellbedingungen (z.B. Aufschlussbedingungen während

FORSCHUNGSARBEITEN

der Zerfaserung, Anlagentechnologie und Prozessparameter bei der

Mattenformung), aber auch durch die Rohstoffeigenschaften selbst (z.B. Länge

der Tracheiden in Abhängigkeit von der Holzart) beeinflusst. Andererseits hat

die Mikrostruktur einen erheblichen Einfluss auf zahlreiche mechanische und

physikalische Eigenschaften von Holzwerkstoffen. So hängen die Steifigkeiten

und Festigkeiten der Werkstoffe von der Anzahl und Größe der Kontaktflächen

zwischen den Partikeln, der Partikelform und -ausrichtung, sowie von der Ausprägung

der Klebfugen ab. Die Gaspermeabilität, aber auch die thermischen und

akustischen Eigenschaften werden unter anderem beeinflusst vom Porensystem,

d.h. von Form und Durchgängigkeit der Poren im Werkstoff.

Strukturuntersuchungen von Holzwerkstoffen mit Hilfe mikroskopischer Methoden

gehören zu den etablierten Verfahren, um Merkmale schnell und zuverlässig

zu erfassen und zu charakterisieren. Hierzu finden sich seit Beginn der

1970er Jahre verschiedene grundlegende Arbeiten (z.B. Mataki 1972, Kruse und

Parameswaran 1978, Short 1981, Furuno et al. 1983, Murmanis et al. 1986a,

Murmanis et al. 1986b, Youngquist et al. 1987, Donaldson und Lomax 1989,

Butterfield et al. 1992, Donaldson 1995, Gillah 2000, Gillah et al. 2000, Walther

2006).

Mikrostrukturuntersuchungen anhand von Licht- und Elektronenmikroskopie

sind allerdings immer mit dem Problem behaftet, dass präparationsbedingte

Oberflächenartefakte die Interpretation beobachteter Phänomene erschwert oder

gar unmöglich macht. Ein vielversprechender Ansatz zur Untersuchung

artefaktfreier dreidimensionaler Strukturen ist deshalb der Einsatz mikrotomographischer

Verfahren. Nach der Bildaufnahme lassen sich dabei virtuelle Schnitte

jenseits der Oberflächen in beliebiger Richtung durch die Probe legen und

auswerten.

Die Anwendung der Mikrotomographie stellt außerdem die Grundlage zur

quantitativen Strukturanalyse dar. Während mikroskopische Verfahren im We-

5


6

FORSCHUNGSARBEITEN

sentlichen qualitative Aussagen über die Werkstoffstruktur zulassen, lassen sich

aufgrund von mikrotomographischen Daten auch quantitative Angaben zu

Strukturmerkmalen wie z.B. Faserorientierung, Kontaktflächen zwischen Fasern

oder Porengrößenverteilung machen.

Tomographische Verfahren basieren in der Regel auf der Auswertung von

Röntgenbildern des zu analysierenden Gegenstandes, die aus in verschiedenen

Winkeln aufgenommenen Einzelbildern zu einem dreidimensionalen Bilddaten-

satz zusammengefügt wurden. Dieser Datensatz lässt sich am Computer aufbe-

reiten und auswerten. Die tomographische Untersuchung von Lebewesen und

Werkstoffen mit Hilfe der Computertomographie ist seit Anfang der 1970er Jah-

re möglich. Entwickelt und realisiert von A. Cormick und G. Houndsfield, ge-

hört dieses Verfahren zu den etablierten Methoden, dreidimensionale Strukturen

zerstörungsfrei abzubilden.

Allerdings wird die Auflösung und Tiefenschärfe von lichtmikroskopischen,

rasterelektronenmikroskopischen (REM, ESEM) und transmissionselektronenmikroskopischen

Systemen (TEM) von Tomographieverfahren derzeit noch

nicht erreicht. Die mikroskopischen Verfahren sind also nach wie vor von größter

Bedeutung im Hinblick auf die Untersuchung kleinster Strukturen.

Die Strukturuntersuchung von Holzwerkstoffen mit Hilfe der Computertomographie

(CT) rückt seit Mitte der 1990er Jahre in den Fokus der Forschung.

Erste Untersuchungen der Struktur von kleinen Proben von verschiedenen

Holzwerkstoffen mittels Mikrotomographie wurden von Shaler 1997, Shaler et

al. 1998 und Groom et al. 1999 vorgestellt. Bei Groom et al. finden sich erstmals

fundierte und detaillierte Auswertungen der Mikrotomographieaufnahmen von

MDF-Proben. Die Eigenschaften von Faserplatten aus Holzfasern sowie die

Auswertung von Mikrotomographieaufnahmen und die Bestimmung der Orientierung

und Krümmung von ausgewählten Fasern aus einer 1,28 mm × 1,09 mm

× 0,37 mm großen Probe stellten einen großen Schritt in Richtung Strukturana-

FORSCHUNGSARBEITEN

lyse dar, auch wenn die Probengröße als sehr klein für eine strukturelle Auswertung

angesehen werden muss. Die Auswertung der Daten wurde manuell durchgeführt

und 72 von Hand ausgewählte Fasern aus einer unbekannten Anzahl

vorhandener Fasern bzw. Faserfragmente wurden vermessen, und die Orientierung

sowie die Krümmung bestimmt. Die Methodik und die Qualität der Aufnahmen

spiegeln den Stand des Wissens der damaligen Zeit wider und geben

nur wenig Aufschluss über die Verhältnisse von erkannten und nicht erkannten

Fasern im Gesamtgefüge. Diese Arbeit stellt die Ausgangsposition für die eigenen

Mikrotomographie-Untersuchungen dar.

Im gleichen Jahr wurden von Illman und Dowd 1999 hochauflösende Aufnahmen

von Massivholzproben präsentiert, die durch Pilzbefall abgebaut worden

waren. Es wurden Charakterisierungsmethoden vorgestellt, mit denen die

Struktureigenschaften auswertet wurden. Des Weiteren zeigten Sugimori und

Lam 1999 für den Holzwerkstoffbereich anhand der Hohlraumverteilung in

Holzwerkstoffen die Möglichkeiten des Einsatzes der Mikrotomographie zur

Analyse von Strukturen auf, um die Eigenschaften von Holzwerkstoffen zu verbessern.

Wimmer et al. 2000 berichten über die Messung der Strandorientierung

von OSB mit Hilfe der Mikrotomographie, in der bei einer Auflösung von 50

μm Proben mit einer Kantenlänge von 2 cm gemessen wurden. Durch die An alyse

von virtuellen 2D-Schnitten in Abständen von 150 μm durch die Probe

wurde mit Hilfe von Bildanalyseverfahren die Orientierung von einzelnen

Strands berechnet. Eine ähnliche Herangehensweise findet sich bei Ekevad

2004, der anhand von aneinander gefügten virtuellen 2D-Schnitten aus Mikrotomographieaufnahmen

den Faserverlauf in einer Vollholzprobe beschreibt.

Steppe et al. 2004 nutzten die Mikrotomographie für die Verfolgung des Gefäßverlaufs

in Buchen- und Eichenproben. Einen Schritt weiter in Richtung 3D-

Strukturanalyse zur Simulation und Modellierung von Holzfaserwerkstoffen gehen

die Arbeiten von Faessel et al. 2003 und Faessel et al. 2005, die versuchten,

7


8

FORSCHUNGSARBEITEN

die bisherigen Erkenntnisse über die Mikrostruktur von Fasermatten in eine Si-

mulation umzusetzen.

Im Zusammenhang mit diesen Untersuchungen steht auch die dreidimensio-

nale Charakterisierung von sehr leichten Holzfaserdämmplatten mit einer Dichte

von 45 kg/m³ bis 170 kg/m³ durch Lux et al. 2006, die anhand der Tomogra-

phieaufnahmen mit morphologischen Operationen die Größenverteilung der Fa-

sern und der Hohlräume sowie die lokale Orientierung der Fasern bestimmten.

Die Bildanalysemethoden werden ausführlich vorgestellt und die Vorgehens-

weise bei der Aufbereitung der Rohdaten erklärt. Die gewählten Ansätze dienten

der Erstellung eines statistischen Modells zur Simulation des Netzwerkes von

leichten Fasermatten. Im Zusammenhang mit tomographischen Untersuchungen

an Holz und Holzwerkstoffen ist auch die Arbeit von De Vetter et al. 2006 zu

erwähnen, die das Eindringen einer markierten Silanverbindung als Holz-

schutzmittel in Holzproben mit Hilfe von REM-EDX und Mikrotomographie

untersuchen und die beiden Methoden miteinander verglichen. Bei einer Auflö-

sung von 10 μm des Tomographiegerätes konnte das Eindringen der

Silanverbindung in den Holzverbund detektiert werden. Die Kombination von

REM und μCT erscheint vor diesem Hintergrund vielversprechend für die

Untersuchung von komplexen Fragestellungen zu sein.

In der vorliegenden Arbeit wird Röntgen-Mikrotomographie mit Synchro-

tronstrahlung (SRμCT) zur Analyse von MDF eingesetzt. Ziel ist dabei die Ent-

wicklung einer Methodik zur Auswertung von 3D-Datensätzen von holzbasier-

ten Faserwerkstoffen, die Anwendung dieser Methodik zur quantitativen Be-

stimmung verschiedener Strukturparameter, sowie der Einsatz der erfassten

Strukturdaten zur dreidimensionalen Simulation von makroskopischen Material-

eigenschaften. Der Einsatz von Synchrotronstrahlung ist für die hier beschriebe-

nen Untersuchungen erforderlich, da zum Zeitpunkt der Untersuchungen noch

keine kompakten Tomographiegeräte mit ausreichender Auflösung zur Erfas-

sung von z.B. Zellwandstrukturen von Frühholztracheiden verfügbar waren.

FORSCHUNGSARBEITEN

2.1.2 Röntgen-Mikrotomographie mit Synchrotronstrahlung

(SRμCT)

Vertiefende Publikationen

Walther et al. 2006

Walther und Thoemen 2009

Probenvorbereitung

TMP-Fasern (Thermo-Mechanical Pulp) wurden von einem europäischen MDF-

Hersteller bezogen und im Labor zu Proben verpresst. Die Fasern bestehen nach

Herstellerangaben zu 95 bis 98% aus Kiefer (Pinus sylvestris) und wurden bei

einem Refinerdruck von ca. 9 bar hergestellt. Vor dem Verpressen wurden die

Fasern mit einem Harnstoff-Formaldehyd-Harz (BASF Kaurit 350) beleimt; der

Festharzanteil (bezogen auf atro Holz) betrug 10%. Die gepressten MDF-Proben

hatten einen Durchmesser von 100 mm bei einer Dicke von 5 mm und wurden

mit Zieldichten zwischen 300 kg/m³ und 1000 kg/m³ hergestellt. Aus den MDF-

Proben wurden schließlich Probenkörper mit den Maßen 2 x 2 mm² unter Ausnutzung

der gesamten Probendicke von 5 mm für die Tomographieaufnahmen

präpariert. Aufnahmen des Dichteprofils senkrecht zur Probenebene, gemessen

mit einem Gammastrahlenmessgerät (Typ Raytest der Firma Rayscan Isotopenmessgeräte

GmbH), ergaben maximale Dichteunterschiede zwischen Deck- und

Mittelschicht der Proben von 200 kg/m³.

Datenaufnahme

Die Mikrotomographieaufnahmen wurden am Hamburger Synchrotronstrahlungslabor

(HASYLAB) des DESY in Hamburg durchgeführt. Die Vorteile

der Synchrotronstrahlung gegenüber konventioneller Röntgenstrahlung bestehen

in einer hohen Parallelität der Strahlen und der Möglichkeit, die Intensität der

Strahlung dem zu untersuchenden Probenmaterial und der Probengröße anzupassen.

Ein Vergleich der beiden Systeme findet sich bei Bernhardt et al. 2004.

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FORSCHUNGSARBEITEN

Des Weiteren lässt sich der Synchrotronstrahl sehr scharf bündeln und polarisie-

ren und die gewünschte Wellenlänge herausfiltern. Die Strahlung selbst kann

außerdem über einen längeren Zeitraum sehr konstant gehalten werden.

Die Mikrotomographieuntersuchungen wurden am Röntgenwiggler-

Messplatz BW2 des HASYLAB durchgeführt. Ausführliche Informationen zum

Aufbau und der Funktionsweise des Synchrotrons sowie des Speicherrings

(DORIS III) sind auf der Internetseite des HASYLAB-

(http://www-hasylab.desy.de/) zu finden. Den Aufbau und die Funktionsweise

des Messplatzes BW2 mit den optischen Einrichtungen und dem installierten

Silizium-Doppelkristall-Monochromator beschreiben Drube et al. 1995.

Die eingesetzte Mikrotomographieapparatur wurde von der Außenstelle des

GKSS-Forschungszentrums in Geesthacht am DESY für hochauflösende Mikrotomographieuntersuchungen

an Werkstoffen und organischen Materialien entwickelt.

Die Mikrotomographieapparatur selbst ist am Messplatz BW2 in einer

abgeschlossenen Messkammer aus 30 mm starken Aluminium-Blei-

Sandwichplatten zur Strahlungsabschirmung untergebracht, die nur zum Probenwechsel

betreten werden kann. Eine ausführliche Beschreibung der Funktionsweise

der Mikrotomographieeinrichtung findet sich bei Beckmann 1998,

Donath et al. 2004 und Donath 2006.

Die Messung der Raumtemperatur und der relativen Luftfeuchtigkeit im Zeitraum

einer Untersuchung ergab eine mittlere Raumtemperatur von 21,4°C mit

einer relativen Feuchtigkeit von 22%. Durch die Betrachtung der Sorptionsisotherme

von Pinus sylvestris bei Niemz 1993 und die Einstellung des zu erwartenden

Holzfeuchtegleichgewichts von ugl ≈ 4,5% der Proben anhand der Untersuchungen

von Keylwerth 1969 konnte ausgeschlossen werden, dass eine Bewegung

der Proben während der Aufnahmen aufgrund von Quellungs- und

Schwindungsvorgängen stattfinden würde.

FORSCHUNGSARBEITEN

Für die Untersuchungen der Holzwerkstoffproben wurde eine Photonenenergie

von 12 keV gewählt. Für sämtliche Proben wurden 720 Projektionen in 0,25°

Schritten von 0 bis 179,75° durchgeführt. Die Rekonstruktion der Daten zu einem

vollständigen Datensatz wurde durch bei der GKSS entwickelte Routinen

in der Programmiersprache IDL (Research Systems Inc.) unter Verwendung eines

Algorithmus für eine gefilterte Rückprojektion umgesetzt. Die rekonstruierten

Schichten wurden in unkomprimierte TIFF-Grafikdateien (256 Graustufen)

mit einer Größe von 1.536 Pixel × 1.536 Pixel umgewandelt. Die Schichten

können mit Hilfe geeigneter 3D-Bildbearbeitungssoftware übereinander gelegt

werden und ergeben somit ein Gesamtvolumen von 1.536 Voxel × 1.536 Voxel

× 1.024 Voxel in X-, Y- und Z-Richtung. Der Begriff Voxel entstammt der englischen

Bezeichnung für Volumetric Pixel, d. h. es handelt sich um das dreidimensionale

Äquivalent eines Pixels mit einem bestimmten Farbwert an einer

bestimmten Stelle eines XYZ-Koordinatensystems. Die Kantenlänge der durch

das Zusammenfügen zu einem vollständigen Datensatz entstandenen Voxel betrug

2,3 μm. Mit zwei Höhenst ufen mit 20 Schichten Überlappung entstand ein

Gesamtvolumen mit einer Gesamthöhe von 2.028 Schichten pro untersuchter

Probe. Für die Darstellung der rekonstruierten Volumina wurde das Programm

VGStudioMAX 1.2 der Firma Volume Graphics GmbH (Heidelberg) verwendet.

Datenaufbereitung und Segmentierung

Die Datenaufbereitung der rekonstruierten Volumina wurde in Zusammenarbeit

mit der Arbeitsgruppe Kognitive Systeme des Departments Informatik der Universität

Hamburg durchgeführt. Hierzu wurden mit Hilfe der als Open Source

existierenden VIGRA Bildanalyse Datenbank die als 8bit TIFF-Grafikdateien

vorliegenden Schichten jeder Probe analysiert und Algorithmen zur Filterung

und Auswertung der Strukturen entwickelt und angewendet. Ein besonderes Augenmerk

wurde auf die dreidimensionale Anwendbarkeit der Algorithmen und

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FORSCHUNGSARBEITEN

eine automatische Auswertung gelegt. Eine ausführliche Beschreibung der Da-

tenaufbereitung und -auswertung ist bei Walther et al. 2006 zu finden.

Um eine Auswertung von Bereichen unterschiedlicher Dichte einer Probe durch-

führen zu können, sowie die Größe der vorhandenen Datensätze für eine schnel-

le 3D-Analyse zu optimieren, wurden kleine Subvolumina mit einer Größe von

256³ Voxel und 512 Voxel × 512 Voxel × 256 Voxel ausgewählt. Abbildung 1

zeigt beispielhaft die Bereiche einer Probe, aus denen die Subvolumina ent-

nommen wurden.

Abbildung 1: Rekonstruiertes 3D-Volumen einer MDF-Probe mit einer Zieldichte von

300 kg/m³. Die römischen Ziffern geben Positionen der für die Datenaufbereitung

herangezogenen Subvolumina an.

Die Schritte der Datenaufbereitung sind in Abbildung 2 dargestellt. Erforder-

lich dazu waren die Erkennung und Entfernung von Rauschen und Artefakten,

die Trennung von Zellwandmaterial, Faserlumen, interzellulären Hohlräumen

und markiertem Klebharz, sowie die Identifizierung von einzelnen Fasern in der

Probe.

FORSCHUNGSARBEITEN

Das Auftreten von Rauschen und Artefakten setzt sich zusammen aus syste-

matischen Fehlern bei der Datenrekonstruktion und zufälligen Fehlern, die vor

allem im Aufbau der Beamline sowie der Mikrotomographieapparatur zu finden

sind. Die Entfernung des Rauschens erfolgte in zwei Schritten mit dem Setzen

eines niedrigen Schwellwertes und einem anschließenden Entfernen von Berei-

chen, die nicht eine größere zusammenhängende Region bildeten.

Abbildung 2: Sequenz der Datenaufbereitung und Segmentierung.

Die anschließende Trennung von Luftregionen und Zellwandmaterial wurde

mit der Unterscheidung der Hohlräume begonnen, die das Faserlumen und die

interzellulären Hohlräume enthielten. Durch Dilatation (Ausdehnung) wurden

die durch die Rauschentfernung leicht geschwächten Zellwände um ein Voxel

auf eine Stärke von 3,5 μm erweitert, um Löcher in den Zellwänden, die s owohl

durch Tüpfel als auch durch Artefakte entstanden sein können, zu schließen.

Nun konnte eine Identifizierung der von Zellwandmaterial umschlossenen Hohl-

räume und der Hohlräume außerhalb der Fasern beginnen. Als Merkmal für das

Faserlumen konnte dessen dünne längliche Form angenommen werden, die sich

eindeutig von den größeren Hohlräumen mit einem größeren Innendurchmesser

außerhalb der Fasern unterschied. Eine morphologische Operation durch Erosion

(Verringerung), Maskierung und anschließender Dilatation der Hohlräume

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FORSCHUNGSARBEITEN

führte zu einer Unterscheidung in interzelluläre Hohlräume und Faserlumina.

Mit der Unterscheidung in interzelluläre Hohlräume, Lumina und Zellwand, so-

wie der Identifizierung der Hohlräume und Lumina, konnte nun den individuel-

len Lumina die umgebende Zellwand zugeordnet werden.

Mit Hilfe eines Seeded Region Growing-Algorithmus' und einer Euklidischen

Distanztransformation, die auf den durchnummerierten Datensatz mit den

Lumina angewendet wurde, konnte durch eine Maskierung der Originaldaten

mit der Zellwandregion jedem Lumen die benachbarten Zellwandvoxel zuge-

wiesen werden und somit individuelle Fasern identifiziert und entsprechend

durchnummeriert werden.

Quantitative Strukturanalyse

Die Datensätze mit einer individuellen Nummerierung der einzelnen Fasern und

Hohlräume standen nach der Aufbereitung in Form von Subvolumina und Ta-

bellen für ausführliche Auswertungen zur Verfügung. Folgende Auswertungen

der Subvolumina wurden vorgenommen:

• Bestimmung der Orientierung der Fasern

• Bestimmung der Anteile an Zellwand, Lumen und interzellulären Hohlräumen

am Gesamtvolumen

• Bestimmung der äußeren und der inneren Oberfläche der identifizierten Fasern

mit Kontakt zu interzellulären Hohlräumen bzw. dem Faserlumen

• Detektierung und Vermessung von Kontaktflächen zwischen den Fasern

• Identifizierung von Faserbündeln

• Visualisierung der Ergebnisse mit Hilfe des 3D-Bildbetrachtungsprogramms

VIGRACaster

Aufgrund der Komplexität der im Folgenden kurz umrissenen bildanalytischen

Methoden wird auf einschlägige Fachliteratur zur Bildanalyse (Jähne

2002) verwiesen. Die Bestimmung der Faserorientierung wurde durch eine

FORSCHUNGSARBEITEN

Hauptkomponentenanalyse durchgeführt. Hierzu wurden die Koordinaten aller

Voxel, die zu einem Lumen gehörten, gesammelt und die Hauptkomponente der

Kovarianzmatrix bestimmt. Die Orientierung der größten Komponente gibt die

Hauptausrichtung des Lumens einer Faser an und wird durch den Winkel zwischen

dem Eigenvektor der Kovarianzmatrix und den Ursprungsachsen X, Y

und Z des 3D Volumens bestimmt. Diese Winkel zur XY-, YZ- und XZ-Ebene

wurden zusammen mit der Stärke der Orientierung (Eigenwert 1/Eigenwert 2)

und der Größe des Lumens in einer Tabelle abgelegt. Die Bestimmung der Anteile

der Zellwand, des Lumens und der interzellulären Hohlräume am Gesamtvolumen

wurde mit Hilfe eines einfachen Voxelcounts durchgeführt. Hierfür

wurden alle Voxel, die zu einem der drei Bestandteile gehörten, zusammengezählt.

Für die Bestimmung der äußeren und inneren Oberfläche der Fasern wurde

die Kontaktfläche zwischen den interzellulären Hohlräumen und der Faseroberfläche

mit Hilfe eines Marching Cubes-Algorithmus' bestimmt, der sich einer

3D-Oberfläche durch die Verwendung von dreieckigen Elementen annähert und

damit eine höhere Genauigkeit bietet, als ein bloßes Zusammenzählen der Flächen

der rechteckigen Voxel.

Die Kontaktstellen einer Faser mit benachbarten Fasern wurden durch die

Erstellung eines Nachbarschaftsgraphen für jede Faser bestimmt. Bei diesem in

der Bildverarbeitung etablierten Verfahren zur Feststellung von räumlichen Beziehungen

wurden die Fasern als Knotenpunkte definiert. Die detektierten Kanten

zwischen zwei Knoten zeigten, dass zwei Fasern miteinander verbunden waren.

Eine Gewichtung dieser Kanten ergab die Anzahl der Voxel, die beide Fasern

miteinander verbindet. Die Werte für jede Faser wurden in Tabellenform

abgelegt und ausgewertet. Anhand dieser Werte konnte festgestellt werden, dass

bei Überschreiten einer Kontaktfläche von mehr als 2.000 Voxeln und einer ähnlichen

Orientierung ein Faserbündel vorliegen musste. Dieser Vergleich wurde

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FORSCHUNGSARBEITEN

für alle Fasern vorgenommen, so dass tatsächlich vorhandene Faserbündel er-

kannt werden konnten.

Um die aufbereiteten Subvolumina darstellen zu können, wurde das in der

Arbeitsgruppe Kognitive Systeme entwickelte 3D Bildbetrachtungsprogramms

VIGRACaster genutzt, welches in der Lage ist, segmentierte Datensätze anzu-

zeigen und individuelle Faserdaten einzeln darzustellen.

Forschungsergebnisse

Beispielhaft sind in Abbildung 3 virtuelle Schnitte durch die x-y-Ebene (parallel

zur Plattenebene) und y-z-Ebene einer MDF-Probe mit einer Zieldichte von 300

kg/m³ dargestellt. In der x-y-Ebene sind die Holzfasern überwiegend längs aus-

gerichtet, während der y-z-Schnitt zahlreiche im Querschnitt angeschnittene Fa-

sern zeigt. Da während der Probenherstellung keine Orientierung der Fasern in

Plattenebene vorgenommen wurde kann davon ausgegangen werden, dass die

dargestellte y-z-Ebene ähnliche der x-z-Ebene ist.

Abbildung 3: x-y-Schnitt (links) und y-z-Schnitt (rechts) nach Segmentierung in Zellwandmaterial

(dunkelgrau), Zelllumina (schwarz) und interzelluläre Hohlräume (hellgrau).

Ein Beispiel für individuell erkannte Fasern in einer MDF-Probe mit einer

Zieldichte von 300 kg/m³ zeigt Abbildung 4 (a). In Abbildung 4 (b) sind ausgewählte

Faserfragmente mit einem Volumen < 1.000 Voxel dargestellt, die ebenfalls

als individuelle Fasern erkannt wurden, jedoch sehr wahrscheinlich zu einer

längeren Faser gehören und ein Problem bei der Analyse darstellten. Ursache für

FORSCHUNGSARBEITEN

das Auftreten dieser Fragmente ist möglicherweise eine Unterbrechung des

Lumens einer Faser durch das Verpressen mit einer benachbarten Faser oder eine

Fehlstelle durch eine Öffnung in der Faserwand, die zu einer Zuordnung des

Teil-Lumens zu den interzellulären Hohlräumen führte.

In Abbildung 5 (links) ist der Zusammenhang zwischen den Bestandteilen

Zellwandmaterial und Hohlraum innerhalb und außerhalb der Fasern dargestellt.

Die durch Auszählen der Voxel ermittelten und hier dargestellten Dichtewerte

liegen teilweise über den Zieldichten der hergestellten Proben. Gründe hierfür

ist eine systembedingte Zunahme der Zellwanddicke während der Datenaufbereitung.

Abbildung 4: Segmentierte MDF-Poben (300 kg/m³) mit (a) ausgewählten Fasern und

(b) ausgewählten Faserfragmenten mit einem Volumen < 1.000 Voxel. Die Kantenlänge

des Würfels beträgt 588 μm.

Wie nicht anders zu erwarten wird ein linearer Zusammenhang zwischen dem

Volumenanteil des Zellwandmaterials und der Materialdichte erkennbar. Die

interzellulären Hohlräume um die Fasern nehmen hingegen bis zu einer Probendichte

von 1.100 kg/m³ linear ab, um dann annähernd gegen Null zu tendieren.

Eine Schwierigkeit stellt die Unterscheidung von Lumen und interzellulären

Hohlräumen bei sehr hohen Dichten dar, da in diesem Dichtebereich beide Regionen

ähnliche Strukturen aufweisen und eine exakte Unterscheidung erschweren.

Hierbei kann für alle Subvolumina ein Fehler für die korrekte Zuordnung

des Lumens von bis zu 20% angenommen werden; der mögliche Fehler bei der

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FORSCHUNGSARBEITEN

Zuordnung zu den interzellulären Hohlräumen liegt mit bis zu 10% darunter.

Die Entwicklung des Lumenanteils am Gesamtvolumen verhält sich entgegen-

gesetzt zur Entwicklung der interzellulären Hohlräume. Bis zu einer Dichte von

1.100 kg/m³ zeigt sich eine Zunahme, die dann jedoch deutlich abfällt. Ver-

gleicht man REM-Aufnahmen (hier nicht dargestellt) von verschiedenen Berei-

chen einer MDF, so fällt auf, dass die bislang noch weitgehend unkollabierten

Spätholzfasern ab einem Dichtebereich von ca. 900 kg/m³ unter der mechani-

schen Belastung versagen und damit das Lumenvolumen sinkt (Walther 2006).

Eine ähnliche Betrachtung eines 3D-Volumens für die qualitative und quanti-

tative Unterscheidung zwischen Lumen und den interzellulären Hohlräumen ei-

ner MDF ist in der Literatur bislang nicht zu finden.

Abbildung 5: Volumenanteile (links) und Oberflächen (rechts) der MDF-Subvolumina.

Für die Berechnung der äußeren und der inneren Faseroberfläche wurden alle

Voxel betrachtet, die dem Zellwandmaterial zugeordnet wurden und die mit ei-

nem Voxel der interzellulären Hohlräume bzw. einem Lumenvoxel in Kontakt

stehen. Die ermittelten Werte sind in Abbildung 5 (rechts) dargestellt.

Zu erkennen sind zwei lokale Maxima bei den dargestellten Werten bei einer

Dichte von 700 kg/m³ für die Kontaktfläche zu den interzellulären Hohlräumen

und bei 1.100 kg/m³ für die Kontaktfläche zum Lumen. Diese Maxima stehen

mit den Werten für den Volumenanteil des Faserlumens und der interzellulären

Hohlräume in Verbindung. Die Kontaktfläche des Zellwandmaterials zu den

FORSCHUNGSARBEITEN

interzellulären Hohlräumen nimmt bis zu einem Verhältnis von etwa 50% zu,

um dann mit weiter steigender Dichte abzunehmen, da die freie Oberfläche auf

den Fasern geringer wird. Bei der Betrachtung des Maximums für die Oberflä-

che des Zellwandmaterials zum Lumen kommt das Kollabieren der Fasern ab

einer Dichte von 1.100 kg/m³ zum Tragen. Die Oberfläche verringert sich durch

die Verkleinerung der Lumina, die mit weiter zunehmender Dichte kaum noch

als solche zu identifizieren sind.

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FORSCHUNGSARBEITEN

2.2 Gekoppelter Wärme- und Stofftransport

2.2.1 Hintergrund und Wissensstand

Eine der zentralen Aufgabenstellungen beim Verpressen von Holzwerkstoffmat-

ten besteht darin, die Temperatur in sämtlichen Mattenregionen für eine ausrei-

chend lange Zeit auf ein solches Niveau zu bringen, dass es zur Aushärtung des

Klebharzes und damit zu einer Verfestigung der Matte kommt. Die zur hinrei-

chenden Aushärtung erforderliche Zeit und Temperatur ist abhängig vom

verwendeten Klebharz. In der Regel stellt die Mittelebene die temperaturkriti-

sche Region der Matte dar. Bei unzureichender Aushärtung am Ende des Press-

vorgangs kann es zu Delaminationen in der gerade hergestellten Platte kommen.

Ferner können unzureichende mechanische und sorptive Eigenschaften, aber

auch zu hohe Formaldehydemissionswerte eine Erhöhung der Presszeit nahe legen.

Andererseits ist von einem unnötig langen Verweilen der Matte in der Presse

aus ökonomischen Gründen abzusehen. Es gilt also, die Dauer des Pressvorgangs

den spezifischen technologischen Anforderungen unter Berücksichtigung

der wirtschaftlichen Randbedingungen anzupassen.

Auch wenn bei weitem noch nicht alle Details des gekoppelten Wärme- und

Stofftransports während des Pressvorgangs von Holzwerkstoffmatten geklärt

sind, so sind die grundlegenden Mechanismen der Mattendurchwärmung und

der Feuchtewanderung mittlerweile vielfältig beschrieben worden (Rackwitz

1954, Maku et al. 1959, Strickler 1959, Gefahrt 1977, Bolton und Humphrey

1988, Kamke und Wolcott 1991, von Haas 1998). Sie lassen sich wie folgt

zusammenfassen:

Von den Heizplatten, Pressblechen oder Stahlbändern (bei kontinuierlichen

Doppelbandpressen) werden die Oberflächen der Matte durch konduktive Wärmeleitung

erwärmt. Hierdurch kommt es in den äußeren Mattenschichten zum

Verdampfen eines Teiles des Wassers, welches entweder als freies Wasser auf

den Partikeloberflächen, im Zellwandmaterial gebunden oder als Leimwasser

FORSCHUNGSARBEITEN

vorliegt. Der Gasdruck in den erwärmten Mattenregionen steigt vorübergehend

leicht an, und das Wasserdampf-Luft-Gemisch, welches im frei zugänglichen

Hohlraumsystem der Holzwerkstoffmatte vorliegt, beginnt entlang des Gasdruckgradienten

zu strömen (konvektiver Gastransport). Trifft nun das Gasgemisch

auf kühlere Mattenregionen, so wird ein Teil des Wasserdampfes wieder

in freies Wasser umgewandelt, wodurch Kondensationswärme generiert wird.

Wird dieses auf den Partikeloberflächen vorliegende Wasser vom Zellwandmaterial

absorbiert, so entsteht zusätzlich noch Sorptionswärme. Es kommt also zu

einer relativ schnellen Erwärmung der entsprechenden Mattenregionen auf eine

Temperatur, die in der Regel um 100°C liegt.

Um weitere Wärmeenergie von den Mattenoberflächen zur Kondensationsebene

zu transportieren bedarf es nun wieder eines konduktiven Wärmetransports

entlang der Temperaturgradienten; ein konvektiver Wärmetransport ist

aufgrund der mittlerweile trockenen oberflächennahen Schichten in diesen nicht

mehr möglich. Erst wenn es in einer Schicht, in welcher zuvor Wasserdampf

kondensiert ist, durch den konduktiven Wärmeeintrag zu einem erneuten Verdampfen

des Wassers kommt, schreitet die Dampffront weiter Richtung Mittelebene

der Matte. Sobald die Dampffront die Mittelebene erreicht hat kommt es

zu einer verstärkten Zunahme des Gasdrucks in der Matte, da die Rückwandlung

von Wasserdampf in freies oder gebundenes Wasser nun nicht mehr möglich ist.

Gleichzeitig mit dem Wärme- und Feuchtetransport von den Oberflächen zur

Mittelebene kommt es auch zu entsprechenden Transportvorgängen parallel zur

Plattenebene. Insbesondere ist die Strömung des Gasgemisches hin zu den offenen

Kanten der Matte von technologischer Bedeutung, da sich hieraus die Höhe

des Gasdrucks und damit auch die thermodynamischen Bedingungen in der Matte

ergeben. Ein zu hoher Gasdruck birgt darüber hinaus die Gefahr in sich, dass

es, je nach Grad der Klebharzaushärtung am Ende des Pressvorgangs, zu

Delaminationen in der gerade hergestellten Platte kommt.

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FORSCHUNGSARBEITEN

Temperaturmessungen an unterschiedlichen Mattenpositionen gehören zum

Stand der Technik und werden in der Regel mit Hilfe von Thermoelemente

durchgeführt. Derartige Messungen in Laborpressen wurden beispielsweise von

Maku et al. 1959, Strickler 1959, Gefahrt 1977 und Kavvouras 1977 und in In-

dustriepressen von Graser 1962, Denisov und Juskov 1974, Rauch 1984 und

Steffen et al. 1999 durchgeführt.

Gasdruckmessungen in Holzwerkstoffmatten während des Heißpressvor-

gangs sind im Vergleich zu den Temperaturmessungen aufwändiger. Es wird

jeweils das eine Ende einer feinen Röhre in die Matte eingeführt, während das

freie Ende an einen Druckaufnehmer außerhalb der Matte angeschlossen ist.

Gasdruckmessungen wurden erstmals durch Denisov und Sosnin 1967 beschrie-

ben und für Taktpressen seitdem des öfteren durchgeführt (z.B. Kavvouras

1977, Humphrey 1982, Kamke und Casey 1988a,b). Steffen et al. 1999 haben

erstmalig Gasdruckmessungen in einer kontinuierlich arbeitenden MDF-Presse,

und Meyer und Thoemen 2007 in einer entsprechenden Spanplattenpresse ver-

öffentlicht.

Aufgrund der großen Komplexität der hier beschriebenen Wärme- und Stoff-

transportvorgänge sind mehrdimensionale Modelle, welche wesentliche Mecha-

nismen in ihren Ansatz einbeziehen, erforderlich, will man zu einer umfassen-

den Beschreibung der physikalischen Vorgänge beim Heißpressen und zu be-

friedigenden Simulationen kommen. Das erste mehrdimensionale Modell wurde

von Humphrey 1982 entwickelt und in einer Serie von Veröffentlichungen

(Bolton und Humphrey 1988, Humphrey und Bolton 1989a, Humphrey und Bol-

ton 1989b, Bolton et al. 1989a, Bolton et al. 1989b, Bolton et al. 1989c) ausführ-

lich beschrieben und für Simulationsrechungen eingesetzt. Weitere Heißpress-

modelle, die in der Regel auf den Ansatz von Humphrey und Mitautoren zur Be-

schreibung der Wärme- und Stofftransportvorgänge zurückgehen, die aber je-

weils weitere Mechanismen in ihre Modellbeschreibung integriert haben, sind

im vergangenen Jahrzehnt veröffentlicht worden. Insbesondere sind hier die Ar-

FORSCHUNGSARBEITEN

beiten von Dai und Mitautoren (Hubert und Dai 1998, Dai und Yu 2004, Dai et

al. 2005, Yu und Dai 2007a,b) von Carvalho und Mitautoren (Carvalho und Co-

sta 1998, Carvalho et al. 2003), von Zombori 2001, Nigro und Storti 2001,

García 2002 und von Thoemen und Mitautoren (Thoemen und Humphrey 2003,

Thoemen et al. 2006, Thoemen und Humphrey 2006) zu nennen.

Sämtliche hier aufgeführten Modelle haben gemein, dass die Materialeigen-

schaften in Abhängigkeit der lokalen und sich über die Zeit verändernden Be-

dingungen für Modellrechnungen bekannt sein müssen. Derartige Materialdaten

sind beispielsweise Gaspermeabilität, Wärmeleitfähigkeit oder Koeffizienten zur

Beschreibung des rheologischen Verhaltens der Matte. An dieser Stelle soll nur

auf die Permeabilität und auf die Wärmeleitfähigkeit von Holzwerkstoffmatten

eingegangen werden.

Für einen durchströmten kapillar-porösen Körper einer gegebenen Struktur

stellt die Permeabilität die Proportionalitätskonstante zwischen dem Druckgradienten

und der Menge des strömenden Gases dar. Der starke Dichteeinfluss auf

den Permeabilitätswert wurde bereits von Bowen 1970, Lehmann 1972 sowie

Denisov et al. 1975 beschrieben. Sämtliche in den hier aufgelisteten Arbeiten

verwendeten Proben wiesen allerdings Dichteprofile senkrecht zur Plattenebene

auf, wodurch eine Zuordnung der Permeabilitätswerte zu exakten Dichtewerten

unmöglich ist. Eine entsprechende Zuordnung ist aber notwendig, um diese Daten

für die Simulation des Heißpressvorgangs nutzen zu können. In den vergangenen

Jahren wurden deshalb verstärkt Permeabilitätsmessungen an Dichteprofil-freien

Proben durchgeführt (von Haas et al. 1998, Hanvongjirawat 2003,

Garcia und Cloutier 2005, Thoemen und Klueppel 2008). In den hier genannten

Arbeiten wurde jeweils auch der Einfluss der Strömungsrichtung auf die

Permeabilität beschrieben.

Neben den Messungen der Permeabilität sind mittlerweile auch Verfahren

publiziert, die sich zur Berechnung der Permeabilität auf Grundlage der virtuel-

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FORSCHUNGSARBEITEN

len Struktur von Holzwerkstoffmatten (Thoemen et al. 2008) oder der Größe,

Ausrichtung und Anordnung ihrer Partikel (Dai et al. 2005) eignen.

Die Wärmeleitfähigkeit eines porösen Materials hängt maßgeblich von seiner

festen und gasförmigen Phase ab. Die reine Zellwandsubstanz hat eine Wärme-

leitfähigkeit von 0,4210 W/(m K) senkrecht zur Faserrichtung und von 0,6536

W/(m K) parallel zur Faser (Maku 1954, in Kollmann und Malmquist 1956). Die

Wärmeleitfähigkeit von ruhender Luft beträgt 0,024 W/(m K) (Siau 1995). Holz

und Holzwerkstoffe leiten Wärme folglich umso besser, je höher ihre Dichte ist.

Dieser Zusammenhang wurde in zahlreichen Veröffentlichungen bestätigt

(Kollmann 1951, Kollmann und Malmquist 1956, Kühlmann 1962, Cammerer

1970, Kioseff 1973, Schneider und Engelhardt 1977, Suzuki 1981 in Kamke und

Zylkowski 1989, von Haas 2000).

Die Wärmeleitfähigkeit von Holzwerkstoffen steigt außerdem mit zuneh-

mendem Feuchtegehalt und Temperatur (Kühlmann 1962, Ward und Skaar

1963, Nanassy und Szabo 1978, Kamke und Zylkowski 1989). Die umfassends-

ten Untersuchungen zum Feuchteeinfluss stammen von Kühlmann. Er stellte

fest, dass die Wärmeleitfähigkeit von Spanplatten proportional mit der Holz-

feuchte zunimmt. Die Steigung ist umso größer, je höher die Temperatur ist.

2.2.2 Gasdruckentwicklung beim Heißpressen

Vertiefende Publikation

Meyer und Thoemen 2007

Einleitung

Der Gasdruck, der sich beim Verpressen in einer Holzwerkstoffmatte ergibt, be-

stimmt in starkem Maße die thermodynamischen Bedingungen im Inneren der

Matte. Zudem kann ein zu hoher Gasdruck am Pressenende die Platteneigen-

schaften negativ beeinflussen oder gar zur Zerstörung der Platten führen. Wäh-

FORSCHUNGSARBEITEN

rend zahlreiche Gasdruckmessungen in Taktpressen mittlerweile in der wissen-

schaftlichen Literatur beschrieben sind, und auch entsprechende Messungen in

einer kontinuierlichen Doppelbandpresse für MDF veröffentlicht wurden (siehe

Literaturübersicht im Abschnitt 2.1.1), werden in der hier vorgestellten Arbeit

erstmalig Gasdruck- und auch Temperaturmessungen innerhalb von Spanmatten

beim Verpressen in einer Doppelbandpresse präsentiert.

Material und Methoden

Die Gasdruck- und Temperaturmessungen wurden in einem Spanplattenwerk in

Deutschland an einer 44 m langen kontinuierlichen Presse der Firma Metso

durchgeführt. Charakteristisches Merkmal des betrachteten Pressentyps ist, dass

sie im hinteren Pressenabschnitt (ca. 10 m) über eine Kühlzone verfügt, in welcher

die Temperatur der Mattenoberflächen um 30 bis 40°C gegenüber einer ungekühlten

Matte reduziert werden kann. Die betrachteten Matten hatten eine

Breite von ca. 2230 mm und wurden mit Vorschubgeschwindigkeiten von 30

m/min (bzw. 14 m/min, 12 m/min) bei 16 mm Zieldicke (bzw. 28 mm, 38 mm)

verpresst. Die durchschnittlichen Dichten der auf diese Weise hergestellten Platten

betrugen 695 kg/m³, 680 kg/m³ und 635 kg/m³ (bei aufsteigender Plattendikke).

Für die Bestimmung des Gasdrucks und der Temperatur, welche während des

Pressvorgangs in der Matte herrschen, wurde ein Messsystem eingesetzt, welches

vom Alberta Research Council, Edmonton, Kanada entwickelt wurde und

unter dem Namen PressMan vermarktet wird. Das System besteht aus einer Datenspeichereinheit

und einer austauschbaren Messspitze variabler Länge. Für die

vorliegende Arbeit wurden Längen von 300 mm, 450 mm sowie 600 mm verwendet.

Die Messspitze, an deren dem Datenspeicher abgewandten Ende der

Gasdruck und die Temperatur gemessen wird, wird vor der Heißpresse seitlich

soweit in die Spanmatte geschoben, dass sich der Datenspeicher wenige Zentimeter

neben der Spanmatte befindet. In der Regel wurde versucht, die Messspit-

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FORSCHUNGSARBEITEN

ze möglichst in die Mittelebene einzuführen; für zusätzliche Messungen wurde

die Messspitze aber auch in die Nähe einer der Mattenoberflächen gebracht.

Unmittelbar hinter der Heißpresse wird das Messsystem wieder entnommen und

zum Auslesen der Daten an einen Computer angeschlossen.

Forschungsergebnisse

In Abbildung 6 ist der gemessene Gasdruckverlauf innerhalb einer Spanmatte

während des Heißpressvorgangs exemplarisch dargestellt. Ein erstes Gasdruck-

maximum zeigt sich am Presseneinlauf. Bei genauer Betrachtung wird erkenn-

bar, dass das Maximum zusammenfällt mit dem Abschluss der relativ schnellen

Hauptverdichtung der Matte. Die Ursache für das erste Gasdruckmaximum liegt

in der Komprimierung der in der Matte vorliegenden Luft.

Abbildung 6: Horizontale Gasdruckverteilung in einer Matte für eine 16 mm Spanplatte.

Für die graue Fläche liegen keine Werte vor.

In der nun folgenden Pressensektion (bis ca. 25% Pressenlänge) kommt es zu

einer Abnahme des Gasdrucks. Ein Teil der eingeschlossenen Luft entweicht

über die Längskanten der Matte. Das Ausmaß dieser Druckabnahme wird we-

sentlich bestimmt von der Permeabilität der Spanmatte, welche wiederum eng

korreliert ist mit ihrer Dichte.

FORSCHUNGSARBEITEN

Ab ca. 40% Pressenlänge steigt der Gasdruck wieder an, und zwar zunächst

relativ langsam, um zum Ende des Pressvorgangs mit zunehmender Steigung auf

etwa 70 MPa Überdruck anzusteigen. Der Gasdruckanstieg wird verursacht

durch den Übergang des Wassers in die Gasphase. Die beschleunigte Zunahme

des Gasdrucks beginnt in etwa an jener Position, an der die Mittelschichttempe-

ratur annähernd 100°C erreicht (siehe Abb. 8 links). Unter diesen Bedingungen

können die Verdampfungsvorgänge nicht mehr durch Kondensationsvorgänge in

weiter innen liegenden Mattenschichten kompensiert werden.

Gasdruckmessungen, die während einer um ca. 35°C reduzierten Stahlband-

temperatur im hinteren Bereich der Presse durchgeführt wurden, ergaben eine

Abnahme des Gasdruckmaximums am Ende der Presse auf etwa 45 MPa Überdruck,

also eine Abnahme um ca. 25 MPa (hier nicht dargestellt).

In Abbildung 6 wird auch die Gasdruckverteilung über die Breite der Matte

erkennbar. Wie nicht anders zu erwarten steigt der Gasdruck von den Kanten hin

zur Mattenmitte an. Dadurch kommt es zu einer horizontalen Strömung des

Wasserdampf-Luft-Gemisches hin zu den offenen Längskanten. Während Wasserdampf

im Inneren der Matte ständig generiert wird, nimmt der Anteil der Luft

am Gasgemisch ab. Folglich ist am Pressenende nur noch wenig oder keine Luft

im Inneren der Matte vorhanden.

Ein Vergleich der in dieser Arbeit gemessen Gasdruckkurven für Spanmatten

mit solchen, wie sie von Steffen et al. (1999) in MDF-Matten gemessen wurden,

zeigt einige grundsätzliche Unterschiede im Kurvenverlauf (Abbildung 7). So

ergibt sich während der Hauptverdichtung von MDF-Matten aufgrund der niedrigeren

Schüttdichte und der damit verbundenen höheren Luftmenge in der Ausgangsmatte

ein deutlich höheres erstes Gasdruckmaximum. Das erhöhte Gasdruckniveau

bleibt im vorderen Pressenbereich bestehen. Weiterhin ergibt sich

für MDF-Matten ein deutlich steilerer Gasdruckanstieg hin zum Gasdruckmaximum.

Ursachen hierfür liegen sowohl in dem für die MDF-Herstellung typi-

27


28

FORSCHUNGSARBEITEN

schen zweiten Verdichtungsschritt gegen Ende des Pressvorgangs, als auch in

der verringerten Permeabilität von MDF-Matten im Vergleich zu Spanmatten

für Dichten bis zu 800 - 900 kg/m³ (siehe auch Thoemen und Klueppel 2008).

Abbildung 7: Vergleich der Gasdruckentwicklung in einer kontinuierlich gepressten

MDF-(▲) und Spanmatte (■).

Während die Messspitze zur Gasdruck- und Temperaturbestimmung in den

meisten Fällen nahe der Mittelebene der Matte positioniert war, wurden zusätz-

liche Messungen von Gasdruck und Temperatur in oberflächennahen Bereichen

sowie in den Zwischenschichten (ca. 25% Mattendicke) durchgeführt. In Abbil-

dung 8 wird deutlich, dass die vertikale Position der Messspitze zwar einen we-

sentlichen Einfluss auf den gemessenen Temperaturverlauf hat, nicht aber auf

den Gasdruckverlauf innerhalb der Presse. Offensichtlich gleichen sich Gasdruckunterschiede

zwischen den Schichten fast unverzüglich aus. Lediglich unmittelbar

hinter der Presse wird ein Gasdruckunterschied zwischen den vertikalen

Positionen erkennbar. Es wird vermutet, dass derartige Gasdruckgradienten

mitverantwortlich für Festigkeitseinbußen der fertigen Platte oder gar

Delaminationen sein können. Der vertikale Gasdruckunterschied baut sich allerdings

relativ schnell wieder ab.

FORSCHUNGSARBEITEN

Abbildung 8: Temperatur- und Gasdruckentwicklung in einer Matte für eine 16 mm

Spanplatte während des kontinuierlichen Heißpressens. Obere Linien = Temperaturkurven

(links). Vergrößerung Gasdruckkurven am Pressenende (rechts). ■ = Deckschicht,

▲ = Zwischenschicht, �= Mittelschicht.

Mit den 450 mm langen Messspitzen wurden Gasdruckmessungen an Matten

mit drei verschiedenen Zieldicken durchgeführt (16 mm, 28 mm, 38 mm). Dabei

konnte gezeigt werden, dass der Gasdruck mit zunehmender Mattendicke abnimmt

(Abbildung 9). Abgesehen von der Mattendicke waren die Pressbedingungen

wie Presszeitfaktor (= Presszeit in s bezogen auf Plattendicke in mm),

Presstemperatur und Zieldichte der Platte für die drei dargestellten Messkurven

weitgehend vergleichbar. Die gemessenen Gasdruckunterschiede lassen sich also

nicht ausschließlich durch diese Unterschiede begründen. Es liegt demnach

ein deutlicher Einfluss der Mattendicke auf die Gasdruckentwicklung vor.

Abbildung 9: Gasdruck in Spanmatten mit unterschiedlichen Zieldicken. ■ = 16 mm, ▲

= 28 mm, � = 38 mm.

Diese Erkenntniss ist von großer Bedeutung für die industrielle Praxis: Heute

werden bereits Span- und MDF-Platten mit Stärken von wenigen Millimetern

29


30

FORSCHUNGSARBEITEN

hergestellt. Für Plattendicken unterhalb von 13 mm sind Gasdruckmessungen

aufgrund der Abmessungen der Datenspeichereinheit allerdings nicht möglich.

Die in Abbildung 9 dargestellte Dickenabhängigkeit des Gasdrucks lässt aber

den Schluss zu, dass in dünnen Holzwerkstoffplatten mit erheblichen Gasdrük-

ken, und damit auch mit den oben beschriebenen negativen Auswirkungen

zu rechnen ist. Simulationsrechnungen bestätigen diese Hypothese (siehe Ab-

schnitt 2.2.4).

2.2.3 Modellierung des Wärme- und Stofftransportes beim

Heißpressen

Vertiefende Publikation

Thoemen und Humphrey 2006

Einleitung

Das im Rahmen dieser Arbeit beschriebene phenomenologische Modell zur Si-

mulation des Heißpressvorgangs von Holzwerkstoffmatten lässt sich in drei

Gruppen von Mechanismen unterteilen: Während die Wärme- und Stofftrans-

portvorgänge in diesem Abschnitt beschrieben werden, soll im Abschnitt 2.3.2

auf das rheologische Verhalten der Holzwerkstoffmatte und in Abschnitt 2.4.2

auf die Festigkeitsentwicklung eingegangen werden. Nach numerischer Lösung

der entsprechenden Gleichungssysteme und Implementierung in einem Compu-

terprogramm lassen sich unter anderem die lokalen Entwicklungen von Tempe-

ratur, Feuchtegehalt, Luft- und Wasserdampfdruck, Dichte sowie Zugfestigkeit

senkrecht zur Plattenebene, um nur eine kleine Auswahl an Variablen zu nen-

nen, berechnen. Entsprechend der gewählten Modellgrenzen werden ausschließ-

lich jene Vorgänge betrachtet, die innerhalb der Holzwerkstoffmatte stattfinden.

Nicht berücksichtigt ist beispielsweise der Wärmetransport in kontinuierlichen

FORSCHUNGSARBEITEN

Pressen von den Heißplatten über die Rollstangen und das Stahlband zur

Mattenoberfläche.

Für die Simulationsrechnungen erforderliche Materialdaten liegen für verschiedene

Faser-, Span- und Strandmaterialien vor, so dass grundsätzlich die

physikalischen Vorgänge sowohl in MDF- als auch in Span- und OSB-Matten

simuliert werden können. Allerdings ist die Gültigkeit einiger Modellannahmen

für steigende Partikelgrößen noch nicht nachgewiesen. Der Schwerpunkt der

hier beschriebenen Arbeit wurde aus diesem Grund auf MDF-Material gelegt.

Während in Taktpressen und kontinuierlich arbeitenden Doppelbandpressen

die gleichen physikalischen Vorgänge innerhalb der Holzwerkstoffmatte ablaufen,

unterscheiden sich die beiden Prozesse in ihren Randbedingungen. Das hier

beschriebene Modell wurde so implementiert, dass beide Prozesse simuliert

werden können. Die für den kontinuierlichen Prozess spezifischen Merkmale der

Modellierung und Implementierung sind bei Thoemen und Humphrey 2003

nachzulesen.

Das Modell wird seit 2003 als Produkt (Virtual Hot Press) vermarktet. Hierzu

wurde eine Bedienoberfläche programmiert, die eine komfortable Dateneingabe

sowie eine übersichtliche Ergebnisdarstellung ermöglicht. Die Bedienoberfläche

ist in Ausschnitten in Thoemen et al. 2004 dargestellt.

Modellbeschreibung

Holzwerkstoffmatten stellen ein kapillar-poröses Medium dar. Dabei steht nur

ein Teil des Porenraums, nämlich die zwischen-partikulären Hohlräume, für einen

Gasstrom zur Verfügung, während die Lumina der Holzzellen in der Regel

geschlossene Einzelhohlräume darstellen. Der Porenraum ist mit einem Gasgemischt

gefüllt, das je nach Position innerhalb der Matte und je nach Zeitpunkt

der Betrachtung entweder Luft oder Wasserdampf als Hauptkomponente enthält.

31


32

FORSCHUNGSARBEITEN

Diese Betrachtungsweise der mikroskopischen Struktur der Holzwerkstoff-

matte ist wichtig für die zielführende Modellentwicklung sowie für die Interpre-

tation der Simulationsergebnisse. Für die mathematische Beschreibung der phy-

sikalischen Mechanismen beim Heißpressen wird die Matte aber in der vorlie-

genden Arbeit als Kontinuum behandelt. Es fließen also ausschließlich die

makroskopischen Eigenschaften des unabhängig von der mikroskopischen

Struktur als homogen betrachteten Materials in die Berechnungen ein.

Der hier beschriebene Ansatz berücksichtigt Wärme- und Stofftransportvor-

gänge in den drei Richtungen des kartesischen Koordinatensystems. Das Wasser

liegt dabei als im Zellwandmaterial gebunden oder als Wasserdampf vor, nicht

aber als freies Wasser in flüssiger Phase. Der Transport des Wassers und der

Luft geschieht durch Gaskonvektion und Gasdiffusion, wobei ersterer Mecha-

nismus nach dem Darcy'schen Gesetz und letzterer nach dem Fick'schen Gesetz

berechnet wird. Im Modellansatz nicht berücksichtig sind Diffusionsvorgänge

des gebundenen Wassers in den Zellwänden oder auf deren Oberflächen. Kon-

vektiver Gastransport dominiert klar über Gasdiffusion. Letzterer Mechanismus

wurde aber der Vollständigkeit halber und zur Verbesserung der numerischen

Stabilität in den Modellansatz aufgenommen.

Zwei Wärmetransportmechanismen sind im Modell berücksichtigt:

Wärmekonduktion, beschrieben durch das Fourier'sche Gesetz, sowie konvektiver,

d.h. mit der Gaskonvektion und Phasenübergängen des Wassers assoziierter

Wärmetransport.

Des Weiteren wird von sofortigen lokalen Gleichgewichtszuständen zwischen

Gasphase und Zellwandmaterial ausgegangen. Es wird also angenommen,

dass sowohl der Temperatur- als auch der Feuchteausgleich zwischen Poren und

Holzpartikeln ohne Zeitverzug stattfinden. Diese Annahme wurde aus Vereinfachungsgründen

getroffen und erscheint für kleine Partikel wie Fasern oder feine

Späne gerechtfertigt. Für gröbere Partikel, insbesondere für OSB-Strands, ist

FORSCHUNGSARBEITEN

allerdings davon auszugehen, dass sich die Gleichgewichtszustände erst nach

einer Zeit einstellen, die von der Größe der Partikel abhängt.

Zur Durchführung von Simulationsrechnungen sind Kenntnisse über die materialspezifischen

Eigenschaften der Holzwerkstoffmatte in Abhängigkeit der

räumlich und zeitlich veränderlichen Bedingungen innerhalb der Matte wie

Dichte, Temperatur und Feuchte erforderlich. Zur Simulation der Wärme- und

Stofftransportvorgänge wurden bisher die im Folgenden aufgeführten Eigenschaftsdaten

verwendet.

• Koeffizienten der Permeabilität in Abhängigkeit der Strömungsrichtung und

der Materialdichte: Die Koeffizienten wurden in der Arbeitsgruppe des Verfassers

dieser Arbeit bestimmt (Thoemen und Klueppel 2008, außerdem unveröffentlichte

Messungen). Alternativ liegen Koeffizienten von Haselein

1998 und von Haas et al. 1998 vor.

• Diffusionskoeffizienten in Abhängigkeit der Materialdichte, veröffentlicht in

Thoemen 2000.

• Koeffizienten der Wärmeleitfähigkeit in Abhängigkeit von Strömungsrichtung

sowie Materialdichte, -temperatur und -feuchte: Koeffizienten in Abhängigkeit

der Materialdichte wurden ebenfalls in der Arbeitsgruppe des Autors

bestimmt (Klueppel 2006, außerdem unveröffentlichte Messungen). Darüber

hinaus können wieder Koeffizienten von von Haas 2000 verwendet werden.

Korrekturfaktoren für den Temperatur- und Feuchteeinfluss auf die Wärmeleitfähigkeit

wurden in Anlehnung an Arbeiten von Kühlmann 1962, Shao

1989 und Haselein 1998 eingeführt.

• Spezifische Wärmekapazität in Abhängigkeit von Materialtemperatur und -

feuchte: Verwendet wird eine Gleichung von Haselein 1998, die auf mehreren

von Skaar 1972 zusammengetragenen Gleichungen sowie der Methode einfacher

Mischungen zur Berücksichtigung des Feuchteeffekts basiert.

33


34

FORSCHUNGSARBEITEN

• Werte der Gleichgewichtsfeuchte bei gegebener relativer Luftfeuchtigkeit

und Temperatur: Die verwendeten Werte basieren auf Messwerten von Wei-

chert 1963 und Engelhardt 1979, für die unterhalb von 25°C und oberhalb von

170°C Extrapolationsfunktionen ermittelt wurden.

• Sorptions- und Verdampfungswärme in Abhängigkeit von Temperatur und

Feuchtegehalt: Zur Ermittlung der entsprechenden Werte wird eine Gleichung

von Humphrey und Bolton 1989a verwendet.

Numerisches Verfahren

Zur numerischen Lösung des Wärme- und Stofftransportmodells wird ein algeb-

raischer Ansatz angewendet, bei dem das System von Grundgleichungen gekop-

pelt ist mit lokalen Energie- und Massebilanzen. Berechnungen für jeden Zeit-

schritt beinhalten drei nacheinander auszuführende Prozeduren. Zunächst wer-

den die quasi-stationären Wärme- und Massenströme zwischen den Mittelpunk-

ten benachbarter Zellen des Modellgitters berechnet. Unter Berücksichtigung

der Zuwächse und Verluste an Wärmeenergie, Wasserdampf und Luft werden

dann die neuen Gleichgewichtszustände in jeder Gitterzelle berechnet. Die so

ermittelten Zustandsgrößen werden schließlich in der dritten Prozedur gemäß

der Komprimierung oder Expansion der Gitterzelle korrigiert. Die Dimensions-

änderung der Gitterzelle ergibt sich dabei aus der Berechnung der Materialver-

dichtung, wie in Abschnitt 2.3.2 beschrieben. Das hier dargestellte Verfahren

wurde in Anlehnung an das Finite-Volumen-Verfahren entwickelt. Zur Verbes-

serung der Effizienz der Berechnungen wurde eine Prozedur zur Optimierung

der Zeitschrittweite sowie ein mechanistischer impliziter Ansatz zur Berechnung

des konvektiven Gasstroms senkrecht zur Plattenebene entwickelt.

Simulationsrechnungen

Im Folgenden soll eine typische Simulationsrechnung exemplarisch dargestellt

und erläutert werden. Die Anfangs- und Randbedingungen der Simulation sind

FORSCHUNGSARBEITEN

dazu in Anlehnung an Bedingungen gewählt, die bei der Herstellung einer

MDF-Platte in einer großformatigen Laborpresse (ca. 240 x 120 cm) vorgelegen

haben. Entsprechend dieser Bedingungen wird für die Simulation von einer ein-

schichtigen MDF-Matte mit einer homogenen Mattentemperatur unmittelbar vor

Beginn des Pressvorgangs von 26°C und einer Anfangsfeuchte von 9,9% ausge-

gangen. Die Dichte der vorgepressten Matte beträgt 92,2 kg/m³ (Basis: Masse

atro Holz). Die Matte wird im hier betrachteten Szenario in 630 s auf eine Ziel-

dichte von 697 kg/m³ verpresst, wobei die Zieldicke von 39 mm in vier Stufen

mit abnehmender Verdichtungsgeschwindigkeit nach insgesamt 110 s erreicht

wird. Die Pressplattentemperatur beträgt durchgehend 190°C.

Für die rechtwinklige Matte werden für die Simulation symmetrische Bedin-

gungen in x-, y- und z-Richtung angenommen, so dass sich die Rechenzeit auf

ein Achtel reduziert, bezogen auf die Rechenzeit, die für die Simulation der

vollständigen Matte erforderlich wäre. Das verwendete Modellgitter hat die

Größe 6 x 6 x 20 Gitterzellen (x, y, z). Als Materialeigenschaftsdaten werden

Permeabilitäts- und Wärmeleitfähigkeitskoeffizienten nach von Haas et al. 1998

verwendet.

An der im Labor hergestellten MDF-Platte waren Temperatur- und Gasdruckmessungen

durchgeführt worden. Die angestrebten Messpunkte sind Abbildung

10 zu entnehmen, wobei es aufgrund von Ungenauigkeiten bei der Positionierung

der Messsonden zu geringfügigen Abweichungen der tatsächlichen

Positionen kommen konnte. Die Temperaturmessungen wurden mit Thermoelementen

und die Gasdruckmessungen mit Stahlröhrchen (0,5 mm Innendurchmesser),

die mit außerhalb der Matte liegenden Drucksensoren verbunden waren,

durchgeführt. Temperaturen und Gasdrücke wurden an jeweils fünf Positionen

innerhalb der Matte gemessen.

Die simulierten Temperatur- und Gasdruckverläufe innerhalb der MDF-

Matte sind in Abbildung 11(b) dargestellt. Die Temperatur in Oberflächennähe

35


36

FORSCHUNGSARBEITEN

(gekennzeichnet mit T3/T4) steigt relativ schnell an, um sich dann der Pressplat-

tentemperatur anzunähern, ohne sie jedoch bis zum Ende des Pressvorgangs zu

erreichen.

Abbildung 10: Senkrechter Mattenquerschnitt mit Positionen der Temperatur- und

Gasdrucksensoren

Für die Zwischenschicht (T2) ergibt sich eine Verzögerung von ca. 100 s, bevor

die Temperatur relativ zügig ansteigt. Das dann folgende Plateau von ca.

100°C ergibt sich aus der fortschreitenden Kondensationsfront, welche sich von

den Pressplatten in Richtung Mittelebene bewegt. Erst wenn in der Zwischenschicht

die von den Pressplatten ankommende Wärmeenergie nicht mehr für das

Verdampfen von freiem oder leicht gebundenem Wasser benötigt wird kann es

wieder zu einer nennenswerten Erhöhung der Temperatur in dieser Schicht

kommen. Die Temperatur in der Mittelschicht (T1/T7) steigt ebenfalls erst dann

an, wenn die Kondensationsfront diese Ebene erreicht hat. Das Temperaturmaximum

am Ende der Presszeit beträgt 110 bis 115°C und hängt unter anderem

vom vorherrschenden Gasdruck ab. Da dieser in Kantennähe (T7) deutlich niedriger

als in Mattenmitte (T1) ausfällt (siehe nächster Absatz) fällt auch die Temperatur

in Kantennähe etwas niedriger aus.

Die Bezugspunkte der in Abbildung 11(b) simulierten Gasdruckkurven liegen

in allen drei Fällen in der mittleren Ebene der Matte, und zwar auf 45,8% (T1),

37,5% (T5) und 12,5% (T7) der Mattenbreite. Diese Positionen wurden in Anlehnung

an die Positionen bei den Labormessungen gewählt und ergeben sich

FORSCHUNGSARBEITEN

daraus, dass die halbe Mattenbreite in 6 gleichbreite Modellgitterzellen eingeteilt

wurde, und dass der Bezugspunkt jeweils in der Mitte einer Zelle liegt.

(a) (b)

Elapsed time [s]

Elapsed time [s]

Abbildung 11: Vergleich der gemessenen (a) und simulierten (b) Temperatur und Gasdruckentwicklung

innerhalb der Matte. Die Positionen des Sensors sind in Abbildung 10

dargestellt.

Den simulierten Gasdruckkurven ist gemein, dass sie während der Verdichtungsphase

vier mehr oder weniger markante Druckspitzen aufweisen. Diese

Spitzen fallen jeweils mit den Änderungen der Schließgeschwindigkeit zusammen.

Im darauf folgenden Abschnitt des Pressvorgangs liegt dann nahezu Atmosphärendruck

im gesamten Inneren der Fasermatte vor. Erst 350 bis 400 s

nach Beginn des Pressvorgangs kommt es zu einer deutlich Erhöhung des Gasdrucks.

Diese Erhöhung wird dadurch verursacht, dass dem Übergang von Wasser

in die Gasphase, welcher an der nach außen gewandten Seite der Dampffront

stattfindet, kein umgekehrter Phasenübergang (Kondensation) in Nähe der Mittelebene

mehr gegenübersteht. Dem Gasdruckanstieg durch Verdampfen von

Wasser wird also nicht durch zeitgleiche Kondensationsvorgänge entgegengewirkt.

Der simulierte Gasdruck an Position P5 ist nur unwesentlich niedriger als der

an P1. Hingegen fällt der Gasdruck an der Position P7 aufgrund seiner relativen

Nähe zur Mattenkante deutlich ab, und zwar sowohl während des Schließens der

Presse als auch während des endgültigen Gasdruckanstiegs.

37


38

FORSCHUNGSARBEITEN

Ein Vergleich der simulierten Temperatur- und Gasdruckverläufe mit den

entsprechenden gemessenen Kurven (Abbildung 11a) zeigt eine gute Überein-

stimmung. Sämtliche charakteristischen Merkmale der experimentell ermittelten

Graphen werden in der Simulation abgebildet, und auch die quantitative

Übereinstimmung ist durchaus befriedigend. Differenzen zwischen den gemessenen

und simulierten Temperatur- und Gasdruckkurven ergeben sich unter anderem

aus Abweichungen der realen Materialeigenschaften der im Experiment

vorliegenden Matte im Vergleich zu den für die Simulation verwendeten Materialeigenschaftsdaten,

sowie aus nicht vermeidbaren Schwankungen der Material-

und Herstellparameter im realen Prozess. Das Fehlen der Gasdruckspitzen im

Experiment während des Schließens der Presse ergibt sich daraus, dass die

Druckbegrenzung der Presse erreicht wurde, sodass in dieser Phase ein gleitender

Übergang der Schließgeschwindigkeiten zu beobachten war. In weiteren

Versuchsdurchgängen (hier nicht dargestellt), bei denen diskrete Schließgeschwindigkeiten

tatsächlich vorgelegen haben, sind die Druckspitzen auch im

Experiment deutlich erkennbar.

2.2.4 Messung von Materialeigenschaften

Vertiefende Publikationen

Thoemen und Klueppel 2008

Thoemen 2006

Einleitung

Um die in Abschnitt 2.2.3 beschriebenen Simulationsrechnungen durchführen zu

können sind die materialspezifischen Eigenschaftsdaten der Holzwerkstoffmatte

in Abhängigkeit der räumlich und zeitlich veränderlichen Bedingungen innerhalb

der Matte erforderlich. Wie in Abschnitt 2.2.5 beschrieben sind mittlerweile

Ansätze verfügbar, mit denen sich Koeffizienten der Permeabilität und der

FORSCHUNGSARBEITEN

Wärmeleitfähigkeit simulieren lassen, vorausgesetzt dass Daten zur Beschreibung

der Mikrostruktur vorliegen. Im Folgenden sollen aber Messungen dieser

Eigenschaften präsentiert werden, und zwar in Abhängigkeit von Dichte, Strömungsrichtung

(nur für Permeabilität), Ausgangsmaterial sowie Partikelgrößen.

Die Permeabilitätsmessungen sind in Thoemen und Klueppel 2008 ausführlich

beschrieben. Die Messungen der Wärmeleitfähigkeit wurden im Rahmen der

Diplomarbeit von Klueppel 2006 unter Anleitung des Autors durchgeführt und

sollen in vorliegender Arbeit ergänzend dargestellt werden.

Material und Methoden

Von zwei Spanplattenherstellern wurde jeweils Deck- und Mittelschichtspanmaterial

bezogen. Hersteller 1 verwendet fast ausschließlich Industrierestholzsortimente

(ca. 95% Nadelholz), die unter Verwendung von Schlagzerspanern (Mühlen)

aufbereitet werden. Hersteller 2 setzte dagegen Waldindustrieholz,

Palettenholz und Industrierestholz als Rohstoff ein. Die Zerspanung erfolgt auf

Messerringzerspanern. Eine Siebfraktionierung hat gezeigt, dass bei der schlagenden

Zerspanung ein größerer Feinanteil als bei der schneidenden entsteht.

Hinsichtlich der Form unterschieden sich nur die größeren Späne: Die Schneidspäne

von Hersteller 2 waren eher flächig, während die Mahlspäne von Hersteller

1 eher splitterförmige Formen aufwiesen.

Neben den Untersuchungen an den Ausgangsmaterialien wurden die Eigenschaftsmessungen

auch an jeweils zwei Siebfraktionen durchgeführt. Bei den

Deckschichtspänen waren dies die Fraktionen mit den Spangrößen 0,25 - 0,5

mm und 0,75 - 1,00 mm, und bei den Mittelschichtspänen die Fraktionen 1,0 -

2,0 mm und 2,8 - 4,0 mm.

Außerdem wurden MDF-Fasern aus Kiefer (Pinus sylvestris), Fichte (Picea

abies) und Rubberwood (Hevea brasiliensis) untersucht. Die Kiefer-Fasern

stammten ebenfalls von einem industriellen Holzwerkstoffhersteller, während

die Fasern aus Fichte und Rubberwood auf einem Laborrefiner hergestellt wur-

39


40

FORSCHUNGSARBEITEN

den. Für sämtliche Fasermaterialien wurde eine Bauer-McNett-Fraktionierung

vorgenommen.

Das Faser- wie auch das Spanmaterial wurde sowohl für die Permeabilitäts-

als auch für die Wärmeleitfähigkeitsmessungen eingesetzt.

Permeabilität

Die Mittelschichtspäne wurden unter Einsatz einer bereits von von Haas et al.

1998 und Heinemann 1999 genutzten Anlage mit veränderter Probenhalterung

und Durchflussmessung untersucht. Dieses Verfahren, im Folgenden als kon-

ventionelle Methode bezeichnete, ist vergleichsweise aufwändig, da vor den

Durchflussmessungen zunächst verfestigte Proben mit homogenem Dichteprofil

hergestellt werden müssen. Eine schematische Darstellung des Messverfahrens

ist in Abbildung 12 gegeben. Die Permeabilität der Deckschichtspäne sowie der

MDF-Fasern wurde hingegen mit Hilfe des einfacheren Schnellverfahrens be-

stimmt, welches von Hanvongjirawat 2003 entwickelt wurde (Abbildung 13).

Der Gaslaufplan und das Messverfahren beider Verfahren stimmen prinzipiell

miteinander überein. In Vorversuchen wurden darüber hinaus auch Deckschicht-

späne nach der konventionellen Methode untersucht. Ein Vergleich dieser Per-

meabilitätswerte mit denen, die nach dem Schnellverfahren für Deckschichtspä-

ne ermittelt wurden, bestätigte, dass beide Verfahren zu weitgehend äquivalente

Ergebnissen führen (siehe Abbildung 14b).

Abbildung 12: Schematische Darstellung der konventionellen Methode zur Bestimmung

der Permeabilität an verfestigten Proben. P = Differenzdruckaufnehmer; Q = Durchflussmesser;

V = Ventile.

FORSCHUNGSARBEITEN

Um die verfestigten Proben für die Permeabilitätsbestimmung nach der kon-

ventionellen Methode zu erhalten wurden zunächst 20 mm dicke einschichtige

Platten aus den Mittelschichtspänen in einer Laborpresse hergestellt. Die Ziel-

dichten betrugen 400, 550, 800 und 1050 kg/m³ (bezogen auf eine Holzfeuchte

von 10%). Eingesetzt wurden sowohl das Ausgangsmaterial als auch die beiden

Fraktionen. Die Platten wurden mit einem Harnstoff-Formaldehyd-Harz (Kaurit

405; Festharzgehalt: 11%) verklebt. Aus den Platten wurden jeweils drei zylin-

derförmige Proben zur Bestimmung der Permeabilität senkrecht zur Plattenebe-

ne (d = 47 mm) und parallel zur Plattenebene (d = 15 mm) hergestellt. Die Pro-

ben wurden an ihren Mantelflächen abgedichtet und in Messinghalter einge-

klebt, so dass sie luftdicht in die Messeinrichtung eingebaut werden konnten.

Vor der Messung wurden sie im Normklima (20°C/65% rel. Lf.) klimatisiert.

Abbildung 13: Schematische Darstellung des Schnellverfahrens zur Bestimmung der

vertikalen (links) und horizontalen (rechts) Permeabilität an unverleimtem Span- oder

Fasermaterial. Pfeile geben die Strömungsrichtung des Prüfgases an.

Zur Permeabilitätsbestimmung wurde über die Nadelventile V1 und V2 ein

Durchflussvolumen (Q) festgelegt. Nachdem sich ein konstanter Differenzdruck

aufgebaut hatte, wurde dieser abgelesen. Durch Öffnung des 3-Wege-Ventils V3

konnte die Differenz zwischen Überdruckseite und Atmosphärendruck bestimmt

werden. Der Atmosphärendruck wurde an jedem Prüfungstag an einem Barome-

41


42

FORSCHUNGSARBEITEN

ter abgelesen. Alle weiteren benötigten Druckdaten ließen sich aus den Mess-

werten ableiten.

Die Permeabilität des durchströmten Materials ergibt sich nach dem

Darcy'schen Gesetzt aus folgendem Zusammenhang:

ηQlP1

K =

A∆PP

wobei gilt:

K = Permeabilität (m²)

l = Probenlänge in Strömungsrichtung (m)

P1 = Druck nach der Probe (bar)

∆P = Druckdifferenz längs der Probe (bar)

P = mittlerer Druck längs der Probe (bar)

η = dynamische Viskosität des strömenden Mediums (Pa s)

Q = Durchflussvolumen (m³/s)

A = Fläche senkrecht zur Strömungsrichtung (m²)

Der Schnelltest unterscheidet sich von der konventionellen Methode nur hin-

sichtlich der Probenform und -aufnahme. Dabei werden die losen Span- oder

Faserproben in einem Probenraum bei Raumtemperatur nach und nach verdich-

tet, wodurch bei einem Messdurchgang verschiedene Mattendichten untersucht

werden können. Die Permeabilitätswerte senkrecht und parallel zur Plattenebene

werden allerdings in verschiedenen Durchgängen bestimmt. Die seitliche Ab-

dichtung der Probe gegen den Probenraum erfolgt durch die Querdehnung des

Materials bei der Verdichtung (Permeabilität senkrecht zur Plattenebene) bzw.

durch den Anpressdruck selbst (Permeabilität parallel zur Plattenebene). Bei zu

großen Partikeln treten Kurzschlussströmungen an der Probe vorbei auf. Die

Anlage lieferte daher nur für Deckschicht-Späne und MDF-Fasern vergleichbare

Ergebnisse wie die konventionelle Methode.

(1)

Wärmeleitfähigkeit

FORSCHUNGSARBEITEN

Zur Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit an 50 x 50 mm² großen Proben wurde

ein Wärmestrom-Messgerät der Firma Captec Enterprise verwendet. Über eine

elektrische Heizplatte und eine Grundplatte mit luftgekühlten Aluminiumrippen

wird ein stationärer Wärmestrom zwischen Probenober- und -unterseite eingestellt.

Die Heizspannung wurde so gewählt, dass sich ein Temperaturunterschied

von ca. 5°C ergab. Zwischen Heiz- und Kühlfläche und den Probenoberflächen

befinden sich jeweils Wärmestromdichtesensoren und Messfühler einer Thermokette

zur Bestimmung der Temperaturdifferenz zwischen den Probenoberflächen.

Wegen der im Vergleich zu genormten Prüfeinrichtungen kleinen Fläche

der Wärmestrommessplatten des hier genutzten Gerätes musste eine relativ geringe

Probendicke gewählt werden. Um die Übergangswiderstände der Kontaktflächen

rechnerisch zu berücksichtigen wurde für jedes Material der Wärmedurchgangswiderstand

von vier Proben in zwei verschiedenen Dicken (4 und 8

mm) ermittelt. Aus den Daten wurde eine Regressionsgerade generiert, deren

Steigung dem Wärmewiderstand entspricht, also dem Kehrwert der Wärmeleitfähigkeit

des Materials. Der Achsenabschnitt kommt der Summe der Wärmeübergangswiderstände

gleich.

Wärmeleitfähigkeitsmessungen nach dem stationären Verfahren sollten

grundsätzlich an trockenen Proben durchgeführt werden. Während der relativ

langen Prüfdauer findet in feuchtem Material ein temperaturinduzierter Feuchtetransport

von der warmen zur kalten Seite statt, der die Ergebnisse verfälschen

würde. Die Proben wurden deshalb vor der Messung im Trockenschrank getrocknet

und im Exsikkator abgekühlt. Die Anfangsfeuchte der Proben unmittelbar

vor der Messung lag zwischen 2,0% und 2,5%. Im Verlauf einer Untersuchung

stieg er um durchschnittlich 0,5% an. Um einen Temperatureinfluss sowohl

auf die Kalibrierungsfaktoren der Sensoren als auch auf die Wärmeleitfähigkeit

der Proben auszuschließen, wurden alle Untersuchungen im Normklima

20/65 durchgeführt.

43


44

FORSCHUNGSARBEITEN

Der Feuchte- und Temperatureinfluss auf die Wärmeleitfähigkeit wurde nicht

berücksichtigt. Er kann aber anhand einer Gleichung von Haselein 1998 ab-

geschätzt werden, die dieser aus den Daten von Kühlmann 1962 und Shao 1989

ableitete.

Forschungsergebnisse

Permeabilität

Zur Beschreibung der Abhängigkeit der Permeabilität von der Dichte wurde die

folgende Regressionsfunktion verwendet:

K = e

wobei gilt:

1

a+

bρ+

c / ln( ρ )

K = Permeabilität (m²)

ρ = Dichte (kg/m³)

a, b, c = Regressionskoeffizienten

Eine Tabelle mit den Regressionskoeffizienten für sämtliche untersuchten

Materialien findet sich bei Thoemen und Klueppel 2008. An dieser Stelle soll

nur exemplarisch auf einzelne Ergebnisse eingegangen werden.

Generell besteht ein deutlich negativer Einfluss der Dichte auf die Permeabi-

lität. Für das in Abbildung 14(a) dargestellte Fasermaterial zeigt sich beispiels-

weise eine Reduktion der Permeabilität senkrecht zur Plattenebene um vier Zeh-

nerpotenzen von ca. 5 x 10 -11 m² (ρ = 250 kg/m³) auf ca. 5 x 10 -14 (ρ = 920

kg/m³). In gleicher Abbildung liegen die Permeabilitätswerte für das Spanmate-

rial im unteren Dichtebereich etwa um eine Zehnerpotenz über jenen für das Fa-

sermaterial. Bei hohen Dichten gleichen sich die Werte hingegen an. Die Reg-

ressionskoeffizienten zur Berechnung der Permeabilität für die in Abbildung 14

ausgewählten Materialien sind in Tabelle 1 angegebenen.

(2)

FORSCHUNGSARBEITEN

Tabelle 1: Regressionskoeffizienten zur Berechnung der Permeabilität gemäß Gleichung

2 für die in Abbildung 14 dargestellten Materialien.

Material a b c

Ausgangsmaterial Hersteller 2 (Deckschicht)

senkrecht -0.0103 8.646E-06 -0.2101

parallel -0.0364 1.162E-05 -0.0628

Ausgangsmaterial Hersteller 2 (Mittelschicht)

senkrecht -0.0402 1.874E-05 -0.0630

parallel -0.0050 9.597E-06 -0.2589

Kiefernfasermaterial

senkrecht -0.0233 8.494E-06 -0.1146

parallel -0.0246 6.272E-06 -0.1015

Abbildung 14: (a) Permeabilität senkrecht zur Plattenebene für Ausgangsspanmaterial

von Hersteller 2 sowie Kiefernfasermaterial. SL = Deckschicht; CL = Mittelschicht. (b)

Vergleich der Permeabilitätswerte für Kiefernfasermaterial, die nach dem Schnellverfahren

und der konventionellen Methode bestimmt wurden.

Der Einfluss von Partikelgröße und -form auf die Permeabilität ist exempla-

risch in Abbildung 15 dargestellt, und zwar für das Mittelschichtmaterial. Insbe-

sondere bei Betrachtung der Permeabilität parallel zur Plattenebene fällt auf,

dass der Kurvenverlauf selbst für die gleichen Spanfraktionen sehr unterschiedlich

sein kann: Während das Material mit den Partikelgrößen 1,0 bis 2,0 mm von

Hersteller 1 einen konvexen Kurvenverlauf aufweist ergibt sich für die gleiche

Fraktionierung von Hersteller 2 eine konkave Form. Offensichtlich führen die

schmalen und dicken Späne von Hersteller 1 im unteren Dichtebereich zu einem

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46

FORSCHUNGSARBEITEN

eher geringen Dichteeinfluss auf die Permeabilität. Die flachen Späne von Her-

steller 2 bewirken dagegen zunächst einen starken Permeabilitätsabfall. Bei hö-

heren Dichten kehrt sich dieser Effekt dann um.

Abbildung 15: Permeabilität von Mittelschichtmaterial unterschiedlicher Hersteller und

Fraktionen, gemessen senkrecht (a) und parallel (b) zur Plattenebene.

Insgesamt lassen sich die Untersuchungsergebnisse der Permeabilitätsmes-

sungen wie folgt zusammenfassen:

• Die Permeabilität der Matte hängt nicht nur von Dichte und Strömungsrich-

tung ab, sondern auch von Größe und Form der eingesetzten Späne.

• Die Permeabilitätswerte senkrecht und parallel zur Plattenebene weisen für

die Span- wie auch Fasermaterialien bei niedriger Dichte eine vergleichbare

Größenordnung auf. Im hohen Dichtebereich liegen dagegen die parallelen

Permeabilitätswerte ca. eine Zehnerpotenz über den senkrechten Werten.

• Beim Vergleich der Permeabilitätswerte für Span- und Fasermaterial zeigt

sich, dass letzteres in der Regel eine niedrigere Permeabilität bei gegebener

Dichte aufweist. Lediglich bei senkrechter Strömungsrichtung und hohen

Dichten verschwindet dieser Unterschied.

• Bei Spanplatten wird die Permeabilität wesentlich durch die kleinen Partikel

bestimmt.

FORSCHUNGSARBEITEN

• Je größer die Spanfläche (Länge x Breite) und je geringer die Spandicke, desto

undurchlässiger ist die Matte. Die Spandicke wirkt sich bereits bei geringer

Mattendichte aus, während der Einfluss der Spanfläche erst bei höherer

Dichte deutlich wird.

• Die Permeabilitätsunterschiede von MDF-Fasern sind insgesamt eher gering.

Die Bauer McNett-Fraktionierung erlaubt keine Aussage über den Strömungswiderstand

von Fasermaterialien. Eher spiegeln sich anatomische Unterschiede

der Rohstoffe in den Permeabilitätswerten wider.

Die Permeabilität einer Matte hat einen unmittelbaren Einfluss auf die Gasdruckentwicklung

während des Heißpressvorgangs. Dieser aus der industriellen

Praxis bekannte Zusammenhang wird durch Simulationsrechnungen unterstütz,

die mit dem in Abschnitt 2.2.3 präsentierten Modell zur Beschreibung der Wärme-

und Stofftransportvorgänge während des Heißpressens durchgeführt wurden.

So ergibt sich beispielsweise für ein Buchenfasermaterial (relativ hoher

Feinanteil), dessen Permeabilitätswerte in Abhängigkeit von der Dichte zuvor

bestimmt worden waren, ein deutlich höherer Gasdruck als für ein gleichfalls

untersuchtes Kiefernfasermaterial (siehe Thoemen 2006).

Bei genauerer Betrachtung ist allerdings eine differenziertere Darstellung angebracht.

Sensitivitätsanalysen mit dem Modell haben ergeben, dass nur die

Permeabilität parallel zur Plattenebene einen unmittelbaren und starken Einfluss

auf den Gasdruck - und damit auch auf die Temperaturbedingungen - in der

Matte hat. Im Gegensatz dazu hat die Permeabilität senkrecht zur Plattenebene

keinen erkennbaren Einfluss auf Gasdruck und Temperatur, solang sich die Matte

innerhalb der Presse befindet.

47


48

FORSCHUNGSARBEITEN

Abbildung 16: Simulierte Gasdruckentwicklung in der Mitte einer MDF-Matte beim

Durchlauf durch eine kontinuierliche Presse. Bei den ansonsten identischen Simulationsläufen

wurden lediglich die Permeabilitätswerte parallel (a) bzw. senkrecht (b) zur Plattenebene

mit einem Faktor multipliziert.

Lediglich unmittelbar nach Verlassen der Presse kommt es zu einem vertika-

len Gasdruckgradienten, welcher in der industriellen Praxis unter Umständen zu

Delaminationen der Platte entlang der Mittelebene führen kann (Abbildung 16).

Wärmeleitfähigkeit

Die Abhängigkeit der Wärmeleitfähigkeit von der Dichte kann für alle Materia-

lien mit einer Polynomfunktion zweiten Grades beschrieben werden. In Tabelle

2 sind die Regressionskoeffizienten entsprechend Gleichung 3 aufgeführt. Die

Streuung war bei den Mittelschichtspänen deutlich größer als bei den Deck-

schichtspänen und den Fasern.

2

λ = a ρ + bρ

+ c

wobei gilt:

λ = Wärmeleitfähigkeit [W/(K m)]

ρ = Dichte [kg/m³]

a, b, c = Regressionskoeffizienten

(3)

FORSCHUNGSARBEITEN

4Tabelle 2: Regressionskoeffizienten der Wärmeleitfähigkeit nach Gleichung 3. Für

Deckschicht- (DS-) und Mittelschicht-(MS-)Späne sind jeweils die Koeffizienten für das

Ausgangsmaterial sowie für die beiden Spanfraktionen angegeben.

Material a b c R²

Kiefer-Fasern 6,26E-08 6,20E-05 5,78E-02 0,994

DS-Späne von Hersteller 1

Ausgangsmaterial 2,32E-07 -4,60E-05 9,14E-02 0,968

0,25 - 0,50 mm 2,35E-07 -1,20E-04 1,01E-01 0,990

0,75 - 1,00 mm 3,90E-07 -2,78E-04 1,53E-01 0,997

MS-Späne von Hersteller 1

Ausgangsmaterial -1,69E-07 2,92E-04 2,28E-02 1,000

1,0 - 2,0 mm -1,05E-07 2,45E-04 2,95E-02 0,873

2,8 - 4,0 mm 1,05E-07 -2,75E-05 1,13E-01 0,983

DS-Späne von Hersteller 2

Ausgangsmaterial 1,44E-07 -5,22E-05 9,97E-02 0,999

0,25 - 0,50 mm 2,50E-08 1,10E-04 5,31E-02 0,972

0,75 - 1,00 mm 2,01E-07 -1,29E-04 1,21E-01 1,000

MS-Späne von Hersteller 2

Ausgangsmaterial -3,54E-08 1,31E-04 8,38E-02 0,958

1,0 - 2,0 mm -1,24E-07 2,60E-04 4,20E-02 0,987

2,8 - 4,0 mm -1,50E-07 3,77E-04 -4,80E-02 1,000

Abbildung 17 zeigt die Wärmeleitfähigkeit der Ausgangsmaterialien in Abhängigkeit

von der Dichte. Bei niedriger Dichte leitet das Mittelschichtmaterial

aus Schneidspänen am besten. Die Fasern haben die geringste Wärmeleitfähigkeit.

Mit zunehmender Dichte steigt die Wärmeleitfähigkeit der Deckschichtspäne

und der Fasern progressiv, die der Mittelschichtspäne degressiv an. Dabei

ist der Anstieg des feineren Deckschichtmaterials des Herstellers 1 besonders

steil. Bei dem gröberen Mittelschichtmaterial desselben Herstellers verändert

sich die Wärmeleitfähigkeit zwischen 800 kg/m³ und 1000 kg/m³ kaum.

Die Ergebnisse zeigen grundsätzliche Parallelen zu den Resultaten von von

Haas 2000. Seine Erweiterung des Modells von Kollmann und Malmquist 1956

bietet daher auch eine Erklärung für die in dieser Arbeit gefundenen Ergebnisse.

Kollmann und Malmquist erklären den Unterschied zwischen der Wärmeleitfähigkeit

der Faser- und Spanplatte mit der Größe der Kontaktflächen zwischen

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50

FORSCHUNGSARBEITEN

den Holzfasern. Wenn die Fasern parallel angeordnet sind wie in Vollholz, kön-

nen sich mehr Wärmebrücken bilden als bei der gekreuzter Anordnung in Faser-

platten. In den Spänen liegen die Fasern zwar parallel. Jedoch sind die Späne

zueinander gekreuzt. Kollmann und Malmquist definierten einen Brückenfaktor,

der umso höher ist, je größer die Holzpartikel im Holzwerkstoff sind.

Bei der Interpretation der Wärmeleitfähigkeitswerte ist zu beachten, dass be-

reits Änderungen dieser Werte von lediglich 10% einen erheblichen Einfluss auf

die Durchwärmung der Holzwerkstoffmatte haben können, wie durch Sensitivi-

tätsanalysen mit dem in den Abschnitten 2.2.3, 2.3.2 und 2.4.2 beschriebenen

Heißpressmodell gezeigt werden konnte.

Abbildung 17: Abhängigkeit der Wärmeleitfähigkeiten für die Ausgangsmaterialien von

der Dichte.

FORSCHUNGSARBEITEN

2.2.5 Simulation von Materialeigenschaften

Vertiefende Publikation

Thoemen et al. 2008

Einleitung

In Zusammenarbeit mit der Abteilung Strömungen und komplexe Strukturen des

Fraunhofer Instituts für Techno- und Wirtschaftsmathematik (ITWM) in Kai-

serslautern wurden Strömungssimulationen zur Berechnung der Koeffizienten

der Permeabilität und der Wärmeleitfähigkeit für unterschiedliche Dichten

durchgeführt und mit experimentellen Werten verglichen. Durch diesen Ver-

gleich sollte der Nachweis erbracht werden, dass die hier eingesetzten Verfahren

zur Strömungssimulation zu realistischen Ergebnissen führen und sich somit

auch für die Berechnung der nicht experimentell nachprüfbaren Permeabilität

und Wärmeleitfähigkeit von virtuellen Faserstrukturen eignen.

Material und Methoden

Die Strömungssimulationen wurden an den in Abschnitt 2.1.2 beschriebenen

segmentierten 3D-Datensätzen der Größe 512 x 512 x 256 Voxel durchgeführt.

Die Simulation der Permeabilität erfolgte in x, y und z-Richtung der Subvolumina

unter Annahme periodischer Randbedingungen. Die mathematische Beschreibung

des Verfahrens zur Simulation der Permeabilität findet sich bei

Schulz et al. 2005. Die interzellulären Hohlräume sowie die Lumina, soweit diese

nicht vollständig abgeschlossen sind, stehen für den Gasstrom zur Verfügung.

Zunächst wird anhand der vorliegenden Geometrie geprüft, ob es einen durchgehenden

Pfad durch das betrachtete Subvolumen gibt. Falls ein durchgängiger

Pfad von einer Seite zur gegenüberliegenden Seite besteht, können die weiteren

Berechnungen durchgeführt werden. Es wird nun zunächst ein fiktiver fester

Differenzdruck Δp zwischen den gegenüberliegenden Seiten angenommen und

unter Anwendung der Stokes-Gleichungen die Geschwindigkeit u sowie der

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52

FORSCHUNGSARBEITEN

Druck p an jedem Punkt im interzellulären Hohlraum simuliert. Aus dem so er-

mittelten Strömungsfeld wird schließlich unter Verwendung des Darcy'schen

Gesetztes der Permeabilitätskoeffizient als Quotient aus Gasviskosität und

Strömungswiderstandes berechnet.

Die Simulation der Wärmeleitfähigkeit erfolgte ebenfalls in x, y und z-

Richtung der Subvolumina mit periodischen Randbedingungen. Dabei wurde

nur konduktive Wärmeleitung in der Simulation betrachtet, nicht aber Wärmestrahlung

oder konvektive Wärmeübertragung. Für das Zellwandmaterial wird

nach Maku 1954 (in Kollmann und Malmquist 1956) eine Wärmeleitfähigkeit in

Faserrichtung von λ║ = 0,6536 W/(m K) und quer zur Faserrichtung von λ⊥ =

0,4210 W/(m K) angenommen. Für die Luft in den Lumen und in den interzellu-

lären Hohlräumen wurde eine Wärmeleitfähigkeit von λ = 0,026 W/(m K) ange-

nommen. Das mathematische Verfahren zur Simulation der Wärmeleitfähigkeit

ist ebenfalls in Schulz et al. 2005 beschrieben und entspricht in seinen Grundzügen

dem für die Permeabilität beschriebenen Verfahren.

Zum Vergleich der simulierten Permeabilitäts- und Wärmeleitfähigkeitskoeffizienten

mit experimentell ermittelten Werten wurden MDF-Platten aus dem

gleichen Fasermaterial hergestellt, welches für die Tomographieproben verwendet

wurde. Die mit 11% Festharzanteil (bezogen auf atro Holz) eines melaminverstärkten

Harnstoff-Formaldehyd-Harzes beleimten Platten hatten eine Zieldicke

(ungeschliffen) von 20 mm für die Permeabilitätsmessungen bzw. von 10

mm für die Wärmeleitfähigkeitsmessungen. Die nach Klimatisierung im Normklima

(20°C/65% rel. Lf.) gemessenen Dichten der Platten lagen zwischen 250

und 1000 kg/m³. Um Dichtegradienten in den einzelnen Proben auszuschließen

wurden die beleimten Fasermatten bei Raumtemperatur auf die Zieldicke verdichtet,

bevor die Heißplatten mit einer Temperaturrampe von 2°C pro Minute

erwärmt wurden. Auf diese Weise konnten Platten mit einem annähernd homogenen

Dichteprofil hergestellt werden.

FORSCHUNGSARBEITEN

Der Permeabilitätskoeffizient wird durch Anlegen einer Druckdifferenz und

Messung des Gasstromes entlang des Druckgradienten bestimmt. Die Methodik

der Permeabilitätsmessung ist ausführlich in Thoemen und Klueppel 2008 beschrieben,

wobei für die hier beschriebenen Messungen ausschließlich mit verfestigten

MDF-Proben gearbeitet wurde. Zur Messung der Wärmeleitfähigkeit

wurden zunächst 50 x 50 mm² Proben mit einer Dicke von 4 und 8 mm aus den

MDF-Platten hergestellt. Die stationären Wärmestrommessungen wurden dann

an einem System der Firma Captec Enterprise Company durchgeführt.

Forschungsergebnisse

In Abbildung 18 (links) sind die simulierten Permeabilitätswerte den gemessenen

und durch Regression einer Kurve angepassten Werte gegenüber gestellt.

Für die Simulation ist die Permeabilität in x- und y-Richtung getrennt dargestellt.

Wie nicht anders erwartet ist kein systematischer Unterschied in diesen

beiden Richtungen erkennbar, da die Fasern bei der Herstellung der Tomographieproben

keine bevorzugte Ausrichtung in Plattenebene erfahren haben.

Der Dichteeinfluss auf die Permeabilität wird von der Simulation relativ gut

abgebildet. Allerdings überschätzt die Simulationen die experimentellen Permeabilitätswerte

etwas. Dennoch kann die Übereinstimmung zwischen Simulation

und Experiment als vielversprechend angesehen werden. Bei diesem Vergleich

ist zu bedenken, dass in der Simulation keinerlei freie Parameter zur Anpassung

an die gemessenen Werte verwendet wurden.

Abbildung 18 (rechts) zeigt die simulierte Wärmeleitfähigkeit in x, y und z-

Richtung für die MDF-Proben unterschiedlicher Dichte. Den simulierten Werten

ist wieder die auf den experimentell ermittelten Werten basierende Regressionskurve

für die Wärmeleitfähigkeit in z-Richtung gegenübergestellt. Dabei ist die

Regressionskurve nur für den Dichtebereich dargestellt, in dem die experimentellen

Werte ermittelt wurden.

53


54

FORSCHUNGSARBEITEN

Abbildung 18: Simulierte und an Messwerte angepasste Permeabilitäts- (links) und

Wärmeleitfähigkeitswerte (rechts).

Wie für die simulierten Permeabilitätswerte zeigen sich auch für die Wärme-

leitfähigkeit keine Unterschiede zwischen den simulierten Werten in x- und y-

Richtung. Die Wärmeleitfähigkeit in z-Richtung liegt dagegen unterhalb der

Wärmeleitfähigkeit in Plattenebene (x- und y-Richtung). Gründe hierfür liegen

zum einen in den strukturellen richtungsabhängigen Unterschieden; in z-

Richtung kommt es, bezogen auf eine Längeneinheit, tendenziell zu häufigeren

Unterbrechungen des Strömungspfades durch Poren. Ein zweiter Grund für die

abweichende Wärmeleitfähigkeit in und senkrecht zur Plattenebene liegt in der

unterschiedlichen Wärmeleitfähigkeit des Zellwandmaterials in und quer zur

Faserrichtung, mit höheren Werten in Faserrichtung. Da die Fasern überwiegend

parallel zur Plattenebene ausgerichtet sind ist entsprechend mit einer erhöhten

Wärmeleitfähigkeit in dieser Ebene zu rechnen.

Die Simulierte Wärmeleitfähigkeit in z-Richtung stimmt qualitativ wie auch

quantitativ relativ gut mit der gemessenen Wärmeleitfähigkeit überein. Auch

hier liegen die Gründe für Abweichungen möglicherweise in den

Inhomogenitäten im untersuchten Probenmaterial, in vereinfachten Modellannahmen,

oder auch in Messfehlern bei der experimentellen Bestimmung der Referenzwerte.

2.3 Materialverdichtung

FORSCHUNGSARBEITEN

2.3.1 Hintergrund und Wissensstand

Neben den Wärme- und Stofftransportvorgängen (siehe Abschnitt 2.2) und der

Klebharzaushärtung (siehe Abschnitt 2.4) spielen Verdichtungsvorgänge eine

zentrale Rolle beim Heißpressen von Holzwerkstoffmatten. Die herausragende

Bedeutung der Materialverdichtung ergibt sich schon alleine daraus, dass die

Dichte von Holzwerkstoffen einen unmittelbaren Einfluss auf deren mechanische

und physikalische Eigenschaften hat. Der Werkstoff sollte also ein an seine

Gebrauchsanforderungen angepasstes Dichteniveau aufweisen. Dieses kann für

ein und dasselbe eingesetzte Ausgangsmaterial je nach Einsatzgebiet des Produktes

sehr unterschiedlich gewählt werden. So liegt beispielsweise die Dichte

von MDF-Platten für den Möbelbau in der Regel zwischen 650 und 800 kg/m³,

während hochverdichtete Faserplatten (HDF), wie sie als Trägerplatten für

Laminatfußböden eingesetzt werden, durchschnittliche Dichten von bis zu 950

kg/m³ aufweisen. Holzfaser-Dämmplatten, die in gleicher Weise aus Holzfasern

im Trockenverfahren hergestellt werden, können hingegen um eine Zehnerpotenz

leichter sein (40 - 270 kg/m³).

Die Dichteverteilung über den Plattenquerschnitt ist allerdings in der Regel

nicht homogen; Holzwerkstoffe weisen ein typisches Dichteprofil auf, mit teilweise

deutlich höher verdichteten äußeren Bereichen. Ein derartiges Dichteprofil

ergibt sich bei den üblichen Herstellverfahren von Holzwerkstoffen

zwangsläufig (siehe unten), ist aber aufgrund seines Einflusses auf etliche mechanische

Werkstoffeigenschaften durchaus erwünscht. So bewirkt ein typisches

Dichteprofil einen Beplankungseffekt und damit verbesserte Biegeeigenschaften

im Vergleich zu Platten gleicher Durchschnittsdichte, aber mit einem homogenen

Dichteprofil. Auch ist die Erhöhung der Oberflächenhärte durch die außen

liegenden Dichtemaxima für viele Anwendungszwecke vorteilhaft. Zu niedrige

Mittelschichtdichten können allerdings auch zu unzureichenden Zugfestigkeiten

55


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FORSCHUNGSARBEITEN

senkrecht zur Plattenebene, zu niedrigen Schraubenauszugswiderständen para-

llel zur Plattenebene und zu Schwierigkeiten bei der Weiterverarbeitung (z.B.

schlechte Kantenlackierbarkeit und Flächenfräsbarkeit) führen.

Einfluss der Materialdichte auf Werkstoffeigenschaften

Der Einfluss der durchschnittlichen Plattendichte und des Dichteprofils auf die

mechanischen und physikalischen Eigenschaften von Holzwerkstoffen ist in der

wissenschaftlichen Literatur vielfältig beschrieben worden. So erwähnten bereits

Maku und Hamada 1955 bei Spanplatten eine positive Korrelation von sowohl

Elastizitätsmodul als auch Zug-, Druck- und Scherfestigkeit mit der Dichte.

Fahrni 1956 war offensichtlich der erste, der die Auswirkungen unterschiedli-

cher Dichteverteilungen über den Querschnitt genauer beschrieb: Bei Spanplat-

ten, die mit erhöhten Deckschichtfeuchten verpresst wurden, stellte er in den

äußeren Zonen höhere Dichten als in der Mittelschicht fest. Nach seiner Aussage

führten die dadurch erhöhten Festigkeiten der Deckschichten zu einer Erhöhung

der Biegefestigkeit der Platten.

Diese Ergebnisse, nämlich die Korrelation von Deckschichtdichte und Biegefestigkeit,

wurden durch Kollmann 1957 und Strickler 1959 bestätigt. Plath 1971

betonte deshalb die Bedeutung des Dichtemaximums in den Deckschichten für

Spanplatten mit guten Biegeeigenschaften. Er wies darauf hin, dass sich dieses

Dichtemaximum möglichst nahe der Oberfläche befinden solle, da ein flacher

Randabfall das Profil verschlechtere. Auch Boehme 1992 bestätigte diesen

Zusammenhang zwischen Dichteprofil und Biegeeigenschaften, während

Gressel 1981 nur für den Biege-E-Modul und den Zug-E-Modul, nicht aber für

die entsprechenden Festigkeiten gesicherte Korrelationen fand.

Da letzterer auch für das Dichteminimum keine gesicherten Zusammenhänge

zum Beispiel mit der Querzugfestigkeit fand, wies er darauf hin, dass einige Eigenschaften

nicht allein von der mittleren Dichte beziehungsweise der Dichteverteilung,

sondern darüber hinaus von weiteren technologischen Parametern,

FORSCHUNGSARBEITEN

die sich nicht zwangsläufig in einer Dichteänderung niederschlagen, beeinflusst

werden. Dazu nannte er zum Beispiel Spanform und -orientierung, Feingutanteil

und Beleimungsgrad. Eine Bestätigung für diese Theorie findet sich in den Ergebnissen

von Grigoriou 1981, der für Spanplatten mit Deckschichten aus Strobe

(Pinus strobus) im Vergleich mit Deckschichten aus anderen Holzarten zwar

die höchsten Dichtemaxima, gleichzeitig aber auch die niedrigsten Biegefestigkeiten

fand.

Um straffere Zusammenhänge zwischen Dichte und Querzugfestigkeit bei

Spanplatten nachzuweisen hatten bereits Plath und Schnitzler 1974 die Verteilung

der Querzugfestigkeit innerhalb des Plattenquerschnitts berücksichtigt: Anhand

der so entstandenen „Querzugprofile“ wiesen sie stramme Korrelationen

mit dem Dichteprofil nach. Bei industriell gefertigten MDF-Platten fand Schröder

1994 jedoch keine Korrelationen, weder der mittleren noch der minimalen

Dichte mit der Querzugfestigkeit. Bei Untersuchungen von Schulte und Fruehwald

1996b hingegen bestand zwar ein enger Zusammenhang zwischen mittlerer

Dichte und Querzugfestigkeit, die Korrelationen der minimalen Dichte zur

Querzugfestigkeit waren jedoch deutlich schlechter. Darüber hinaus fanden sie

auch keine Zusammenhänge zwischen der Bruchposition von Querzugproben

aus Spanplatten und Kennwerten des Dichteprofils. Zwischen diesen und der

Querzugfestigkeit fanden auch Kruse et al. 1996 nur stark schwankende

Zusammenhänge. May 1983 hingegen fand Korrelationen mit der mittleren

Dichte, betonte aber wie Gressel 1981 die Bedeutung von zum Beispiel Bindemittelgehalt

und Spantyp sowie die Schwierigkeiten, diese einzelnen Einflussfaktoren

getrennt voneinander zu erfassen und auszuwerten.

Neben diesen experimentellen Arbeiten beschäftigten sich weitere Arbeiten

damit, den Einfluss des Dichteprofils auf die technologischen Eigenschaften von

Holzwerkstoffen durch deren Modellierung als mehrschichtige Verbundelemente

darzustellen. Keylwerth 1958 war dabei der erste, der unterschiedliche Dichteverteilungen

über den Querschnitt genauer untersuchte. An dreischichtigen

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FORSCHUNGSARBEITEN

Spanplatten stellte er dar, wie aus den verschiedenen Eigenschaften der einzel-

nen Plattenschichten die resultierenden Eigenschaften der Platte entstehen. Von

wesentlicher Bedeutung erwies sich dabei, unter Vernachlässigung von Roh-

stoffeinflüssen, neben den entsprechenden Dichten von Deck- und Mittelschicht

auch der Deckschichtanteil, der von ihm als das „Beplankungsverhältnis” der

Platte bezeichnet wurde.

Plath 1971 griff diesen Ansatz auf, erweiterte das Modell aber, indem er nicht

mehr von einem sprunghaften Wechsel der Platteneigenschaften an den entspre-

chenden Schichtgrenzen ausging. Stattdessen betrachtete er den Fall, dass sich

die Schichteigenschaften stetig innerhalb des Plattenquerschnitts ändern. Zu die-

sem Zweck näherte er das Dichteprofil durch mathematische Funktionen an,

wodurch es ihm möglich war, über die Korrelation des Elastizitätsmoduls mit

der Dichte den resultierenden E-Modul zu bestimmen. Dieser hängt laut Plath

von drei Parametern ab: dem Höchstwert des Elastizitätsmoduls, der größten

Dichte und einem Formfaktor, der sich aus dem Dichteprofil ergibt.

May 1977 erkannte in diesen Modellen jedoch Schwächen für den Fall, dass

Auswirkungen auf das Dichteprofil durch Variationen in der Verfahrenstechnik

getrennt von Auswirkungen durch Veränderungen der Rohstoffzusammenset-

zung erfasst bzw. berechnet werden sollen. Aus diesem Grund schlug er die Be-

rechnung eines Trägheitsmomentes aus dem entsprechenden „Dichteäquivalen-

ten” Plattenquerschnitt vor, wodurch die Eigenschaften von verschiedenen Roh-

stoffkombinationen auf eine einheitliche Dichte bezogen werden konnten. Nach

May stehen Unterschiede der berechneten Trägheitsmomente in einem direkten

und vorwiegend durch verfahrenstechnische Maßnahmen beeinflussbaren

Zusammenhang mit den technologischen Eigenschaften und gestatten es, Ursa-

che und Wirkung einer Maßnahme auch rechnerisch zu erfassen.

Einen ähnlichen Ansatz verfolgte auch Schröder 1994 in Ahnlehnung an das

Flächenträgheitsmoment aus der klassischen Mechanik: Während dieses von

FORSCHUNGSARBEITEN

einer konstanten Dichte bei sich ändernder Querschnittsfläche ausgeht, errech-

nete Schröder das Dichteträgheitsmoment bei konstantem Querschnitt und sich

ändernder Dichte. Allerdings fand er dabei keine beziehungsweise nur unzurei-

chende Korrelationen mit ausgewählten physikalisch-technologischen Eigen-

schaften.

Suo und Bowyer 1995 schließlich entwickelten ein Modell, in dem sie, wie

schon May 1977 vorgeschlagen hatte, die Rohstoffeigenschaften des Aus-

gangsmaterials berücksichtigten: Aus dessen Dichte und der Orientierung der

Späne in den einzelnen Schichten einer Spanplatte berechneten sie, unter Be-

rücksichtigung des Dichteprofils, die Elastizitätsmoduln über den Querschnitt

und daraus den resultierenden E-Modul der gesamten Platte.

Einflussfaktoren auf das Dichteprofil

Aufgrund der großen Bedeutung des Dichteprofils für die mechanischen und

physikalischen Platteneigenschaften ist es für die industrielle Holzwerkstofffer-

tigung wie auch im Sinne der Entwicklung neuer Produkte wichtig, das Dichte-

profils während der Plattenfertigung gezielt einstellen zu können. Dazu sind

Kenntnisse über das Verdichtungsverhalten von Holzwerkstoffmatten und über

die Einflussfaktoren auf das Dichteprofil erforderlich.

Schon Strickler 1959 erkannte, dass die Dichte jeder Schicht des Querschnitts

in erster Linie von Druck und Feuchte dieser Schicht zu dem Zeitpunkt abhängt,

an dem die Temperatur Werte erreicht, die zur Aushärtung des Klebharzes und

der Bildung von ausreichenden Klebverbindungen zwischen den Holzpartikeln

vonnöten ist. Einen ähnlichen Ansatz verfolgte Suchsland 1962,1967, indem er

beschrieb, dass die einzelnen Schichten, nachdem die heißen Pressplatten die

Matte erreicht haben, der Reihe nach von außen nach innen unter Einfluss der

jeweiligen Temperatur- und Feuchteverhältnisse verdichtet werden. Er ging dabei

davon aus, dass jede Schicht entsprechend der geringsten Druckfestigkeit

verformt wird, die sie im Laufe der Heißpressung aufweist.

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FORSCHUNGSARBEITEN

Erklärungsmodelle, die das viskoelastische Verhalten des Holzes berücksich-

tigten, wurden schließlich von Wolcott et al. 1990, Thoemen 2000 sowie Wang

und Winistorfer 2000b vorgestellt. In allen genannten Arbeiten wird die Entste-

hung des Dichteprofils als Konsequenz des Zusammenspiels zwischen den loka-

len Materialeigenschaften und dem Pressdruck identifiziert. Letztgenannte Ar-

beitsgruppe entwickelte eine Theorie, mit der die Entstehung des Dichteprofils

einer Holzwerkstoffplatte in zwei Phasen und insgesamt fünf Abschnitten be-

schrieben werden kann. Dabei unterscheiden sie zunächst eine Verdichtungs-

phase mit zwei Abschnitten bis zum Erreichen der Solldistanz und darauf fol-

gend eine Ausgleichsphase mit drei Abschnitten bis zum Ende des Presszyklus'.

Die Dichtemaxima liegen in der Regel nicht in den äußersten

Mattenschichten, sondern leicht in Richtung Mittelebene verschoben. Für den

Randabfall machen Fahrni 1956 und Plath 1971 die vorzeitige Klebharzaushär-

tung vor Erreichen des maximalen Pressdrucks verantwortlich. Humphrey 1994

konnte hingegen zeigen, dass sich ein solcher Randabfall auch aufgrund des

schnellen Austrocknens der äußeren Mattenschichten am Beginn des Pressvorgangs

ergeben kann.

Arbeiten zum Einfluss der Presstemperatur auf das Dichteprofil wurden von

Kavvouras 1977, Wolcott et al. 1990, Boehme 1992 sowie von Pichelin et al.

2002 durchgeführt. Eine weitere viel beachtete Einflussgröße stellt die Schließgeschwindigkeit

der Presse (Taktpresse) bzw. die Einlaufgeometrie (kontinuierliche

Presse) dar. Publizierte Untersuchungsergebnisse hierzu liegen beispielsweise

von Strickler 1959, Suchsland 1962, Kehr und Schoelzel 1965, von Bismarck

1974, Buchholzer 1990 sowie Boehme 1992 vor. Kompliziertere Pressprogramme,

die nach der Hauptverdichtung der Matte noch weitere Dickenänderungen

der Matte vorsehen, wurden dagegen bisher relativ wenig in Hinblick auf

ihren Einfluss auf das Dichteprofil untersucht (z.B. Thoemen und Humphrey

1999, Thole et al. 2000, Wang et al. 2001). Eine entsprechende Analyse findet

sich in Abschnitt 2.3.2.

Modellierung des Dichteprofils

FORSCHUNGSARBEITEN

Die meisten hier aufgeführten Arbeiten zur Bestimmung verschiedener Einflüsse

auf die Ausprägung des Dichteprofils sind experimenteller Natur. Eine Reihe

von Forschergruppen haben aber mittlerweile integrierte Modelle des Heißpressvorgangs

von Holzwerkstoffmatten entwickelt, in denen die

Mattenverdichtung simultan mit dem Wärme- und Feuchtetransport (in einigen

Fällen auch mit der Klebharzaushärtung) berechnet werden kann.

Ein erster solcher Versuch war von Harless et al. 1987 unternommen worden.

In ihrem Modell wurden physikalische und mechanische Prozesse simuliert,

wobei sie Veränderungen von sowohl Feuchte als auch Temperatur der einzelnen

Schichten im Verlauf der Heißpressung in ihr Modell einbezogen. Grenzen

ihres Modells erkannten sie jedoch selbst in der Tatsache, dass der Feuchteeinfluss

auf die Plastifizierung des Holzes und eine mögliche Veränderung des

Dichteprofils aufgrund von Relaxationsvorgängen nach Erreichen der Solldicke

nicht berücksichtigt wurden.

Zwar gingen auch Suo und Bowyer 1994 in ihrem Ansatz davon aus, dass das

Dichteprofil nach Erreichen der Enddicke keinen Veränderungen mehr unterliegt.

Allerdings zogen sie in Betracht, dass das Verdichtungsverhalten des Holzes

von Temperatur und Feuchte beeinflusst wird. Zu diesem Zweck ermittelten

sie im Verlauf einer rechnergestützten Simulation Temperatur- und Feuchteprofile

innerhalb der Matte unter Zuhilfenahme der Methode der finiten Differenzen.

Sie waren so in der Lage, die Verdichtung in den einzelnen Schichten der

Matte zu berechnen, und konnten auf diese Weise das Dichteprofil bestimmen.

Humphrey 1994 erweiterte das Wärme- und Stofftransportmodell von

Humphrey und Bolton 1989a um ein Modul, mit dem die Entwicklung des Dichteprofils

schlüssig beschrieben werden konnte. Das von Humphrey verwendete

rheologische Modell geht auf eine Arbeit von Ren 1991 zurück. Obwohl die

Entwicklung der Klebharzaushärtung noch nicht in das Modell einbezogen war,

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FORSCHUNGSARBEITEN

stimmten die simulierten Dichteprofile zumindest qualitativ gut mit gemessenen

überein. Die in Abschnitt 2.3.2 beschriebene Arbeit stellt eine Weiterentwick-

lung des von Humphrey entwickelten Modells dar.

Dai et al. 2000 und Zombori 2001 wendeten einen Ansatz zur Modellierung

des Dichteprofils an, der auf der Wahrscheinlichkeitstheorie basiert. Die Grund-

lagen für diesen Ansatz waren von Steiner und Dai 1993, Lang und Wolcott

1996 sowie Lenth und Kamke 1996 entwickelt worden. Die Holzwerkstoffmatte

wird hier im Gegensatz zum Modell von Humphrey 1994 nicht als Kontinuum

behandelt. Vielmehr werden die einzelnen Partikel mit ihren jeweiligen

Geometrien als solche berücksichtigt. Entsprechend ist dieser Ansatz bisher lediglich

auf OSB-Matten angewendet worden, bei denen die einzelnen Strands

im Vergleich zu Spänen oder Fasern relativ groß ausfallen.

Während des Heißpressvorgangs ergeben sich aber nicht nur Dichtevariationen

über den Plattenquerschnitt, sondern auch parallel zur Plattenebene. Gründe

hierfür sind zum einen externe Einflussfaktoren. So führen Unregelmäßigkeiten

beim Streuen der Matte unmittelbar zu Dichteunterschiede in der Platte, da die

Matte innerhalb der Presse nur in sehr beschränktem Maße fließfähig ist. Und

auch Unterschiede in den lokalen Pressdrücken bzw. Distanzen zwischen den

Heizplatten resultieren in lokal ungleichen Verdichtungsniveaus und Dichteprofilen.

Darüber hinaus können aber auch interne Faktoren zu teilweise deutlichen

Variationen des Dichteprofils über die Plattenbreite führen. Eine Erklärung für

dieses Phänomen wurde erstmalig von Thoemen 2004 gegeben. Er konnte durch

Simulationsrechnungen nachweisen, dass sich selbst bei Konstanz sämtlicher

Rohstoff- und Produktionsparameter die Dichteprofile, die sich entlang der Mittellinie

einer kontinuierlichen Presse und an den Kanten ergeben, zwangsläufig

voneinander unterscheiden müssen. Die Ursache für diese Unterschiede liegt

darin, dass die thermodynamischen Bedingungen in der Matte über die

Mattenbreite aufgrund des Gasdruckabfalls zum Rand hin nicht konstant sein

FORSCHUNGSARBEITEN

können. Die sich daraus ergebenden Temperatur- und Feuchteunterschiede in

der Matte wirken sich auf die lokalen Dichteprofile aus.

Innere Spannungen und Verlauf des Pressdrucks

Die Materialverdichtung und die Entwicklung innerer Spannungen hängen eng

miteinander zusammen. Innere Spannungen äußern sich zum einen im

Mattengegendruck, der auf die Heizplatten wirkt. Andererseits kann aber auch

davon ausgegangen werden, dass die inneren Spannungen der verdichteten

Holzpartikel nach Verlassen der Heißpresse zu lokalen Spannungen auf die

Klebverbindungen zwischen den Fasern oder Spänen führen. Derartige Phänomene

sind bei unzureichender Klebharzaushärtung mit großer Wahrscheinlichkeit,

neben dem bereits im Abschnitt 2.2 beschriebenen Gasdruck, eine weitere

Ursache für Delaminationen von Platten unmittelbar hinter der Heißpresse. Experimentell

sind die inneren Spannungen auf Mikro-Ebene allerdings bisher

nicht untersucht worden.

Der Mattengegendruck auf die Heißplatten wird heutzutage sowohl in Laborpressen

als auch im industriellen Prozess gemessen. Der Verlauf des Pressdrucks

wurde dementsprechend auch zahlreich in Lehrbüchern und in der wissenschaftlichen

Literatur beschrieben (z.B. Deppe und Ernst 1964, May und

Mehlhorn 1969, Liiri 1969, May 1970, Bolton et al. 1989c, Wang und

Winistorfer 2000a, Pichelin et al. 2002). Zusammenfassend lässt sich sagen,

dass beim Pressen einer Holzwerkstoffmatte der Pressdruck bzw. der

Mattengegendruck ein Maximum am Ende des Schließvorgangs hat. Wird nun

die Mattendicke konstant gehalten, so kommt es aufgrund des visko-elastischen

Verhaltens von Holzwerkstoffmatten sowie durch die fortschreitende Erwärmung

und damit Erweichung der Matte zu einer Spannungrelaxation. Der Pressdruck

nimmt also wieder ab und nähert sich in der Regel einem relativ niedrigen

Endwert an.

63


64

FORSCHUNGSARBEITEN

Diese inneren Spannungen sind sehr stark von den lokalen Temperatur- und

Feuchteverhältnissen abhängig. Bolton et al. 1989c und von Haas und Frueh-

wald 2001 bestätigen die Aussage über sinkende Spannungen bei steigenden

Temperaturen. Und auch bei zunehmendem Feuchtegehalt der Matte beobachte-

ten diese einen Rückgang des Verdichtungswiderstandes.

Der Verlauf der Klebharzaushärtung ist ebenfalls für den Abbau von Span-

nungen in der Matte von Bedeutung. Mit steigender Festigkeit der Klebverbin-

dungen zwischen den Holzpartikeln ist laut Bolton et al. 1989c mit einer Steige-

rung der Spannungsrelaxation in der Matte durch die Blockierung von elasti-

schen und verzögert-elastischen Verformungen zu rechnen. Laut Pichelin et al.

2002 weisen beleimte Matten eine schnellere Spannungsrelaxation auf als sol-

che, die ohne Klebharz gepresst wurden. Wie Bolton et al. erklären sie diese Be-

obachtung durch die Ausbildung von Klebverbindungen, die elastische und ver-

zögert-elastische Verformungen blockieren.

Sämtliche bisherigen Angaben zum Pressdruck bzw. Mattengegendruck stel-

len über die gesamte Pressfläche oder über Pressensegmente aufintegrierte Wer-

te dar. Der auf die Matte wirkende Pressdruck wird in der Regel aus dem Druck,

welcher in den Druckkolben der Presse vorliegt, und der beaufschlagten Fläche

ermittelt, wobei in kontinuierlichen Pressen teilweise Ankopplungseffekte

herausgerechnet werden. Der tatsächlich vorliegende lokale Druck kann aber

erheblich vom errechneten Wert abweichen. Insbesondere war zu vermuten,

dass es in kontinuierlichen Pressen aufgrund ihrer Rahmenbauweise zwischen

den jeweiligen Rahmen zu deutlichen Druckminderungen kommen würde. Um

diese Hypothese überprüfen zu können wurde im Rahmen der vorliegenden Arbeit

erstmalig ein Drucksensor entwickelt und eingesetzt, der den lokal wirkenden

Druck auf kleiner Fläche aufnehmen kann. Die Messmethodik und erste

Messergebnisse beim Einsatz in kontinuierlichen Pressen finden sich in Abschnitt

2.3.3.

FORSCHUNGSARBEITEN

2.3.2 Untersuchungen zur Entstehung des Dichteprofils

Vertiefende Publikationen

Thoemen und Ruf 2008

Thoemen und Humphrey 2006

Einleitung

Die im Folgenden dargestellten Untersuchungen zur Entstehung des Dichteprofils

senkrecht zur Plattenebene bestehen aus zwei Teilen. Ziel des ersten Teils ist

es, den Einfluss des Pressprogramms auf die Ausprägung des Dichteprofils

durch Experimente zu analysieren. Die Pressprogramme für die im Labor hergestellten

MDF-Platten wurden in Anlehnung an heute in der Industrie übliche

Programme gewählt, um dadurch sowohl grundsätzliche Zusammenhänge

herauszuarbeiten als auch für die Holzwerkstoffindustrie direkt anwendbare Ergebnisse

zu generieren.

Im zweiten Teil wird dann ein rheologisches Modell zur Beschreibung des

Verdichtungsverhaltens von Holzwerkstoffmatten beschrieben. In Kombination

mit dem unter Abschnitt 2.2.3 bereits dargestellten Wärme- und Stofftransportmodell

eignet sich das rheologische Modell dazu, die Entwicklung des Dichteprofils

sowie den Verlauf der inneren Spannungen während des Pressvorgangs

zu simulieren. Die generierten Simulationsergebnisse sollen in diesem Abschnitt

dazu genutzt werden, um die im ersten Teil experimentell ermittelten

Zusammenhänge zwischen Pressprogramm und Dichteprofil zu erläutern.

Material und Methoden (experimenteller Teil)

Für die hier beschriebenen Untersuchungen wurden TMP-Fasern vom selben

MDF-Hersteller bezogen, von dem auch die in Abschnitt 2.1.2 beschriebenen

Fasern (95 bis 98% Kiefer, Pinus sylvestris) stammen. Die Fasern hatten unmittelbar

vor der Weiterverarbeitung einen Feuchtegehalt von 4 bis 6%. Vor dem

Verpressen wurden die Fasern mit Kauritec 405, einer wässrigen Lösung eines

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66

FORSCHUNGSARBEITEN

melaminverstärkten Harnstoff-Formaldehyd-Harzes der Firma BASF AG (Lud-

wigshafen), beleimt. Der Festharzanteil (bezogen auf atro Holz) betrug 10%, der

Härteranteil 1% (Ammoniumnitrat bezogen auf Festharz). Beleimt wurde in der

Mischtrommel eines Pflugschar-Mischers der Firma Gebr. Lödige (Paderborn).

Um die Auswirkungen des Pressprogramms auf das Dichteprofil systema-

tisch zu erfassen wurde ein vollfaktorieller Versuchsplan unter Verwendung von

drei Faktoren gewählt, wobei jeder Faktor über drei Faktorstufen variiert wurde.

Bei den Faktoren handelt es sich um die Schließzeit T, die Höhe des ersten Ver-

dichtungsniveaus, L, sowie die Dauer D desselben (Abbildung 19, Tabelle 3).

Abbildung 19: Beispielhafte Darstellung des Pressprogramms mit Faktoren des Versuchsplans.

T: Schließzeit; L: Erstverdichtungsniveau; D: Dauer des Erstverdichtungsniveaus.

Tabelle 3: Faktoren und Faktorstufen des Pressprogramms

Faktor Faktorstufen

Schließzeit T 10, 20, 30 s

Erstverdichtungsniveau L 100, 110, 120%

Dauer des Erstverdichtungsniveaus D 120, 140, 160 s

Die Schließzeit T gibt dabei die Zeit an, bis das erste Verdichtungsniveau L

erreicht ist. Dieses wiederum ist in Prozent der Platten-Solldicke angegeben. Bei

der Dauer des ersten Verdichtungsniveaus D ist zu beachten, dass sie nicht von

FORSCHUNGSARBEITEN

der Schließzeit beeinflusst wird. Wie aus Abbildung 19 zu erkennen ist erfolgt

die Nachverdichtung bei einer Dauer des Erstverdichtungsniveaus von beispielsweise

140 Sekunden und einer Schließzeit von 20 Sekunden somit nach

160 Sekunden.

Wenn die Mattendicke bereits nach dem ersten Verdichtungsschritts 100 Prozent

beträgt, konnte nur der Einfluss der Schließzeit untersucht werden konnte,

nicht aber die Dauer des Erstverdichtungsniveaus. Damit umfasst ein

vollfaktorieller Versuchsplan 3 x 2 x 3 + 3 = 21 Pressprogramme. Für jedes

Pressprogramm wurden drei Wiederholungen durchgeführt, woraus sich insgesamt

63 Versuchsplatten ergeben.

Die Platten wurden auf einer Laborpresse der Firma Siempelkamp (Krefeld)

hergestellt. Das angestrebte Maß der hergestellten Platten betrug 600 x 400 mm²

bei einer Stärke von 16 mm und einer Dichte von 710 kg/m³ (basierend auf 8%

Holzfeuchtegehalt). Abweichungen der realisierten Abmessungen und Dichte

ergeben sich vor allem aus der Querdehnung der Matte beim Verpressen. Die

MDF-Matten wurden über 240 s bei einer Heizplattentemperatur von 180°C gepresst.

Die Temperaturentwicklung in Mattenmitte sowie der aus dem jeweiligen

Pressprogramm resultierende Pressdruckverlauf wurden aufgezeichnet.

Parallel zur Herstellung von 600 x 400 mm² Platten wurden auf einer weiteren

Laborpresse runde Proben mit einem Durchmesser von 100 mm angefertigt.

Die Presse ist in Abschnitt 2.4.2 beschrieben. Alle weiteren Material- und Pressparameter

waren identisch zu denen in der größeren Laborpresse. Auf die Ergebnisse

dieser zweiten Versuchsreihe wird im Folgenden, wenn angebracht,

ergänzend Bezug genommen.

Aus der Mitte der 600 x 400 mm² Platten wurden jeweils drei 50 x 50 mm²

Proben zur Dichteprofilmessung hergestellt, aus der Mitte der runden Platten

dagegen nur jeweils eine entsprechende Probe. An den 50 x 50 mm² Proben

konnte dann mit Hilfe eines Geräts der Firma Raytest Isotopenmessgeräte

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68

FORSCHUNGSARBEITEN

(Straubenhardt) das Dichteprofil senkrecht zur Plattenebene radiometrisch be-

stimmt werden, wobei eine Americium(Am241)-Strahlenquelle verwendet wur-

de.

Aus den geglätteten, normierten und über die Replikationen innerhalb einer

Platte gemittelten Kurven der Dichteprofile wurden folgende Kennwerte ermit-

telt:

• Höhe ρmax und Lage zmax der Dichtemaxima nahe der Oberflächen, gemittelt

über oberen und unteren Plattenbereich.

• Durchschnittsdichte ρcore zwischen 47,5 und 52,5% der Plattendicke.

• Höhe ρinter und Lage zinter der Zwischenmaxima. Diese Werte sind ausschließ-

lich für L = 120% angegeben.

• Verhältnis zwischen ρinter und ρcore.

Darüber hinaus wurden aus den aufgezeichneten Temperatur- und Press-

druckkurven charakteristische Kennwerte für die jeweiligen Pressprogramme

bestimmt.

Der Einfluss der drei Faktoren des Pressprogramms auf die einzelnen Kenn-

werte wurde mittels Anpassung von linearen multiplen Regressionsmodellen an

die Messdaten auf Signifikanz und Ausprägung des Einflusses geprüft. Interak-

tionen zwischen den einzelnen Faktoren wurden dabei nicht berücksichtigt.

Forschungsergebnisse (experimenteller Teil)

Der deutliche Einfluss des Pressprogramms auf die Ausprägung des Dichtepro-

fils lässt sich gut am Beispiel von Abbildung 20 verdeutlichen. Wie aus (a) er-

sichtlich hat das Erstverdichtungsniveau L einen starken Einfluss auf die Höhe

der Dichtemaxima ρmax einerseits und die Mittelschichtdichte ρcore andererseits.

Je höher das Erstverdichtungsniveau ist, desto niedriger fallen die Dichtemaxi-

ma und desto höher die Mittelschichtdichten aus.

FORSCHUNGSARBEITEN

Abbildung 20: Dichteprofile senkrecht zur Plattenebene (a) für unterschiedliche Erstverdichtungsniveaus

(T = 20 s, D = 140 s), (b) für unterschiedliche Zeitspannen des Erstverdichtungsniveaus

(T = 20 s, L = 120%).

Die gleichen Zusammenhänge sind auch in Abbildung 21 dargestellt, wobei

in dieser Darstellungsform zusätzlich der Einfluss des Faktors T sowie der feh-

lende Einfluss des Faktors D auf ρmax und ρcore deutlich werden. Erwähnenswert

ist in diesem Zusammenhang, dass in den hier beschriebenen Untersuchungen

eine Verlängerung der Schließzeit T zu einer leichten, aber signifikanten Erhöhung

der Deckschichtmaxima ρmax führt. Gleichzeitig nimmt die Mittelschichtdichte

ρcore erwartungsgemäß ab. Die meisten in der Literatur beschriebenen Arbeiten

kommen hingegen zum umgekehrten Schluss, nämlich dass eine Verlängerung

der Schließzeit zu einer Verringerung der Deckschichtdichten führt (z.B.

von Bismarck 1974, Smith 1982, Winistorfer et al. 1996). Diese Diskrepanz

lässt sich dadurch erklären, dass in der vorliegenden Untersuchung mit deutlich

kürzeren Schließzeiten gearbeitet wurde, als dass dieses in den zitierten Arbeiten

der Fall war, und ist in Thoemen und Ruf 2008 ausführlich erläutert.

In Abbildung 20(b) ist deutlich erkennbar, dass die Dauer des Erstverdichtungsniveaus,

D, einen starken Einfluss auf die Ausprägung der Zwischenmaxima

hat: Bei Verlängerung von D nimmt die Höhe ρinter der Zwischenmaxima ab,

und deren Position zinter verlagert sich etwas in Richtung mittlere Plattenebene.

Diese Aussagen können allerdings nur für das Erstverdichtungsniveau von L =

120% gemacht werden; für niedrigere Erstverdichtungsniveaus wurden keine

oder nur rudimentäre Zwischenmaxima gemessen.

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70

FORSCHUNGSARBEITEN

Abbildung 21: (a) Maximale Dichte (ρmax) in Oberflächennähe. (b) Mittelschichtdichte

(ρcore). Jeder Datenpunkt repräsentiert den Durchschnitt von üblicherweise drei Dichteprofilen

einer Platte.

Weitere wesentliche Aussagen der hier beschriebenen Untersuchungen lassen

sich folgendermaßen zusammenfassen, wobei auf die graphische Darstellung der

Ergebnisse an dieser Stelle verzichtet wird:

• Eine Verlängerung der Schließzeit T führt nicht nur zu einer Erhöhung der

Dichtemaxima (siehe oben), sondern gleichzeitig zu einer Verschiebung der

Maxima in Richtung Mittelebene. Diese Aussage deckt sich mit sämtlichen

ausgewerteten Angaben in der wissenschaftlichen Literatur.

• Der Zeitpunkt t100°C, zu dem in der Mittelschicht eine Temperatur von 100°C

erreicht wird, hängt vor allem vom Erstverdichtungsniveau L ab. Mit steigendem

L, also mit abnehmender Dichte während der Erstverdichtungsphase,

steigt die Temperatur in der Mittelschicht später an. Grund hierfür ist wahrscheinlich

die reduzierte Wärmeleitfähigkeit der weniger stark verdichteten

Holzwerkstoffmatte und der damit einhergehende verlangsamte Wärmetransport

in Richtung Mattenmitte.

FORSCHUNGSARBEITEN

• Auch die Schließzeit der Presse, T, wirkt sich auf den Zeitpunkt aus, wann in

Mattenmitte die 100°C-Marke erreicht wird. Wie zu erwarten steigt die Temperatur

umso früher an, je eher der Schließvorgang abgeschlossen ist.

• Das Erstverdichtungsniveau L hat einen deutlichen Einfluss auf die drei ermittelten

Kennwerte des Pressdrucks, und zwar auf den maximalen Druck während

der Hauptverdichtung, pmax, auf den maximalen Druck während der

Nachverdichtung, p2nd, sowie auf den Druck unmittelbar vor dem Öffnen der

Presse, p240. Während pmax bei steigendem L (also bei geringerer Verdichtung

in der Erstverdichtungsphase) absinkt, steigen sowohl p2nd als auch p240 an.

• Die Dauer des Erstverdichtungsniveaus, D, wirkt sich ebenfalls signifikant

auf die beiden Kennwerte p2nd und p240 aus.

• Der geringste Pressdruck pmax ist, unter den in dieser Versuchsreihe gewählten

Parametern, bei einer Schließzeit von T = 20 s erforderlich; bei kürzeren wie

auch längeren Schließzeiten steigt pmax an.

Alle hier beschriebenen Effekte sind auf dem 95%-Niveau oder einem höheren

Niveau signifikant. Eine Interpretation der experimentellen Ergebnisse wird

im Abschnitt Simulationsrechnungen weiter unten vorgenommen.

Modellbeschreibung

Zur Beschreibung der Materialverdichtung und der damit einhergehenden Entwicklung

innerer Spannungen unter sich ändernden Temperatur- und Feuchtebedingungen

wird in vorliegender Arbeit ein rheologisches Modell verwendet.

Dabei wird von der Annahme ausgegangen, dass sich die Gesamtverformung

des betrachteten Materials in relativ einfach zu beschreibende Komponenten

zerlegen lässt. Jede Verformungskomponente lässt sich durch ein Element oder

durch wenige Elemente darstellen, wobei Elemente beispielsweise eine elastische

Feder oder ein Kolben sein können. Zur Anwendung des Modells, also zur

Berechnung der Materialverformung müssen die Koeffizienten der einzelnen

Elemente bekannt sein. Beispielsweise wird das Federverhalten durch seinen E-

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72

FORSCHUNGSARBEITEN

Modul oder da Verhalten eines Kolbens durch seine Viskosität charakterisiert.

Die rheologischen Koeffizienten von holzbasierten Materialien sind in starkem

Maße von den momentanen Materialzuständen wie Temperatur und Holzfeuchte

abhängig und werden in der Regel experimentell bestimmt.

Abbildung 22: Burgers-Humphrey-Modell zur Beschreibung des Verdichtungsverhaltens

von Holzwerkstoffmatten mit Angabe der vier einzelnen Dehnungskomponenten.

In der vorliegenden Arbeit wird ein von Ren 1991 in Zusammenarbeit mit

Humphrey vorgeschlagenes eindimensionales rheologisches Modell verwendet,

welches aus fünf Elementen besteht und die Verformung senkrecht zur x-y-

Ebene von Holzwerkstoffmatten während des Heißpressens in vier Komponen-

ten zerlegt (Abbildung 22). Die Gesamtdehnung ε ergibt sich dann durch Addi-

tion der einzelnen Dehnungskomponenten gemäß

ε = ε + ε + ε + ε . (4)

el

vi

de

pmf

Die elastische Dehnung εel reagiert auf Spannungsänderungen ohne Zeitver-

zug und ist vollständig reversibel, während die viskose Dehnung εvi zeitabhängig

und irreversibel ist. Beide Dehnungskomponenten werden durch jeweils ein

Element beschrieben, und zwar durch eine einfache Feder bzw. durch einen

Kolben. Die verzögert-elastische Dehnung εde ist wie die viskose Dehnung ebenfalls

zeitabhängig, aber reversibel. Sie wird durch eine einfache Feder sowie einen

parallel dazu geschalteten Kolben repräsentiert. Zur Beschreibung von spontanen

aber irreversiblen Deformationsvorgängen, wie sie durch mikroskopisch

FORSCHUNGSARBEITEN

kleine Brüche sowie durch plastische Verformung hervorgerufen werden, wurde

von Ren 1991 schließlich die spontan-plastische Dehnungskomponente εpmf eingeführt.

Sie wird repräsentiert durch eine Feder, die nur in eine Richtung wirkt,

und zu deren weiteren Komprimierung ein kritischer Festigkeitswert überschritten

werden muss.

Die drei Dehnungskomponenten εel, εvi und εde zusammen ergeben das soge-

nannten Burgers-Modell zur Beschreibung eines ideal-visko-elastischen Materials.

Entsprechend kann das hier verwendete rheologische Modell als erweitertes

Burgers-Modell oder auch als Burgers-Humphrey-Modell bezeichnet werden.

Die mathematische Formulierung des Burgers-Humphrey-Modells findet

sich in Thoemen et al. 2006.

Auf Grundlage der Arbeiten von von Haas 1998 und Thoemen 2000 lassen

sich die fünf in Abbildung 22 dargestellten Koeffizienten in Abhängigkeit der

Materialtemperatur und -feuchte berechnen. Die von von Haas beschriebenen

Versuchsreihen zur Materialverdichtung, auf denen die Bestimmung der Koeffizienten

basieren, wurden an jeweils einem typischen Faser-, Deckschichtspan-,

Mittelschichtspan- und Strandmaterial durchgeführt. Für das Fasermaterial sind

die Koeffizienten in Thoemen et al. 2006 dargestellt.

Zum Einsatz des Burgers-Humphrey-Modells für die Simulation der Verdichtungsvorgänge

beim Heißpressen von Holzwerkstoffmatten wurden noch die

folgenden vereinfachenden Annahmen definiert:

• Es werden lediglich Normalspannungen senkrecht zur Plattenebene berücksichtigt,

nicht aber Scherspannungen. Entsprechend werden in der x-y-Fläche

nebeneinander liegende Modellgitterzellen als nicht aneinander gekoppelt behandelt.

• Aufgrund fehlender verlässlicher Poisson-Konstanten wird die Querkontraktion

der Matte vernachlässigt.

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74

FORSCHUNGSARBEITEN

• Der Einfluss der Klebharzaushärtung auf das rheologische Materialverhalten

wird ebenfalls vernachlässigt.

Als Randbedingungen der Simulationsrechnung können wahlweise der senk-

recht auf die Fläche wirkende Pressdruck, die Mattendicke, oder eine zeitlich

gestaffelte Kombination aus beiden Modi gewählt werden. Im Druckmodus wird

davon ausgegangen, dass der gleiche Druck auf jede Mattenposition wirkt. Bei

in der x-y-Ebene unterschiedlichen Verdichtungseigenschaften der Matte ergibt

sich daraus möglicherweise eine Durchbiegung der Pressplatten. Hingegen wird

bei Wahl des Distanzmodus' von starren Pressplatten ausgegangen.

Simulationsrechnungen

Während die meisten Arbeiten zur Entstehung des Dichteprofils von relativ

einfachen Pressprogrammen ausgehen, bei denen die Presse in einem Schritt geschlossen

wird, um dann auf konstanter Heißplattendistanz gehalten zu werden,

wird in der vorliegenden Arbeit ein Erklärungsansatz präsentiert, der auch den

Einfluss eines Nachverdichtungsschrittes, wie er bei der Herstellung von MDF

in kontinuierlichen Pressen üblich ist, auf das Dichteprofil berücksichtigt. Abbildung

23 illustriert dabei die Entwicklung des Dichteprofils unter Annahme

eines entsprechenden Pressprogramms.

Zur Darstellung des Einflusses von zeitlich und lokal sich ändernden Temperatur-

und Feuchtebedingungen auf die Entstehung des Dichteprofils sind in Abbildung

24 die Temperatur-, Feuchte- und Dichteprofile für verschiedene Phasen

des Pressvorgangs abgebildet. Der Erklärungsansatz beruht auf einer Computersimulation

und kann folgendermaßen zusammengefasst werden:

Während der Hauptverdichtung am Anfang der Presse steigen die Deckschichttemperaturen

relativ schnell an, und es findet bereits ein Feuchtetransport,

wenn auch nur in geringem Ausmaß, von den Deckschichten in Richtung

Mittelschicht statt. Im gesamten inneren Bereich der Matte ist es hingegen noch

weder zu einer Erwärmung noch zu einer Veränderung des Feuchtegehaltes ge-

FORSCHUNGSARBEITEN

kommen. Aus dieser Konstellation ergibt sich zunächst ein relativ einfaches

Dichteprofil unmittelbar nach Abschluss der Hauptverdichtung: Die Dichtemaxima

liegen dicht unter den Oberflächen in den Deckschichten, mit einem Dichteabfall

hin zu den Oberflächen, und mit einer verhältnismäßig niedrigen Dichte

im inneren Bereich. Der Dichteabfall an den Oberflächen ergibt sich daraus,

dass diese aufgrund der starken Austrocknung einen erhöhten Verdichtungswiderstand

aufweisen.

Abbildung 23: Simulierte Entwicklung des Dichteprofils während des Heißpressvorgangs

in einer kontinuierlichen MDF-Presse.

Abgesehen von kleineren Veränderungen bleibt dieses vorläufige Dichteprofil

bis zum Beginn der Nachverdichtung bestehen. Mittlerweile ist es aber zu

einer Austrocknung der gesamten äußeren Mattenschichten gekommen. Die

Feuchte ist in Richtung Mattenmitte gewandert, und die Temperatur ist im gesamten

inneren Bereich der Matte deutlich angestiegen. Je nach vorherrschenden

Temperatur-Feuchte-Bedingungen ist nun die Matte entweder in dem Bereich

zwischen Deck- und Mittelschicht oder aber im gesamten Mittelschichtbereich

am stärksten plastifiziert. Somit führt die Nachverdichtung in diesen Schichten

auch zu einer deutlichen Anhebung der Dichte, während sie sich nicht mehr

merklich auf die Dichte in den Deckschichten auswirkt. Bleibt die Mittelschichtdichte

aufgrund einer noch nicht ausreichend hohen Temperatur hinter

der Dichte in den Zwischenschichten zurück, so ergibt sich hieraus eine inho-

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76

FORSCHUNGSARBEITEN

mogene Dichteverteilung im mittleren Plattenbereich. Aus technologischer und

wirtschaftlicher Sicht ist ein solches Dichteprofil mit Zwischenmaxima uner-

wünscht, es ist aber in der industriellen Praxis nicht unüblich.

Abbildung 24: Temperatur-, Feuchte- und Dichteprofile senkrecht zur Plattenebene für

verschiedene Phasen des Heißpressvorgangs. Die Darstellung basiert auf Simulationsrechnungen

für MDF.

Am Pressenende schließlich deutet die Simulation auf einen leichten Rück-

gang der Dichte im mittleren Plattenbereich, und gleichzeitig damit auf eine Ex-

pansion der Platte hin. Die Dichten der Deckschichten bleiben hiervon dagegen

fast vollständig unberührt (siehe hierzu Abbildung 23).

Die in den oben beschriebenen Experimenten zum Einfluss des Presspro-

gramms auf das Dichteprofil gefundenen Zusammenhänge lassen sich nun

schlüssig aus den Temperatur- und Feuchtebedingungen ableiten, wie sie in Ab-

bildung 24 dargestellt sind. So führt ein langsameres Schließen der Presse dazu,

dass bei Erreichen des Maximaldrucks die Mattenerwärmung wie auch die

FORSCHUNGSARBEITEN

Feuchtefront bereits tiefer in die Matte eingedrungen ist. Konsequenterweise

verschieben sich die Zone der stärksten Plastifizierung und damit die Dichtema-

xima von den Oberflächen in Richtung Mittelebene der Platte. Mit ähnlicher Ar-

gumentation lässt sich auch die Tatsache erklären, dass es bei einer frühzeitigen

Nachverdichtung der Matte (z.B. bei einer Mittelschichttemperatur von lediglich

80°C) zu einer verstärkten Bildung von Zwischenmaxima kommt. Unter den

geschilderten Umständen hat die Dampffront und damit das Feuchtemaximum

noch nicht die Mittelebene erreicht, welche aufgrund der niedrigeren Temperatur-

und Feuchtewerte weniger stark plastifiziert ist als die etwas weiter außen

liegenden Schichten. Experiment und Simulationen zeigen, dass es erst bei einer

Mittelebenentemperatur von etwa 90°C zu einer mehr oder weniger ebenen

Dichteverteilung im gesamten inneren Bereich der Platte kommt.

Bei der Interpretation der Simulationsergebnisse ist allerdings zu berücksichtigen,

dass in den Simulationsrechnungen der sich aus der Klebharzaushärtung

ergebende Einfluss auf das rheologische Verhalten der Holzwerkstoffmatte nicht

berücksichtigt wurde. Aus der wissenschaftlichen Literatur ist wenig bekannt

zum Zusammenhang zwischen Klebharzaushärtung und Materialverhalten. Wie

bereits im Abschnitt 2.3.1 erwähnt und in Thoemen und Ruf 2008 näher erläutert

kann aber davon ausgegangen werden, dass das Klebharz einen untergeordneten

Einfluss auf die Komprimierbarkeit des Materials hat, wogegen Relaxations-

und Retardationsverhalten einer Holzwerkstoffmatte hiervon stärker beeinflusst

werden.

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78

FORSCHUNGSARBEITEN

2.3.3 Verlauf des Pressdrucks in kontinuierlichen Pressen

Vertiefende Publikation

Meyer und Thoemen 2007

Einleitung

Beim Verpressen von Holzwerkstoffmatten in einer Heißpresse ist in der Regel

lediglich der über die gesamte Pressfläche (kleine Laborpresse) oder über Pressensegmente

aufintegrierte Pressdruck bzw. Mattengegendruck bekannt, nicht

aber die entsprechenden lokalen Werte. Dieser Umstand ergibt sich daraus, dass

bisher ausschließlich der Kolbendruck gemessen und auf die Mattenfläche bezogen

werden konnte. Ziel in der vorliegenden Arbeit war es, erstmalig einen

kleinflächigen Drucksensor zur Bestimmung des lokal auf die Matte wirkenden

Drucks zu entwickeln und in kontinuierlichen MDF-Pressen zum Einsatz zu

bringen. Wichtige Motivation war dabei zu überprüfen, ob es aufgrund der

Rahmenbauweise von kontinuierlichen Pressen zu Druckschwankungen in Vorschubrichtung

kommt, und ob sich derartige Druckschwankungen auf die mechanischen

Platteneigenschaften auswirken. Die Entwicklung des Messsystems

wurde in Kooperation mit dem Sensorhersteller Weiss Robotics (Ludwigsburg)

und dem Alberta Research Council (ARC, Edmonton, Kanada) durchgeführt.

Material und Methoden

Entwicklung eines Messsystems

Wesentliche Anforderung an einen Drucksensor, der während des Heißpressvorgangs

zusammen mit der Holzwerkstoffmatte durch die Presse fährt, ist seine

geringe Bauhöhe. Fremdkörper in der Matte können zu Beschädigungen des umlaufenden

Stahlbandes führen, falls sie eine übermäßige lokale Verdichtung der

Matte verursachen. Außerdem ist die Verfälschung der gemessenen Druckwerte

durch die Bauhöhe des Sensors und die damit einhergehende Überkomprimierung

der Matte zu minimieren. Weitere Anforderungen an den Sensor sind seine

FORSCHUNGSARBEITEN

ausreichende Druckfestigkeit sowie seine Temperaturbeständigkeit. Immerhin

können die Pressdrücke in Holzwerkstoffmatten bis zu 5 N/mm² betragen, wobei

die lokalen Druckspitzen teilweise noch höher ausfallen dürften. Die

Mattentemperaturen betragen in der Mittelschicht von MDF bis zu 120°C und

an den Oberflächen sogar bis über 200°C.

Sensoren, welche die genannten Anforderungen erfüllen, waren zum Zeitpunkt

der hier beschriebenen Arbeiten nicht verfügbar. Es war daher erforderlich,

einen entsprechenden Sensor zu entwickeln. Dazu wurde ein patentiertes

Sensorprinzip des Sensorherstellers Weiss Robotics ausgewählt, das auf Messungen

des elektrischen Widerstandes des Sensormaterials basiert und eine dünne

Ausführung des Sensors ermöglicht (Weiss 2002). Dieses Sensorprinzip wurde

zuvor nur für relativ niedrige Temperaturen und Drücke eingesetzt. Als Sensormaterial

wurde in der hier beschriebenen Arbeit nach umfangreichen Vorversuchen

ein mit Leitruß angereichertes PTFE-Verbundmaterial ausgewählt.

Abbildung 25: Darstellung des Pressdrucksensors (1) und des mobilen Messsystems

(rechts), bestehend aus Pressdrucksensor, Datenlogger (2) und Sonde zur Temperatur-

und Gasdruckmessung (3).

Die wirksame Sensorfläche zur Aufnahme des Pressdrucks beträgt bei dem in

Abbildung 25 (links) dargestellten Prototyp 1x1 cm² bei einer Dicke des Sensors

von 2 mm im unbelasteten Zustand. Vor Einsatz des Sensors wurde dieser für

den relevanten Druck- und Temperaturbereich kalibriert. Der Sensor ist an ein

Messsystem des ARC (PressMAN) angeschlossen, welcher aus einem flachen

Datenlogger und einer Sonde zur Bestimmung von Temperatur und Gasdruck in

der Matte besteht (Abbildung 25 rechts). Zur Messung von Pressdruck, Tempe-

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80

FORSCHUNGSARBEITEN

ratur und Gasdruck wird zunächst die Sonde in die Mittelebene der Matte soweit

eingeführt, bis sich der Datenlogger wenige Zentimeter neben der Matte befin-

det (siehe auch Abschnitt 2.2.2). Unmittelbar anschließend wird der Pressdruck-

sensor entweder seitlich in die Matte gesteckt oder auf die Mattenoberfläche

aufgelegt, wobei bei den hier beschriebenen Messungen ausschließlich die erste

Option gewählt wurde. Das gesamte Messsystem kann nun zusammen mit der

Holzwerkstoffmatte durch die kontinuierliche Presse laufen und wird unmittelbar

hinter der Presse wieder entnommen, um die aufgezeichneten Daten auszulesen.

Laboruntersuchungen zu periodischen Druckschwankungen

Um die Auswirkungen von Druck- bzw. Distanzschwankungen, wie sie in kontinuierlichen

Pressen zu beobachten sind, auf die mechanischen Eigenschaften

von Holzwerkstoffplatten zu untersuchen wurden im Rahmen einer Versuchsreihe

MDF-Proben unter periodischen Druck- bzw. Distanzänderungen hergestellt.

Die Verpressung der MDF-Matten geschah auf der in Abschnitt 2.4.2 näher

beschriebenen Minaturpresse ipates (Durchmesser der runden Proben = 100

mm), wobei die Option der integrierten Querzugprüfung für diese Versuchsreihe

nicht genutzt wurde.

Die mit einem Harnstoff-Formaldehyd-Harz beleimten TMP-Fasern (3, 10,

13 und 17% Festharz bezogen auf atro Holz) wurden zunächst auf eine Zieldicke

von 5 mm verdichtet und dann periodischen Distanzänderungen unterworfen,

wobei die Probendicke von 5 mm nicht unterschritten wurde. Bezogen auf die

Zieldicke handelt sich bei den Schwingungen also um periodische Entlastungen

der Matte. Die Schwingungen erstreckten sich für einige Versuchsreihen über

die gesamte Presszeit, für andere hingegen nur über ausgewählte Pressphasen.

Die unterschiedlichen Pressrahmenabstände und Vorschubgeschwindigkeiten im

industriellen Prozess wurden in den Laborversuchen durch die Variation von

Frequenz und Amplitude der Schwingungen nachgestellt. Die Zieldichten der

FORSCHUNGSARBEITEN

MDF-Proben betrugen 550, 700 bzw. 850 kg/m³, und die Temperaturen der

Pressplatten waren auf 110, 140 bzw. 180°C eingestellt.

Zur Bestimmung der Querzugfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 319 wurden

aus jeder runden Platte zwei Proben mit den Maßen 40 x 40 mm² zugeschnitten

und bis zur Gewichtskonstanz im Normalklima (20°C/65% rel. Lf)

gelagert.

Forschungsergebnisse

Industriemessungen

Die Industriemessungen fanden an drei kontinuierlichen Pressen unterschiedlichen

Typs statt, wobei die Unterschiede in Bezug auf die hier beschriebene

Versuchsreihe vor allem in den Abständen der Pressrahmen und der Stärke der

Heizplatten lagen. Um die Vergleichbarkeit der Messungen zu gewährleisten

wurden die Untersuchungen an MDF-Matten mit einer Zieldicke von 19 bis 20

mm sowie mit einer Zieldichte von 700 bis 750 kg/mm² durchgeführt. Mit dem

neu entwickelten Messsystem wurden zeitgleich der lokale Pressdruck, der Gasdruck

sowie die Temperatur in der Mittelebene der Matte gemessen. Außerdem

wurde mit einem vom ARC zusätzlich zur Verfügung gestellten Prototyp eines

Distanzsensors die Distanz zwischen den Stahlbändern unmittelbar neben der

Matte, also die Mattendicke gemessen.

In Abbildung 26 ist der Output des neu entwickelten Drucksensors exemplarisch

über die Pressenlänge dargestellt. An den Positionen der Pressrahmen sind

außerdem die Pressdrücke angegeben, wie sie von der Steuerungssoftware der

Presse zur Verfügung gestellt werden. Insbesondere in der Kalibrierzone, also

im hinteren Teil der Presse wird klar erkennbar, dass sich an den Positionen der

Pressrahmen Pressdruckmaxima ergeben, während die Drücke zwischen den

einzelnen Rahmen stark abfallen. Vergleicht man den hier dargestellten Druckverlauf

mit jenem, der sich in Pressen mit geringeren Rahmenabständen ergibt

(siehe Meyer und Thoemen 2006), so fällt auf, dass die Ausprägung der

81


82

FORSCHUNGSARBEITEN

Druckschwankungen in starkem Maße vom Rahmenabstand abhängt: Je weiter

die Pressrahmen auseinander stehen, umso größer fallen die Druckschwankungen

aus.

Abbildung 26: Verlauf des Pressdrucks in einer kontinuierlichen MDF-Presse

(Presstyp 1).

Abbildung 27: Verlauf der Mattendicke in einer kontinuierlichen MDF-Presse

(Presstyp 1).

Mit den Druckschwankungen gehen Schwankungen der Mattendicke einher,

wie in Abbildung 27 erkennbar ist. Während die Mattendicke an den Positionen

der Pressrahmen lokale Minima aufweisen, kommt es zwischen den Rahmen

FORSCHUNGSARBEITEN

teilweise zu deutlichen Dickenzunahmen um bis zu 0,2 mm. Auch hier fallen die

Schwankungen in der Kalibrierzone der Presse am stärksten aus.

Abbildung 28: Verlauf von Gasdruck und Pressdruck im hinteren Teil einer kontinuierlichen

MDF-Presse (Presse 2). Die gestrichelten Linien geben die Positionen der Pressenrahmen

an.

Die durch die Pressdruck- und Distanzmessungen nachgewiesenen periodischen

Schwankungen stellen sich auch in den Gasdruckverläufen über die Pressenlänge

dar (Abbildung 28). Es zeigt sich ein lokales Gasdruckmaximum bei

den Pressenrahmen mit einem Gasdruckabbau zwischen diesen. Der Nachweis

von Pressdruck- bzw. Distanzschwankungen kann somit auch durch die Bestimmung

des Gasdruckes erfolgen.

Laboruntersuchungen zu periodischen Schwankungen

In Abbildung 29 wird die Abnahme der Querzugfestigkeit aufgrund von

Schwingungen der Mattendicke während des Pressvorgangs von MDF beispielhaft

dargestellt. Für die hier gewählte Faktorkombination ergibt sich bei einer

Schwingungsamplitude von bis zu 0,3 mm (= 6% bezogen auf die Probendicke

von 5 mm) keine nennenswerte Abnahme der Querzugfestigkeit. Eine Amplitude

von 1 mm führt hingegen zu einer Abnahme von ca. 0,4 N/mm².

Aus Abbildung 29 lassen sich bereits Hinweise auf die Auswirkungen der in

den Industrieversuchen gefundenen, durch die Pressrahmen induzierten Schwin-

83


84

FORSCHUNGSARBEITEN

gungen der Matte auf die Querzugfestigkeit finden: Von einer Amplitude von

ca. 0,2 mm (= 1% der Plattendicke), wie sie in den Industrieversuchen an 20-

mm-Platten gemessen wurden, ist keine Abnahme der Festigkeit zu erwarten.

Hingegen ergibt sich bei der Herstellung von beispielsweise 2 mm starken HDF-

Platten bei gleicher Schwingungsamplitude eine prozentuale Dickenänderung

von 10%. Bei einer solch starken prozentualen Dickenänderung ist bereits mit

einer deutlich Abnahme der Querzugfestigkeit zu rechnen.

Abbildung 29: Einfluss von periodischen Materialentlastungen auf die Querzugfestigkeit

von MDF-Proben. Die mit 10% UF-Harz (bezogen auf atro Holz) beleimten TMP-

Fasern wurden beim Verpressen in einer Miniatur-Heißpresse auf 5 mm (ρ = 850 kg/

m³) verdichtet und anschließend über die gesamte Presszeit von 45 s mit einer Frequenz

von 1 Hz periodisch entlastet. Pressplattentemperatur = 180°C. Probenzahl je Amplitude

n = 6.

Eine ausführliche Darstellung der Ergebnisse für die untersuchten Faktoren

findet sich in Meyer und Thoemen 2006 und Meyer 2007. Die Ergebnisse las-

sen sich wie folgt zusammenfassen:

• Die Abnahme der Querzugfestigkeit ist für geringe Schwingungsamplituden

unerheblich. Erst bei Amplituden oberhalb von ca. 6% der Plattendicke

kommt es zu einer signifikanten Abnahme der Querzugfestigkeit.

• Die Querzugfestigkeits-Abnahme fällt umso höher aus, je höher die Material-

dichte ist.

FORSCHUNGSARBEITEN

• Für alle betrachteten Beleimungsgrade haben die Schwingungen einen annä-

hernd gleichstarken Effekt auf die Querzugfestigkeit.

• Bei steigender Frequenz der Schwingung wie auch bei steigender Pressplat-

tentemperatur nimmt der negative Einfluss auf die Querzugfestigkeit zu.

• Die deutlichste Querzugfestigkeits-Abnahme ergibt sich, wenn die Schwin-

gungen über die gesamte Presszeit aufgebracht werden. Wird die Matte hin-

gegen lediglich während der ersten 25% oder während der mittleren 50% der

Presszeit mit Schwingungen beaufschlagt, so ergibt sich daraus keine signifi-

kante Querzugfestigkeits-Abnahme.

Es ist lediglich bei der Herstellung relativ dünner Platten mit einer nennens-

werten Abnahme der Querzugfestigkeit aufgrund der Rahmenbauweise der kon-

tinuierlichen Pressen zu rechnen. Eine Ursache hierfür liegt, wie bereits er-

wähnt, in dem Umstand, dass Durchbiegungen der Heizplatten, wie sie im Rah-

men der Industrieversuche gemessen wurden, bei dünnen Platten zu erheblich

stärkeren relativen Dickenänderungen führen als bei dicken Platten. Darüber

hinaus verstärken noch die insgesamt höheren Dichteniveaus von Dünnplatten

sowie die sich aus dem schnelleren Vorschub ergebenden höheren Frequenzen

der periodischen Entlastungen den negativen Effekt auf die Querzugfestigkeit.

85


2.4 Klebharzaushärtung

86

FORSCHUNGSARBEITEN

2.4.1 Hintergrund und Wissensstand

Für die Holzwerkstoffherstellung ist das Zusammenwirken der beiden Kompo-

nenten Holz (bzw. dessen Oberfläche) und Klebharz von wesentlicher Bedeu-

tung. Die Wechselwirkungen zwischen Holz und Klebharz hängen einerseits

von den chemischen und physikalischen Eigenschaften der Holzoberfläche ab.

Zum anderen bestimmen die Bindemittelcharakteristika wie Klebharztyp, Mol-

verhältnis, Viskosität, Art und Menge des eingesetzten Härters sowie weitere

Zusätze zur Leimflotte die Ausbildung der Verklebung und damit die physikalisch-mechanischen

Eigenschaften des Werkstoffes.

Zur getrennten Charakterisierung der beiden Komponenten Holz und

Klebharz können zahlreiche analytische Verfahren eingesetzt werden. Beispielsweise

lassen sich anhand von Messungen des Kontaktwinkels Aussagen

über die Benetzbarkeit einer Holzoberfläche und damit über die Verklebungseigenschaften

des betrachteten Holzmaterials treffen. Entsprechend eignen sich

Differential-Scanning-Calorimetrie-Messungen (DSC) zur Beschreibung der

Reaktionskinetik eines Klebharzansatzes.

Aufgrund der Interaktion von Holz und Klebharz wird aber die isolierte Analyse

einer der beiden Komponenten immer zu einer unvollständigen Charakterisierung

des Holz-Klebharz-Systems führen. Vielmehr bedarf es Analyseverfahren,

welche das Zusammenwirken von Holz und Klebharz berücksichtigen, will

man zu belastbaren Aussagen über die Festigkeitsentwicklung von Holzverleimungen

in Abhängigkeit von Rohstoff- wie auch Prozessparametern kommen.

Im Folgenden sollen zwei derartige Verfahren zur Charakterisierung der

Klebharzkinetik unter Berücksichtigung der Komponente Holz beschrieben

werden: Das Automated Bonding Evaluation System (ABES) sowie das Integrated

Pressing and Testing System (ipates). Während das ABES zur Analyse der

FORSCHUNGSARBEITEN

Festigkeitsentwicklung von flächigen Verklebungen vorgesehen ist, wurde das

ipates zur Analyse der Festigkeitsentwicklung während der Herstellung von

holzbasierten Span- und Faserwerkstoffen entwickelt.

Das ABES stellt ein System dar, mit welchem für wärmehärtende Klebharze

die Festigkeitsentwicklung in der Klebfuge zwischen zwei Furnieren bestimmt

werden kann. Seine Funktionsweise besteht darin, dass Furnierstreifen unter annähernd

isothermen Bedingungen unter definiertem Druck und Temperatur

miteinander verklebt werden und die Festigkeit dieser Klebfuge mittels einer

Scherbelastung direkt im Anschluss an den Pressvorgang geprüft wird. Das

ABES stellt damit ein relativ unaufwändiges Verfahren dar und dient der Analyse

des Aushärtens von Klebharzen in Abhängigkeit von Presszeit und

-temperatur. Darüber hinaus können weitere Einflussfaktoren auf die Festigkeitskinetik

untersucht werden; Beispiele hierfür sind der Pressdruck, Oberflächenmodifikationen

oder die Vorgeschichte der Harze, um nur einige zu nennen.

Der Aufbau und die Funktionsweise des ABES werden ausführlich von

Humphrey und Ren 1989 beschrieben.

Lecourt et al. 2003 vergleichen Messungen mittels thermo-mechanischer

Analyse (TMA) und ABES. Dazu werden der Elastizitätsmodul mittels TMA

und die Zugfestigkeit der Verbindungen im ABES ermittelt. Als Bindemittel

werden aus Kiefern- (Pinus radiata) und Akazienrinde (Acacia mearnsii) extrahierte

Tannine in wässriger Lösung verwendet. Zudem werden unterschiedliche

prozentuale Mengen an Paraformaldehyd als Härter hinzu gegeben, um dessen

Einfluss auf die Festigkeitswerte zu quantifizieren. Die Autoren fanden eine

Korrelation zwischen den TMA- und den ABES-Messungen und weisen darauf

hin, dass eine entsprechende Korrelation auch mit der Querzugfestigkeit von

Spanplatten gefunden werden kann.

Der Einfluss des Rohmaterials und der Prozessfaktoren auf die Klebfugenfestigkeit

wird von Rohumaa et al. 2007 ebenfalls mittels ABES untersucht. Es

87


88

FORSCHUNGSARBEITEN

werden unterschiedlich hydrothermisch vorbehandelte Birkenstämme (Betula

ssp.) geschält und danach bei 103°C getrocknet. Daraufhin werden ABES-

Messungen an diesen Proben durchgeführt, um den Einfluss der Vorbehandlung

auf die Scherfestigkeit der Klebfuge zu untersuchen.

River 1981 setzt sich mit der Theorie von Goland und Reissner bezüglich der

Verteilung der Spannungen bei überlappenden Verbindungen auseinander. Er

beschreibt dabei Testverfahren, die wie bei ABES-Messungen auf einer Zug-

scherprüfung basieren. Insbesondere werden dabei Manipulationsmöglichkeiten

beschrieben, um die wahren Schereigenschaften einer Klebfuge zu bestimmen.

Diese Erkenntnisse greifen Humphrey und Zavala 1989 wieder auf und be-

schreiben die Spannungsverteilung während der Zugscherprüfung von ABES-

Messungen.

Weber 2007 untersucht die Eignung des ABES-Prüfverfahrens zur Ermittlung

der optimalen technologischen Parameter für die Spanplattenherstellung. Der

Autor kommt zu dem Schluss, dass die mit dem ABES gesammelten Daten nur

eingeschränkt auf die Eigenschaften von Spanplatten übertragbar sind.

Chowdhury und Humphrey 2006 haben das ABES um eine Vorrichtung zur

Injektion von Flüssigkeiten erweitert, um auf diese Weise den Einfluss von Zu-

satzstoffen auf die Kinetik der Festigkeitsentwicklung von Phenol-

Fromaldehyd-Klebharzen zu untersuchen. Sie konnten mit diesem Verfahren

relativ einfach nachweisen, dass sich die Aushärtung eines Phenol-

Formaldehyd-Harzes durch Zugabe von Methylformiat, nicht aber von Ammo-

niak beschleunigen lässt.

Die Werte der Scherfestigkeit, welche mittels des ABES ermittelt werden, er-

lauben Aussagen über die Festigkeitsentwicklung in Klebfugen unter definierten

Bedingungen. Für die Herstellung und Charakterisierung von span- und faserba-

sierten Holzwerkstoffen ist allerdings die Festigkeit senkrecht zur Platteneben,

die sog. Querzugfestigkeit, von herausragender Bedeutung. Eine direkte Über-

FORSCHUNGSARBEITEN

tragung der ABES-Ergebnisse auf die Entwicklung der Querzugfestigkeit in

Span- und Faserplatten ist aufgrund der unterschiedlichen Geometrien der Holz-

elemente und der sich daraus ergebenden unterschiedlichen Bedingungen wäh-

rend der Plattenherstellung wie auch bei der Werkstoffprüfung nicht möglich.

Von Heinemann 2004, Fruehwald et al. 2001 und Roos 2000 wurde daher eine

Methodik zur anwendungsnahen Bestimmung der Festigkeitsentwicklung wäh-

rend des Heißpressens von Span- und Faserwerkstoffen entwickelt. Die Proben-

herstellung und Festigkeitsprüfung geschieht dabei im sog. Integrated Pressing

and Testing System (ipates). Im Gegensatz zur ABES-Prüfung, bei der es zu ei-

ner Scherbelastung der Klebfuge kommt, wird beim neu entwickelten Prüfver-

fahren eine Zugprüfung senkrecht zur Probenebene vorgenommen. Dieser

Prüfmodus reflektiert die Prüfbedingungen, wie sie zur Bestimmung der Quer-

zugfestigkeit senkrecht zur Plattenebene gemäß DIN EN 319 definiert sind. Auf

die spezifischen Unterschiede zwischen den Festigkeitsmessungen entsprechend

dem ipates-Verfahren und der DIN EN 319 wird weiter unten näher eingegan-

gen.

Wie beim ABES wird mithilfe des ipates die Festigkeit von Holz-Klebharz-

Systemen in Abhängigkeit von der Presszeit bestimmen. Allerdings ist es beim

ipates erforderlich, unmittelbar vor der Festigkeitsbestimmung eine Span- oder

Faserprobe zu formen. Entsprechend der sich daraus ergebenden Anforderungen

stellt das ipates eine Miniaturpresse mit integrierter Prüfvorrichtung zur Be-

stimmung der Querzugfestigkeit dar (siehe Abbildung 30). Das mit Klebharz

vermengte Faser- oder Spanmaterial wird zunächst in einen Zylinder von 100

mm Durchmesser gegeben und dann relativ schnell zu einer dünnen Probe ver-

dichtet. Während der nun folgenden Presszeit kommt es zur Aushärtung des

Klebharzes in der Span- oder Fasermatte. Gleichzeitig wird die Probe durch ei-

nen PU-Kleber, welcher vor Pressbeginn auf die runden Heizplatten aufgetragen

wurde, mit diesen verklebt. Nach einer definierten Zeit kann der Pressvorgang

abgebrochen und die Querzugfestigkeit unmittelbar anschließend bestimmt wer-

89


90

FORSCHUNGSARBEITEN

den. Mithilfe des ipates lässt sich die Festigkeitsentwicklung in Abhängigkeit

von Heizplattentemperatur, Probendichte, Beleimungsgrad sowie Charakteristi-

ka des eingesetzten Holzmaterials und Bindemittels messen.

Wie für die ABES-Messungen werden auch bei den ipates-Versuchen iso-

therme Bedingungen in der Bruchebene angestrebt. Diese werden umso schnel-

ler erreicht, je kleiner die Probendicke gewählt wird. Allerdings ist der Proben-

dicke nach unten hin Grenzen gesetzt, da eine Beeinflussung der Bruchebene

durch den etwas in die Probenoberflächen eindringenden PU-Kleber vermieden

werden muss. Ferner kann die Wahl einer zu geringen Probendicke dazu führen,

dass sich die Festigkeit schneller in der Mittelebene der Probe als in der PU-

Klebfuge an der Probenoberfläche entwickeln würde. Somit käme es bei der

Querzugprüfung zu einem Versagen der Oberflächenverklebungen und nicht

zum Bruch in der Span- oder Faserprobe selbst.

Heinemann 2004 hat das ipates eingesetzt, um die Festigkeitsentwicklung eines

Harnstoff-Formaldehyd-Harz-beleimten TMP-Fasermaterials zu bestimmen.

Er konnte dabei deutliche Einflüsse der Presstemperatur, der Probendichte, des

eingesetzten Bindemittelsystems sowie des Bindemittelanteils auf den Verlauf

der Querzugfestigkeitsentwicklung nachweisen und quantifizieren. Die Datenpunkte

lassen sich dazu in guter Näherung durch eine logarithmische Funktion

beschreiben. Heinemann stellte auch einen Vergleich von Querzugfestigkeitswerten

an, welche mit dem ipates unmittelbar nach dem Verpressen, also im

heißen Zustand gemessen wurden, und solchen, die unter identischen Bedingungen

hergestellt, aber erst nach Konditionierung bei Raumtemperatur in Anlehnung

an DIN EN 319 bestimmt wurden. Dabei zeigte sich, dass die Querzugfestigkeit

nach Konditionierung stets höher als bei sofortiger Prüfung ausfällt.

Dieses verwundert nicht, da bei erhöhter Prüftemperatur von einer Holzerweichung

und damit von einer Festigkeitsabnahme auszugehen ist. Allerdings waren

die Unterschiede in der Querzugfestigkeit im niedrigen Festigkeitsbereich

deutlich größer als für höhere Festigkeitsniveaus. Der Unterschied zwischen so-

FORSCHUNGSARBEITEN

fortiger Prüfung und Prüfung nach Konditionierung war außerdem für höhere

Dichten stärker ausgeprägt als für niedrige Dichten.

Ziel der Untersuchungen von Heinemann 2004 war es, die Eignung des

ipates zur Charakterisierung der Festigkeitskinetik von Holzwerkstoffmatten

nachzuweisen, sowie einen Vergleich mit alternativen Methoden anzustellen.

Der Eignungsnachweis wurde exemplarisch für ein TMP-Fasermaterial sowie

ausschließlich an UF-basierten Harzen erbracht.

Um das Einsatzgebiet des ipates zu erweitern wurden in der Arbeitsgruppe

des Verfassers dieser Arbeit weiterführende Untersuchungen unter Einsatz verschiedener

Klebharzsysteme und Spanmaterialien durchgeführt. Veröffentlichungen

über diese Arbeiten sind in Vorbereitung.

Über die bloße Beschreibung der Festigkeitsentwicklung in beleimten Holzwerkstoffmatten

hinaus war es eines der Ziele der Arbeit von Heinemann 2004

und Fruehwald et al. 2001, die mittels dem ipates ermittelten Daten mit dem unter

Abschnitt 2.2.3 und 2.3.2 beschriebenen Modell des Heißpressvorgangs von

Holzwerkstoffen zu kombinieren. Auf diese Weise ist die Möglichkeit gegeben,

neben Größen wie beispielsweise der Mattentemperatur, dem Feuchtegehalt,

dem Gasdruck oder der Materialdichte auch die räumliche und zeitliche Querzugfestigkeitsentwicklung

in Abhängigkeit wesentlicher Prozessparameter zu simulieren.

Ein erster entsprechender Ansatz zur Modellierung der Festigkeitsentwicklung

in Holzwerkstoffmatten wurde bereits von Humphrey 1991 präsentiert.

Humphrey kombinierte dazu mittels ABES generierte Festigkeitswerte mit einem

Modell zur Temperatur- und Feuchteentwicklung während des Heißpressvorgangs.

Es ist allerdings zu beachten, dass es sich bei den ABES-Daten um Scherfestigkeiten

handelt, welche an Klebfugen zwischen zwei Furnierstreifen ermittelt

wurden. Eine direkte Ableitung von mechanischen Platteneigenschaften wie

Querzug- oder Biegefestigkeit ist damit nur eingeschränkt möglich.

91


92

FORSCHUNGSARBEITEN

Dai et al. 2008 beschreiben ein mechanistisches Modell zur Simulation der

Querzugfestigkeitsentwicklung von OSB-Platten, in welches als Input-

Parameter die Kontaktflächen zwischen den einzelnen Strands, die Klebharzver-

teilung auf diesen sowie die örtliche Festigkeitsentwicklung und örtlichen

Versagensmechanismen einfließen. Es handelt sich hierbei also um ein Modell,

welches die Holzwerkstoffmatte nicht als Kontinuum sondern als ein aus einzelnen

Strukturelementen bestehenden Modellraum behandelt.

Beim in der vorliegenden Arbeit entwickelten Ansatz zur Simulation der Festigkeitsentwicklung

während des Heißpressvorgangs von Holzwerkstoffen wird

die Matte, im Gegensatz zur Arbeit von Dai et al. 2008, als Kontinuum behandelt.

Grundlage der Simulationsrechnungen sind mittels dem ipates generierte

Daten zur Querzugfestigkeitsentwicklung. Der Modellansatz sowie erste Simulationsergebnisse

sind im Folgenden beschrieben.

2.4.2 Modellierung und Simulation der Klebharzaushärtung

Vertiefende Publikationen

Thoemen et al. 2004

Einleitung

Neben der Modellierung von Stoff- und Wärmetransportvorgängen (siehe Abschnitt

2.2.3) einerseits und der dabei gleichzeitig ablaufenden Materialverdichtung

(siehe Abschnitt 2.3.2) andererseits stellt die Beschreibung jener Vorgänge,

die zur Ausbildung der mechanischen und physikalischen Produkteigenschaften

führen, eine wichtige Forschungsrichtung dar, um so zu einer umfassenden und

für die Holzwerkstoffindustrie anwendbaren Simulation des Heißpressvorgangs

von Holzwerkstoffen zu gelangen. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit ist ein

Modellansatz entwickelt worden, der erstmalig die Simulation der Querzugfestigkeitsentwicklung

an unterschiedlichen Positionen innerhalb der Matte er-

FORSCHUNGSARBEITEN

möglicht. Die jeweilige Entwicklung der lokalen Querzugfestigkeiten ergibt sich

dabei aus der Temperaturentwicklung und der Materialdichte an der entsprechenden

Mattenposition.

Eine ausführliche Beschreibung der mittels dem ipates gemessenen Ausgangsdaten

zur Querzugfestigkeitsentwicklung findet sich bei Heinemann 2004.

Diese Messungen sollen im Folgenden nur zusammenfassend dargestellt werden.

Messung der Querzugfestigkeitsentwicklung

Für die Bestimmung der Querzugfestigkeitsentwicklung wurden TMP-Fasern

vom selben MDF-Hersteller wie für die unter 2.1.2 und 2.3.2 beschriebenen Arbeiten

bezogen. Zum Entnahmezeitpunkt war das Material mit weniger als 1%

Festharz (Harnstoff-Formaldehyd-Harz) belegt; eine Ausschleusung von völlig

unbeleimten Fasern war aus anlagentechnischen Gründen nicht möglich. Der

Holzrohstoff setzte sich nach Herstellerangaben aus 95 bis 98% Kiefer (Pinus

sylvestris) und einem Rest Laubmischholz zusammen. Zur Vermeidung von

Feuchteänderungen wurde das Material in verschlossenen PE-Säcken gelagert.

Das Fasermaterial wurde in einer Beleimtrommel der Firma Drais-Werke mit

einem Harnstoff-Formaldehyd-Harz beleimt, wobei eine Beleimungscharge etwa

500 g ergaben. Der Festharzanteil bezogen auf atro Fasermaterial betrug für

die hier dargestellten Untersuchungen 10%. Als Härter wurden 1% Ammoniumnitrat

(bez. auf Festharz) eingesetzt. Um eine Zielfeuchte der beleimten Fasermatte

von 12% zu erreichen wurde eine entsprechende Menge Wasser zur Leimflotte

zugegeben. Nach der Beleimung wurden die Fasern mittels Durchlauf

durch einen Ventilator vereinzelt, um so eine möglichst homogene

Mattenformung zu ermöglichen. Im Rahmen von Vorversuchen konnte gezeigt

werden, dass die anschließende Lagerzeit der beleimten Fasern für mehre Stunden

(je nach Klebharztyp) keinen signifikanten Einfluss auf die mit dem ipates

93


94

FORSCHUNGSARBEITEN

ermittelten Querzugwerte hat. Es lag somit ein ausreichend großes Zeitfenster

für eine effiziente Probenherstellung vor.

Abbildung 30: Seitenansicht der ipates unmittelbar vor (links) und nach (rechts) einer

Querzugprüfung.

Zur Durchführung der ipates-Messungen wird eine definierte Menge der

beleimten Fasern in einen runden Hohlzylinder mit einem Innendurchmesser

von 100 mm gegeben. Die Menge ergibt sich dabei aus der gewählten Zieldichte

und der durchgehend verwendeten Zieldicke der Proben von 5 mm. Die beiden

jeweils 18 mm starken herausnehmbaren Pressplatten mit einem Durchmesser

von ebenfalls 100 mm werden im vorgeheizten Zustand mit einem PU-Kleber

bestrichen und dann leicht in die Enden des Hohlzylinders eingeschoben. Unmittelbar

danach wird das gesamte System, bestehend aus befülltem Zylinder

und Pressplatten, in die Presse eingeführt. Während des Press- und anschließenden

Prüfvorgangs sind die herausnehmbaren Pressplatten über zwei T-Stege mit

den beheizbaren Pressblöcken verbunden (Abbildung 30).

Nach dem Start des Pressvorgangs wurde die Matte innerhalb von 8 s auf

Solldicke verdichtet. Die Probendicke bleibt anschließend bis zum Ende des

Pressvorgangs konstant. Während dieser Zeit wird der Hohlzylinder soweit verschoben,

dass die Probe freiliegt. Die Prüfgeschwindigkeit für die unmittelbar an

den Pressvorgang anschließende Bestimmung der Querzugfestigkeit wurde auf

3,125 mm/s festgelegt. Die Daten der Querzugsfestigkeit werden über eine

FORSCHUNGSARBEITEN

Kraftmessdose aufgenommen, die einen Messbereich bis zu 20 kN mit einer

Messegenauigkeit von 0,2% vom Messbereichsendwert aufweist.

Abbildung 31: Mittels dem ipates ermittelte Entwicklung der Querzugfestigkeit als

Funktion der Presszeit, Temperatur (links, ρ = 650 kg/m³) und Dichte (rechts, T =

100°C, Heinemann 2004).

Zur Bestimmung der zeitlichen Entwicklung der Querzugfestigkeit wurde ein

annähernd voll-faktorieller Versuchsplan mit den Faktoren Pressplattentemperatur

und Zieldichte gewählt. Für die meisten Faktorkombination wurden Presszeiten

bis zu 370 s gewählt; lediglich für die hohen Temperaturen wurde auf die

langen Presszeiten verzichtet. Die Presstemperaturen wurden in 20°C-Stufen

zwischen 80 und 160°C variiert, und die Zieldichten betrugen 500, 650 bzw. 800

kg/m³. Beispielhaft ist die Entwicklung der Querzugfestigkeit in Abhängigkeit

von Presszeit, Presstemperatur und Materialdichte in Abbildung 31 dargestellt.

Regressionsgleichung zur Beschreibung der Querzugfestigkeitsentwicklung

Die Entwicklung der Querzugfestigkeit IB (in N/mm²) als Funktion von Temperatur

T (in °C) und Materialdichte ρ (in kg/m³) lässt sich anhand folgender logarithmischer

Gleichung darstellen:

−3

−4

IB = 3,

94 ⋅10

⋅T

⋅ ln( t)

+ 3,

35 ⋅10

⋅ ρ ⋅ ln( t)

− 2,

23 (5)

Dabei gibt t die Presszeit in Sekunden an. Diese Gleichung wurde auf Grundlage

der Querzugfestigkeitswerte, die mittels dem ipates gemessen wurden, unter

Anwendung des Kleinste-Quadrate-Verfahrens ermittelt (R² = 0,90).

95


96

FORSCHUNGSARBEITEN

Fraglos ist Gleichung 5 nur für die Ausgangsmaterialien und Herstellbedin-

gungen, wie sie zur Bestimmung der Querzugfestigkeitsentwicklung eingesetzt

wurden, gültig. Entsprechende Gleichungen ließen sich in gleicher Weise auch

für weitere untersuchte Klebharze und Untersuchungsbedingungen herleiten.

Gleichung 5 lässt sich auch in folgender Form darstellen:

IB = a ⋅ ln( t)

+ b

3

a = 3, 94 ⋅10

⋅T

+ 3,

35 ⋅10

b = −2,

23

− −4

⋅ ρ

Das hier beschriebene Verfahren zur Simulation der Querzugfestigkeitsent-

wicklung geht auf einen von Humphrey und Ren 1989 und Humphrey 1991 her-

geleiteten Ansatz zurück. Die Autoren bestimmten mit einem Vorgängermodell

des in Abschnitt 2.4.1 beschriebenen ABES die Entwicklung der Scherfestigkeit

von verleimten Furnierstreifen. Bei der Ermittlung der Festigkeiten sind iso-

therme Bedingungen eine Voraussetzung für die Anwendbarkeit des von

Humphrey und Ren entwickelten Berechnungsansatzes. Im vorliegenden Fall

liegen in der Mittelebene der ipates-Proben allerdings nur in grober Näherung

isotherme Bedingungen vor. Aus diesem Grund wurde für die Ermittlung eines

Zusammenhangs zwischen Temperatur, Dichte und Querzugfestigkeitsentwick-

lung die Annahme gemacht, dass die Temperatur in der Bruchebene während

der gesamten Presszeit 10°C unterhalb der Pressplattentemperatur lag. Diese

Annahme erscheint für einen ersten Ansatz gerechtfertigt, ist aber bei der Interpretation

der Simulationsergebnisse zu berücksichtigen. Derzeit wird an einem

modifizierten Verfahren gearbeitet, welches die Festigkeitsentwicklung in Abhängigkeit

der zum Prüfzeitpunkt real vorliegenden Temperatur behandelt.

Humphrey und Ren 1989 und Humphrey 1991 weisen darauf hin, dass auch

die lokale Mattenfeuchte einen Einfluss auf die Festigkeitsentwicklung haben

könnte. Sie begründen ihre Annahme mit experimentellen Daten für Phenol-

(6)

(7)

(8)

FORSCHUNGSARBEITEN

Formaldehyd-Harze. Die unvermeidliche Überlagerung des Feuchteeinflusses

durch den damit einhergehenden Temperatureinfluss macht die isolierte Erfassung

des Feuchteeinflusses allerdings sehr schwierig. Er ist deshalb zunächst

einmal nicht bei der Modellierung der Festigkeitsentwicklung berücksichtigt

worden.

Modellbeschreibung

Um nun zu einer Simulation der lokalen Festigkeitsentwicklungen zu kommen,

wurde das in den Abschnitten 2.2.3 und 2.3.2 beschriebene Heißpressmodell um

ein entsprechendes Modul erweitert. Das ursprüngliche Modell liefert während

der Simulation die errechneten lokalen Temperatur- und Dichtedaten an das

neue Modul, das wiederum auf Grundlage der empirischen Gleichung 5 bzw. 6

die lokale Querzugfestigkeitsentwicklung für die unterschiedlichen Positionen in

der Matte berechnet. Auf diese Weise ist es möglich, die Ausbildung eines Festigkeitsprofils

während des Heißpressvorgangs zu verfolgen.

Gemäß der Argumentation von Humphrey 1991 wird auch im hier beschriebenen

Ansatz zur Modellierung der Querzugfestigkeitsentwicklung die Annahme

gemacht, dass die inkrementale Festigkeitszunahme bei gegebenem Festigkeitsniveau

ausschließlich von den aktuellen lokalen Temperatur- und Dichtebedingungen

abhängt. Es wird also davon ausgegangen, dass die Vorgeschichte

der Matte, also der bisherige lokale Temperatur- und Verdichtungsverlauf, den

weiteren Verlauf der Festigkeitsentwicklung nicht direkt beeinflusst. Zum Zeitpunkt

der Niederschrift dieser Arbeit noch laufende Untersuchungen mittels des

ABES unterstützen die Gültigkeit des von Humphrey postulierten Superpositionsprinzips:

Für die weitere Entwicklung der Festigkeit ist es weitgehend unerheblich,

ob dessen bisheriges Niveau durch eine kurze Presszeit bei hoher Temperatur

oder eine längere Presszeit bei niedrigerer Temperatur erreicht wurde. In

grober Näherung erscheint die Annahme des Superpositionsprinzips demnach

gerechtfertigt.

97


98

FORSCHUNGSARBEITEN

Leitet man nun Gleichung 6 nach t ab, so lässt sich die Festigkeitszunahme

zum Zeitpunkt t folgendermaßen berechnen:

1

IB′

= a ⋅

(9)

t

Denkbar wäre auch die Ableitung von Gleichung 6 nach t und ρ. Dabei wür-

de von der Annahme ausgegangen, dass eine Dichteänderung eine sofortige

gleichgerichtete Änderung der Festigkeit nach sich zieht. Bedenkt man aber,

dass eine Nachverdichtung der Holzwerkstoffmatte möglicherweise auch zu ei-

ner Zerstörung bereits ausgebildeter Klebfugen und damit zu einer Festigkeits-

minderung führen kann (Meyer 2007), so erscheint diese allgemeingültige An-

nahme nicht gerechtfertigt. Aus diesem Grunde wird hier Gleichung 9 zur Be-

schreibung der Festigkeitszunahme verwendet.

Formt man nun Gleichung 6 nach t hin um und substituiert t in Gleichung 9

durch diesen Ausdruck, so erhält man

I B′

= a ⋅ e

⎛ IB−

b ⎞

−⎜


⎝ a ⎠

(10)

Gemäß Gleichung 10 lässt sich die Zunahme der Querzugfestigkeit in Ab-

hängigkeit der aktuellen Querzugfestigkeit, aber unabhängig von der zuvor

durchlaufenen Presszeit berechnen. Die beiden Koeffizienten a und b ergeben

sich nach wie vor aus den Gleichungen 7 und 8.

Unter der Annahme des Superpositionsprinzips (siehe oben) berechnet sich

nun die Querzugfestigkeit zum Zeitpunkt t wie folgt, wobei die Gleichung hier

in algebraischer Form dargestellt ist:

IB IB′

t − + ⋅ ∆t

(11)

IBt = ∆t

Dabei bedeuten Δt eine kurze Zeitspanne und IBt-Δt die Querzugfestigkeit zum

Zeitpunkt t-Δt. Die Festigkeitsänderung IB' ergibt sich aus Gleichung 10.

Beispielsimulation

FORSCHUNGSARBEITEN

Durch Kombination von Gleichung 11 mit dem in den Abschnitten 2.2.3 und

2.3.2 beschriebenen Heißpressmodell lässt sich die Entwicklung der Querzugfestigkeit

in Abhängigkeit von der Position in der Holzwerkstoffmatte simulieren.

Eine drei-dimensionale Darstellung der Querzugfestigkeitsentwicklung während

des Heißpressens einer 16 mm MDF-Matte ist in Abbildung 32 gegeben. Die

Simulationsrechnung bezieht sich auf eine 450 x 450 mm² große Harnstoff-

Formaldehyd-Harz-beleimte Matte (10% Festharz bezogen auf Masse atro Fasern),

die innerhalb von 8 s auf die Zieldichte von 650 kg/m³ verdichtet wird.

Die gesamte Presszeit beträgt 200 s, wobei es bis zum Öffnen der Presse zu keinen

weiteren Distanzänderungen der Pressplatten kommt. Die Heizplattentemperatur

wird mit 190°C angenommen.

Abbildung 32: Simulierte Entwicklung des Querzugfestigkeitsprofils einer MDF-Matte

während des Pressvorgangs in einer Laborpresse.

Die Simulation zeigt, dass bis zu einer Presszeit von ca. 10 s über die gesamte

Mattendicke keine nennenswerten Festigkeiten erzielt werden. Mit Zunahme

der Presszeit weisen die pressplattennahen Deckschichtbereiche der Matte kontinuierlich

zunehmende Festigkeiten auf, bis nach 170 s Presszeit Querzugfestigkeitswerte

von ca. 2,4 N/mm² erreicht werden. Der Festigkeitsverlauf ist zu-

99


100

FORSCHUNGSARBEITEN

nächst schnell ansteigend, bevor mit zunehmender Presszeit die Festigkeitszu-

nahme abnimmt und schließlich kaum noch weiter steigt. In der Mittelschicht

der Matte werden erst nach ca. 60 s Festigkeitswerte simuliert. Anschließend

folgt eine Phase leicht ansteigender Festigkeiten, bis am Ende der Presszeit ca.

0,8 N/mm² erreicht sind. Auffällig an dem simulierten Festigkeitsprofil ist der

große Mittelschichtbereich: Über etwa zweidrittel der Plattendicke ist keine wesentliche

Querzugfestigkeitsänderung zu erkennen. Erst auf Grund der höheren

Dichte und mit Anstieg des Temperaturniveaus während des Pressens wird ein

steiler Anstieg der Querzugfestigkeit im Deckschichtbereich der Matte simuliert.

Die Querzugfestigkeitsverteilung, wie sie gemäß der Simulation am Ende des

Pressvorgangs über den Plattenquerschnitt vorliegt, entspricht dem, was aufgrund

der höheren Temperaturen und Dichten im Deckschichtbereich zu erwarten

ist. Aus zahlreichen Labor- und Industrieversuchen ist bekannt, dass das

Versagen während einer Querzugprüfung im Mittelbereich einer Platte stattfindet,

wobei laut Schulte und Fruehwald 1996a die tatsächliche Versagensebene

häufig auch in den Bereichen zwischen Deck- und Mittelschicht liegt.

Bei Anwendung des hier beschriebenen Modellansatzes ist zu beachten, dass

dieser nur für solche Pressprogramme gültig ist, bei denen es nach Schließung

der Presse zu keinen weiteren Dichteänderungen in der Matte kommt. Einflüsse

auf die Querzugfestigkeit, die beispielsweise aus einer Nachverdichtung der

Matte zu einem späteren Zeitpunkt während des Pressvorgangs herrühren, können

hier nicht berücksichtigt werden. Um aber auch Pressprogramme mit erheblichen

Dicken- und damit Dichteänderungen während des Heißpressens, wie sie

in der industriellen Herstellung von Holzwerkstoffen (insbesondere von MDF)

in kontinuierlich arbeitenden Pressen üblich sind, simulieren zu können, wurde

Gleichung 11 von Meyer 2007 in Zusammenarbeit mit dem Autoren der hier

vorliegenden Arbeit um einen Term zur Beschreibung des Querzugfestigkeitsverlustes

aufgrund von Dichteänderungen ergänzt. Meyer konnte durch Simulationsrechnungen

beispielsweise nachweisen, dass der Querzugfestigkeitsverlust

FORSCHUNGSARBEITEN

in MDF-Matten umso stärker ausfällt, je weiter die Festigkeitsentwicklung zum

Zeitpunkt einer Nachverdichtung vorangeschritten ist.

Vergleich zwischen Simulation und Experiment

Um die simulierten Querzugfestigkeitsprofile mit experimentell ermittelten

zu vergleichen wurden einschichtige Labor-MDF-Platten gemäß den für die Si-

mulation verwendeten Randbedingungen hergestellt, wobei einzig die Presszeit

variiert wurde. Die Querzugprüfungen wurden in Anlehnung an DIN EN 319

durchgeführt. Die 50 x 50 mm² großen Proben wurden allerdings vor der Prü-

fung an fünf unterschiedlichen Positionen über den Plattenquerschnitt umlau-

fend mit einer Bandsäge um 5,5 mm eingesägt. Die resultierende Fläche der

aufgezwungenen Bruchebene betrug dementsprechend 1500 mm². Eine detail-

lierte Beschreibung dieser Versuchsreihe findet sich bei Heinemann 2004.

Der Vergleich zwischen simulierten und experimentell bestimmten Querzu-

gfestigkeitsprofilen ist in Abbildung 33 dargestellt. Die Laborplatten weisen im

inneren Bereich des Plattenquerschnitts geringfügig niedrigere Querzugfestig-

keiten auf als durch die Simulation berechnet wurde. Mit Annäherung an die

Plattenoberflächen zeigen die Laborplatten einen relativ geringen Festigkeitsan-

stieg, während die Simulationen anhand der mittels ipates generierten Daten ei-

nen steileren Anstieg ausweisen.

Abbildung 33: Vergleich von simulierten (durchgezogene Linien) und gemessenen

Querzugfestigkeitsprofilen für unterschiedliche Presszeiten (Heinemann 2004).

101


102

FORSCHUNGSARBEITEN

Die Unterschiede zwischen den Simulationsergebnissen und den empirisch

ermittelten Querzugfestigkeitswerten können sowohl auf verschiedene Prüfge-

schwindigkeiten der sofort geprüften (ipates) und der eingeschnittenen Proben,

sowie auf das während der ipates-Prüfung bestehende hohe Temperaturniveau

und die damit einhergehende Materialerweichung zurückzuführen sein.

Zudem wurde während der Querzugprüfung an den eingesägten Proben beo-

bachtet, dass der Bruch nicht ausschließlich in der vorgegebenen Versagens-

ebene, sondern von dort aus kegelförmig in Richtung der Mittelebene verlief.

Damit wurde die Querzugfestigkeit eines Bereiches mit geringerer Dichte und

somit mit geringeren Festigkeiten bestimmt. Die eigentlichen Querzugfestigkei-

ten in den Einschnittebenen dürften dementsprechend höhere Werte aufweisen.

3 DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

In den dieser Arbeit zugrunde liegenden Veröffentlichungen sind die For-

schungsergebnisse umfassend diskutiert worden. An dieser Stelle sollen die

wichtigsten Diskussionspunkte zusammengefasst und Schlussfolgerungen abgeleitet

werden. Dazu soll zunächst auf die methodischen Ansätze eingegangen

werden, bevor im zweiten Teil dieses Kapitels eine Zusammenfassung der technologischen

Implikationen angefügt wird.

3.1 Methodische Implikationen

Mikrotomographie

Die Auflösung mikroskopischer oder -tomographischer Abbildungen sollte immer

deutlich höher sein, als das kleinste zu beobachtende Detail. Für die mikrotomographische

Analyse von holzfaserbasierten Werkstoffen ergibt sich hieraus

die Forderung, dass das Zellwandmaterial von Frühholztracheiden auflösbar sein

sollte, da andernfalls einzelne Tracheiden nicht detektierbar sind.

Diese Bedingung ist erst für Voxel mit Kantenlängen von deutlich unterhalb

von 5 μm gegeben. Damit scheiden die meisten heute erhältlichen

Labortomographen für die Mikrostrukturanalyse von Holzfaserwerkstoffen aus.

In vorliegender Arbeit wurden deshalb die tomographischen Aufnahmen mittels

Synchrotronstrahlung in den Einrichtungen des DESY/GKSS gemacht. Die eingesetzte

Mikrotomographieapparatur schafft Auflösungen bis ca. 2 μm. In der

wissenschaftlichen Literatur sind bisher nur wenige entsprechende Arbeiten beschrieben

worden (Groom et al. 1999, Faessel et al. 2005, Lux et al. 2006).

Unter optimalen Verhältnissen lässt sich derzeit durch synchrotronbasierte

Verfahren eine Auflösung von etwas weniger als 1 μm erreichen (z.B. am ESRF

in Grenoble, Frankreich). Ohne Frage ist die Auflösung von TEM- oder REM-

Aufnahmen deutlich höher als jene, die mit tomographischen Verfahren erreich-

103


104

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

bar ist. Für die qualitative Analyse der Mikrostruktur eignen sich dementspre-

chend TEM- oder REM-Aufnahmen sehr gut. Hingegen ist die quantitative Ana-

lyse von 3D-Strukturen mittels TEM oder REM nur bedingt möglich. Ein Vor-

gehen wie beispielsweise von Aronsson 2002 angewendet, der mit Hilfe vieler

aneinander gefügter Ultramikrotomschnitte eine dreidimensionale Struktur er-

zeugte, erscheint unverhältnismäßig. Hier kommen die Vorteile der zerstörungs-

freien Aufnahme von dreidimensionalen Strukturen mithilfe der Mikrotomogra-

phie klar zum Tragen.

Eine weitere Stärke der Mikrotomographie ist die, dass die Probe nicht durch

die Präparation beeinträchtigt oder geschädigt wird. An den gewonnenen Volu-

mendaten können virtuelle Schnitte in beliebiger Richtung durch die unzerstör-

ten Bereiche der Probe geführt werden.

Ein Nachteil der synchrotronbasierten Mikrotomographie stellt fraglos deren

hoher apparativer Aufwand dar. Zwar ist die Probenvorbereitung vergleichswei-

se unaufwändig. Sie unterliegt lediglich einer Anpassung der Geometrie an die

notwendigen Abmessungen in der Tomographieapparatur. Die Erzeugung der

Synchrotronstrahlung mittels eines Beschleunigungsringes ist aber bekanntermaßen

extrem aufwändig. Will man also die quantitative Mikrostrukturanalyse

mittels tomographischer Verfahren für holzfaserbasierte Werkstoffe weiterentwickeln,

so ist es erforderlich, dass Labortomographen mit entsprechend hoher

Auflösung entwickelt und auf den Markt gebracht werden.

Will man nun über eine rein qualitative Betrachtung der Mikrostruktur

hinausgehen, so wird eine der untersuchten Strukturen angepasste Aufbereitung

und Analyse der Tomographiedaten erforderlich. Eine derartige Datenaufbereitung

und -analyse ist in vorliegender Arbeit beschrieben. Die vorgestellten Ergebnisse

verdeutlichen, dass dreidimensionale bildanalytische Methoden auf den

Datensätzen anwendbar sind und brauchbare Ergebnisse liefern. Eine visuelle

Überprüfung der Ergebnisse an den Bilddaten bestätigt die korrekte Funktion

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

der Algorithmen, auch wenn bei hohen Dichten aufgrund der Auflösung Einschränkungen

in Kauf genommen werden müssen. Im Vergleich zu den Arbeiten

von Groom et al. 1999 und Faessel et al. 2005 konnte gezeigt werden, dass

die für diese Arbeit entwickelten Routinen automatisiert werden konnten und

auch bei höheren Dichten funktionieren. Die Untersuchung von MDF-

Faserstrukturen erscheint unter diesem Hintergrund besser und zuverlässiger

möglich, als es bisherige Arbeiten zeigen konnten.

Modellierung des Holzwerkstoffprozesses

Zur Modellierung des Holzwerkstoffprozesses werden seit Jahren zwei grundsätzlich

verschiedene Modellansätze verfolgt. Der erste Ansatz basiert auf empirischen

Modellen, welche mittels statistischer Verfahren einen Zusammenhang

zwischen Material- und Prozessparametern einerseits und den Werkstoffcharakteristika

(z.B. mechanische Eigenschaften) andererseits herstellen. Neben dem

Einsatz empirischer Modelle zur Beschreibung von abgegrenzten Teilprozessen

sind mittlerweile auch Verfahren vorgestellt worden, um den gesamten Holzwerkstoffprozess

vom Holzplatz bis zur Charakterisierung der Rohplatten unmittelbar

hinter der Heißpresse in einem globalen Modell abzubilden. Beispiele

hierfür sind die Arbeiten von Lobenhoffer 1990, León-Méndez und Thoemen

1996, Bernardy et al. 1999 sowie Hasener 2004.

Im Gegensatz zu den empirischen Modellen werden beim Einsatz

phenomenologischer Modelle die relevanten physikalischen oder auch chemischen

Prozesse während der Holzwerkstoffherstellung auf Grundlage fundamentaler

Gesetzmäßigkeiten beschrieben. Derartige Prozesse lassen sich teilweise

durch relativ einfache Gleichungssysteme abbilden, stellen möglicherweise aber

auch komplexe und aufwändig zu formulierende Wirkzusammenhänge dar. In

der Regel werden durch phenomenologische Modelle einzelne Teilprozesse wie

die Spänetrocknung (z.B. Kamke und Wilson 1986) oder das Heißpressen beschrieben,

während eine globale Modellierung des gesamten Holzwerkstoffpro-

105


106

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

zesses aufgrund seines hohen Komplexitätsgrades derzeit nicht möglich er-

scheint.

In der vorliegenden Arbeit ist ein umfassendes phenomenologisches Modell

des Heißpressvorgangs von Holzwerkstoffmatten vorgestellt und beschrieben,

welches aus drei interdependenten Modulen besteht. Die Module beinhalten den

Wärme- und Stofftransport, die Materialverdichtung einschließlich der Entwick-

lung innerer Spannungen, sowie die Klebharzaushärtung und die damit einher-

gehende Festigkeitsentwicklung.

Das Modell zur Beschreibung des Wärme- und Stofftransports während

des Heißpressens basiert auf einem von Humphrey 1982 und Humphrey und

Bolton 1989a entwickelten Ansatz. Interessant ist, dass sämtliche Forschergrup-

pen, die bisher entsprechende Wärme- und Stofftransportmodelle implementiert

haben, auf das Modell von Humphrey zurückgreifen. Dennoch fällt die Vorher-

sagegüte der verschiedenen Implementierungen sehr unterschiedlich aus.

Während sich die Modellansätze ähneln, werden zur numerischen Lösung des

Wärme- und Stofftransportgleichungssystems unterschiedlichste Verfahren an-

gewendet. So geschieht die Lösung bei Hubert und Dai 1998 mittels dem Finite-

Elemente-Verfahren. Zombori 2001 und Carvalho und Costa 1998 wenden Fini-

te-Differenzen-Verfahren an, und García 2002 bedient sich des Finite-Volumen-

Verfahrens. In vorliegender Arbeit wird ein algebraischer Ansatz angewendet,

der in Anlehnung an das Finite-Volumen-Verfahren entwickelt wurde. Bei korrekter

Anwendung der jeweiligen numerischen Verfahren ist zu erwarten, dass

die Simulationsrechungen zu äquivalenten Ergebnissen führen. Die oben erwähnten

Diskrepanzen bei der Vorhersagegüte der verschiedenen Implementierungen

lassen sich also nicht durch die Verschiedenheit der numerischen Verfahren

erklären.

In der vorliegenden Arbeit wurde das zweidimensionale Modell von

Humphrey 1982 und Humphrey und Bolton 1989a zu einem vollständig dreidi-

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

mensionalen Modell weiterentwickelt. Unter anderem wurde auch Luft als wesentliche

Gaskomponente in den Modellansatz einbezogen. Dadurch konnte die

Vorhersage der Gasdruckentwicklung und -verteilung auf ein realitätsnahes Niveau

gebracht werden. Auch die Vorhersage der Temperatur- und Feuchteentwicklung

in der Matte konnte durch Labor- und Industriemessungen verifiziert

werden. Die Endfeuchte in Mattenmitte wird durch die Simulation allerdings

etwas überschätzt.

Bisher gehen sämtlich veröffentlichte Arbeiten zur Simulation des Wärmeund

Stofftransports während des Heißpressens von zwei kritischen Vereinfachungen

aus. Zum einen werden kleinräumige Temperatur- und Feuchtegradienten

innerhalb eines Holzpartikels vernachlässigt. Es wird also die Annahme gemacht,

dass sich stets und sofort ein regionales Temperatur- und Feuchtegleichgewicht

zwischen einer Span- bzw. Faseroberfläche und dem Span- bzw. Faserinneren

einstellt. Diese Annahme mag für die Betrachtung von Fasermatten der

Realität nahe kommen, ist aber für gröbere Späne oder gar für OSB-Strands zu

hinterfragen.

Die Annahme des sofortigen Feuchtegleichgewichts innerhalb der Holzpartikel

bedingt nun auch die zweite Vereinfachung: Wasser wird nur im gebundenen

und gasförmigen Zustand betrachtet, nicht aber als flüssige Phase. Insbesondere

für grobe Partikel ist aber zu vermuten, dass sich beim Kondensieren

des Wasserdampfes auf der Partikeloberfläche hier zumindest kurzzeitig ein

Wasserfilm bildet, der den Charakter von flüssigem Wasser hat. Eine Weiterentwicklung

der bisherigen Modellansätze im Hinblick auf die beiden hier skizzierten

Annahmen erscheint notwendig, will man zu einer realistischeren Beschreibung

der thermodynamischen Zustände innerhalb der Holzwerkstoffmatte

kommen.

Der in vorliegender Arbeit verwendete Ansatz zur Beschreibung der Materialverdichtung

und der damit einhergehenden Entwicklung von inneren Span-

107


108

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

nungen unterscheidet sich grundlegend von dem von Dai et al. 2000 und

Zombori 2001. Im Gegensatz zu diesen Arbeiten, in denen die Holzpartikel als

diskrete Elemente betrachtet werden, wird die Holzwerkstoffmatte in vorliegen-

der Arbeit als Kontinuum behandelt. Input-Parameter für die Simulation sind in

vorliegendem Ansatz damit nicht die Geometrien und Eigenschaften der einzel-

nen Partikel, sondern vielmehr das Verdichtungsverhalten der als homogen be-

trachteten Matte, welches durch Experimente zu bestimmen ist. Zwar lassen sich

mit dem vorliegenden Ansatz keine Aussagen darüber machen, wie sich bei-

spielsweise die Geometrien und Anordnung der Partikel auf die Materialver-

dichtung auswirken. Durch Betrachtung der Matte als Kontinuum ergeben sich

aber heute schon realitätsnahe und praxisrelevante Simulationsergebnisse. Hie-

rin liegt ein entscheidender Vorteil des in vorliegender Arbeit beschriebenen

Ansatzes.

Auch die Modellierung der Festigkeitsentwicklung während des Heißpressens

von Holzwerkstoffmatten basiert auf einem Ansatz, welcher die Matte als

Kontinuum betrachtet. Dazu wird die Festigkeitsentwicklung der Matte unter

definierten Bedingungen mit Hilfe des ipates-Verfahrens empirisch ermittelt. In

Kombination mit den beiden oben beschriebenen Modulen der Heißpresssimulation

lässt sich so die Festigkeitsentwicklung während des Pressvorgangs in Abhängigkeit

der Materialtemperatur und -dichte sowie der Klebharzformulierung

und -menge berechnen. Auch wenn das Modell auf einer Reihe von vereinfachenden

Annahmen basiert, so lassen sich durch die Simulationsergebnisse zumindest

vergleichende Aussagen über die zu erwartende Festigkeitsentwicklung

bei unterschiedlichen Festharzgehalten, Klebharztypen, Leimrezepturen und

auch Presseneinstellungen treffen.

Die hier beschriebene Arbeit zur Simulation der Querzugfestigkeitsentwicklung

während der Heißpressung stellt einen wichtigen Schritt hin zu dem Ziel

dar, zuverlässige Vorhersagen der mechanischen und physikalischen Eigen-

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

schaften von Holzwerkstoffen durch Simulation des Herstellprozesses machen

zu können. Ohne Frage basiert der hier beschriebene Ansatz auf zahlreichen

Annahmen und Vereinfachungen, die bei der Interpretation von Simulationsergebnissen

zu berücksichtigen sind. So kann das Superpositionsprinzip, wonach

die weitere Festigkeitsentwicklung unabhängig von der Vorgeschichte der Matte

verläuft, nur als eine grobe Näherung an die tatsächlichen Gegebenheiten verstanden

werden. Dennoch ist durch die Kombination des empirischen Modells

der Festigkeitsentwicklung mit einem thermodynamischen Modell und einem

Modell zur Beschreibung der Verdichtungsvorgänge erstmalig die Möglichkeit

gegeben, die Entwicklung der Querzugfestigkeit in Faser- und Spanplatten zumindest

qualitativ zu simulieren. Hieraus ergeben sich nicht nur Möglichkeiten

für die Holzwerkstoff- und Klebstoffindustrie, Pressprogramme und Aushärtungscharakteristika

von Klebharzen zu optimieren, sondern auch weiterführende

Forschungsansätze.

Die Verknüpfung von Temperatur- und Dichtebedingungen mit der Querzugfestigkeit

erfolgt im hier diskutierten Ansatz über eine Gleichung, welche im

Rahmen von Versuchsreichen mit dem ipates empirisch ermittelt wurde. Ohne

Frage wäre die Herstellung von fundamentalen Zusammenhängen zwischen diesen

Parametern wünschenswert, würde aber eine Verknüpfung von Klebharzparametern

(z.B. pH-Wert, Viskosität, aber auch Prozessführung während der

Klebharzsynthese), Holzparametern, Pressprogramm und Platteneigenschaften

auf Grundlage von physikalisch-chemischen Gesetzmäßigkeiten erfordern. Dieses

erscheint zum gegenwärtigen Zeitpunkt aufgrund der großen Komplexität

der Vorgänge während der Festigkeitsentwicklung im Holz-Klebharz-System

nicht realistisch.

Messung und Simulation der Transporteigenschaften

Für die Durchführung von Simulationsrechnungen mittels eines Heißpressmodells

sind Modelleingangsdaten zur Charakterisierung des betrachteten Materials

109


110

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

notwendig. Eine Auflistung der relevanten Materialeigenschaftsdaten findet sich

in Abschnitt 2.2.3. Allerdings ist eine Simulationsrechnung genau genommen

nur für das Span- oder Fasermaterial gültig, welches zur Bestimmung der

verwendeten Materialeingangsdaten verwendet wurde. Jedes andere Material

wird sich zwangsläufig aufgrund von Unterschieden im Ausgangsmaterial und

in den vorgelagerten Prozessen von einem Standardmaterial unterscheiden. Dar-

aus resultieren Diskrepanzen zwischen den Simulationsergebnissen und der rea-

len Prozesssituation.

Will man nun Simulationsrechnungen für Materialien durchführen, deren Ei-

genschaften nicht bekannt sind, so sind diese im Vorfeld zu bestimmen. Kon-

ventionelle Verfahren zur Messung der Materialeigenschaften, beispielsweise

der Transporteigenschaften wie Gaspermeabilität und Wärmeleitfähigkeit, sind

aber in der Regel sehr aufwändig. Dieses ergibt sich unter anderem daraus, dass

diese Daten für den gesamten Dichtebericht und möglicherweise auch für den

Temperatur- und Feuchtebereich, welcher für die Holzwerkstoffherstellung rele-

vant ist, benötigt werden. Daraus ergibt sich auch die Forderung nach schnellen

und vergleichsweise einfachen Verfahren zur Materialcharakterisierung. Ent-

sprechende Schnellverfahren für die experimentelle Bestimmung der Gasper-

meabilität wurden beispielsweise von Haselein 1998 und Hanvongjirawat 2003

entwickelt und vorgestellt. Das Schnellverfahren von letztgenanntem Autor

wurde auch von Thoemen und Klueppel 2008 zur Charakterisierung verschie-

dener Span- und Fasermaterialien eingesetzt.

Um den experimentellen Aufwand bei der Bestimmung der Materialeigen-

schaften zu minimieren ist es - neben der Entwicklung von Schnellverfahren -

auch denkbar, dass die Eigenschaften der Holzwerkstoffmatte in Abhängigkeit

von der Mattenstruktur nicht gemessen sondern modelliert und simuliert werden.

Ein solcher Ansatz würde nicht nur zu einer weiteren Reduktion des experimen-

tellen Aufwands führen, sondern würde auch dem grundlegenden Verständnis

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

über die Zusammenhänge zwischen Rohstoffparametern beziehungsweise vor-

gelagerten Prozessen und den Materialeigenschaften dienen.

Beispielsweise könnte ein entsprechendes Modell in einem ersten Schritt ei-

nen Zusammenhang herstellen zwischen den Geometrien der Holzpartikel und

der Struktur der Holzwerkstoffmatte, um dann in einem zweiten Schritt die

Struktur selber mit der Gaspermeabilität oder der Wärmeleitfähigkeit zu verbinden.

Für den zweiten hier skizzierten Schritt, nämlich die Simulation der Materialeigenschaftsdaten

aus der Mattenstruktur heraus, wurde in der Arbeit von

Thoemen et al. 2008 der Machbarkeitsnachweis erbracht. Es konnte gezeigt

werden, dass sich die Gaspermeabilität wie auch die Wärmeleitfähigkeit einer

Holzfasermatte relativ exakt aus seiner Mikrostruktur simulieren lässt. Für den

ersten Schritt sind ebenfalls erste Ansätze in der wissenschaftlichen Literatur zu

finden. So haben beispielsweise Wang und Shaler 1998 ein Modell der Mikrostruktur

für eine virtuelle MDF-Matte beschrieben.

Verfolgt man nun konsequent das hier skizzierte Konzept, nämlich die Bildung

einer virtuellen Holzwerkstoffmatte und die anschließende Modellierung

der Materialeigenschaften für diese Matte, und kombiniert man diese Modelle

mit dem oben beschriebenen Heißpressmodell, so ergeben sich hieraus vielversprechende

Forschungsansätze wie auch wertvolle Erkenntnisse für die industrielle

Praxis. Es könnten beispielsweise die Auswirkungen von Veränderungen

in der Spangeometrie auf die Temperaturentwicklung während des Heißpressens

und letztendlich auf die Entwicklung der mechanischen Eigenschaften abgeschätzt

und quantifiziert werden. Dieses Ziel erscheint mittelfristig realisierbar.

111


112

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

3.2 Technologische Implikationen

Entwicklung des Dichteprofils

Das Dichteprofil senkrecht zur Plattenebene spielt im Holzwerkstoffprozess eine

zentrale Rolle. Diese ergibt sich daraus, dass sich das Dichteprofil einerseits

unmittelbar aus den Prozessbedingungen ergibt, und dass es andererseits fast

alle mechanischen und physikalischen Platteneigenschaften maßgeblich beeinf-

lusst. Kenntnisse über den Zusammenhang zwischen Prozessparametern und

Dichteprofil sind deshalb für die industrielle Praxis von größter Bedeutung.

In den meisten Arbeiten zur Entstehung des Dichteprofils wurde ausschließ-

lich untersucht, wie sich die einstellbaren Prozessparameter wie beispielsweise

der Verdichtungsverlauf in der Heißpresse auf das Dichteprofil der fertigen Plat-

te auswirken (z.B. Smith 1982, Wong et al. 1998). Nach diesem Ansatz wurden

auch die im Abschnitt 2.3.2 dargestellten experimentellen Arbeiten geplant und

durchgeführt.

Kenntnisse über die Ausprägung des Dichteprofils während des Heißpres-

sens, also über den Verlauf der Dichteprofil-Entwicklung, können bei diesem

Vorgehen allerdings nur indirekt abgeleitet werden. Um zu einem direkten

Monitoring der Dichteprofil-Entwicklung zu kommen wurden in den vergange-

nen Jahren deshalb zwei Ansätze verfolgt. Einerseits wurden die lokalen Dichte-

änderungen während des Heißpressvorgangs in Laborpressen mittels Gamma-

Strahlung (Winistorfer et al. 2000) bzw. mittels Röntgenstrahlung (Ressel und

Gruchot 2008) gemessen.

Der zweite Ansatz bedient sich hingegen mathematisch-physikalischer Mo-

delle zur Simulation des Dichteprofils. Dieser ist in vorliegender Arbeit verfolgt

und beschrieben. Durch Kombination eines rheologischen Modells zur Abbil-

dung der Materialverdichtung (Abschnitt 2.3.2) mit einem Wärme- und Stoff-

transportmodell (Abschnitt 2.2.3) lassen sich Einflüsse von Prozessparametern

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

auf den Verlauf der Dichteprofil-Entwicklung und damit auch auf das endgültige

Dichteprofils direkt beobachten und nachvollziehen. Die sich daraus ergebenden

Kenntnisse sind für die industrielle Holzwerkstoffherstellung im Sinne einer ge-

zielten Beeinflussung des Dichteprofils von großer Bedeutung. Darüber hinaus

ist das hier beschriebene Heißpressmodell mittlerweile zur Simulationsplattform

Virtual Hot Press (VHP) weiterentwickelt worden (siehe auch Thoemen et al.

2004) und wird von mehreren Holzwerkstoffherstellern zur individuellen Pro-

zessoptimierung eingesetzt.

Von Ressel und Gruchot 2008 und Gruchot 200_ wurde das in vorliegender

Arbeit beschriebene Heißpressmodell zur Simulation der Dichteprofilentstehung

eingesetzt, um die Simulationsergebnisse mit dem experimentell ermittelten

Verlauf der Dichteprofilentwicklung zu vergleichen. Dabei wurde eine zufrieden

stellende Übereinstimmung der Simulation mit den Messdaten für die Entwicklung

des Dichteprofils festgestellt. Wichtige Aussagen der Heißpresssimulation

konnten durch die Messungen bestätigt werden, nämlich dass sich die lokale

Dichte für einen gegebenen Pressdruck als Funktion der lokalen Temperatur,

Feuchte und gegebenenfalls des lokalen Aushärtungszustands des Klebharzes

ergibt, und dass Verschiebungen im Dichteprofil auch noch nach Pressenschließung

stattfinden. Erste Hinweise auf die Richtigkeit dieser Aussagen der Heißpresssimulation

lieferte bereits die Arbeit von Winistorfer et al. 2000 und Wang

et al. 2001. Winistorfer und Mitarbeiter konnten allerdings noch keine durchgehenden

Dichteprofile aufzeichnen, sondern beschränkten sich auf die Messung

der lokalen Dichte in drei unterschiedlichen Mattenschichten.

Aus den in vorliegender Arbeit beschriebenen Untersuchungen zum Einfluss

des Pressprogramms auf das Dichteprofil lassen sich unter Einbeziehung des

experimentellen Teils und der Simulationsrechnungen folgende Kernaussagen

ableiten:

113


114

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

• Das Pressprogramm hat einen überragenden Einfluss auf die Ausprägung des

Dichteprofils von Holzwerkstoffen. Wichtige Parameter des Pressprogramms

sind dabei das Niveau der Erstverdichtung unmittelbar nach Pressenschlie-

ßung, sowie, falls im Pressprogramm vorgesehen, Zeitpunkt und Stärke der

Nachverdichtung gegen Ende des Pressvorgangs. Letztgenannter Parameter

führt unter ungünstigen Bedingungen (frühe und starke Nachverdichtung) zur

Ausbildung von Zwischenmaxima im Dichteprofil.

• Die Entwicklung des Dichteprofils während des Heißpressens lässt sich

schlüssig aus dem Zusammenspiel von Pressprogramm und den sich über die

Presszeit ändernden lokalen rheologischen Materialzuständen erklären. Die

rheologischen Materialzustände ergeben sich aus den jeweiligen Temperaturund

Feuchtebedingungen und hängen darüber hinaus auch vom Aushärtungszustand

des Klebharzes ab. Mit steigender Temperatur und Materialfeuchte

und mit abnehmendem Grad der Klebharzaushärtung sinkt der Verdichtungswiderstand

des Materials, woraus bei gegebenem Pressdruck eine höhere

Dichte folgt. Zum Klebharzeinfluss auf die Materialverdichtung liegen allerdings

noch keine systematischen Untersuchungsergebnisse vor.

• Aus dem hier beschriebenen Erklärungsansatz für die Entstehung des Dichteprofils

lässt sich auch eine Erklärung für ein häufig in kontinuierlichen Holzwerkstoffpressen

beobachtetes Phänomen ableiten, wonach sich Unterschiede

im Dichteprofil über die Plattenbreite ergeben. Die Ursache für diese Unterschiede

liegt darin, dass die thermodynamischen Bedingungen in der Matte

über die Mattenbreite aufgrund des Gasdruckabfalls zum Rand hin nicht konstant

sein können. Die sich daraus ergebenden Temperatur- und Feuchteunterschiede

in der Matte wirken sich auf die lokalen Dichteprofile aus. Erstmalig

wurde dieser Zusammenhang von Thoemen 2004 beschrieben.

Klebharzaushärtung

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

Kenntnisse über die Klebharzaushärtung und die damit einhergehende Entwicklung

der Materialfestigkeit während des Heißpressvorgangs sind von großer Bedeutung

für die Optimierung bestehender Prozesse oder für die Entwicklung

neuer Klebharzsysteme. Dabei hat sich das von Heinemann (2004) entwickelte

ipates als geeignet erwiesen, um Aussagen über die Querzugfestigkeitsentwicklung

in Abhängigkeit von Presstemperatur, Materialdichte sowie Klebharz- und

Span- bzw. Fasercharakteristika zu machen.

Mit dem in Abschnitt 2.4.2 beschriebenen Modellansatz, welcher auf einer

mittels ipates ermittelten Funktion der Festigkeitsentwicklung basiert, lässt sich

die Festigkeitsentwicklung in Abhängigkeit von Klebharzcharakteristika wie

Typ und Festharzgehalt, aber auch von der Temperatur- und Dichteentwicklung

in den verschiedenen Mattenschichten simulieren. Der Verlauf der lokalen Temperatur

und Dichte hängt wiederum von den Prozessparametern und vom Ausgangsmaterial

ab und lässt sich durch die in den Abschnitten 2.2.3 und 2.3.2 beschriebenen

Modelle berechnen. Durch Integration dieser drei Modellmodule

ergibt sich ein integriertes Heißpressmodell, welches eine direkte Verbindung

zwischen den Prozessparametern bzw. dem Ausgangsmaterial einerseits und der

zu erwartenden Querzugfestigkeit andererseits schafft.

Gas- und Pressdruck in kontinuierlichen Pressen

Der Gasdruck im Porenraum von Holzwerkstoffmatten stellt eine Größe dar, die

einerseits zur Erklärung der thermodynamischen Bedingungen und Abläufe

während des Heißpressens von Bedeutung ist, die zum anderen aber einen unmittelbaren

Einfluss auf das Entstehen von Delaminationen in der Platte unmittelbar

nach Verlassen der Heißpresse, und damit letztendlich auf die Produktionsgeschwindigkeit,

hat. Mit der in Abschnitt 2.2.2 beschriebenen Arbeit wur-

115


116

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

den erstmalig Gasdruckmessungen in einer kontinuierlichen Spanplattenpresse

veröffentlicht. Aus den Messergebnissen ergeben sich folgende Implikationen:

• In kontinuierlichen Holzwerkstoffpressen zeigt sich eine deutliche horizontale

Gasdruckverteilung, und zwar sowohl in Produktionsrichtung als auch über

die Mattenbreite. Der Gasdruckabfall zum Rand hin verursacht unter anderem

die oben beschriebenen Unterschiede im Dichteprofil über die Plattenbreite.

• Die Gasdruckverteilung in einer kontinuierlichen Spanplattenpresse unterscheidet

sich vor allem von jener für MDF in der Ausprägung des ersten Gasdruckmaximums.

Aufgrund der erheblich voluminöseren MDF-Matte im vorgepressten

Zustand kommt es im vorderen Teil der Heißpresse zu einer stärkeren

Komprimierung der Luft, welche sich in der Matte befindet. Wird nicht

durch ein entsprechendes Pressprogramm für die zwischenzeitliche Entlüftung

der MDF-Matte gesorgt, so kann sich das erhöhte Gasdruckniveau bis

zum Pressenende fortsetzen und dort die Delaminationsneigung der noch heißen

Platte erhöhen.

• Es besteht ein deutlicher Zusammenhang zwischen Plattenstärke und Gasdruck.

Abnehmende Plattenstärken führen zu einem Anstieg des Gasdrucks.

Hieraus lässt sich ableiten, dass bei dünnen Platten, für welche es derzeit noch

keine Verfahren zur Gasdruckmessung in kontinuierlichen Pressen gibt, mit

erheblich höheren Gasdrücken als jene, die für Standardstärken gemessen

wurden, zu rechnen ist. Simulationsrechnungen unterstützen diese Vermutung.

• Solange sich die Matte innerhalb der Heißpresse befindet entwickelt sich der

Gasdruck in allen Schichten der Matte annähernd gleich. Gasdruckgradienten

senkrecht zur Plattenebene ergeben sich lediglich unmittelbar nachdem die

fertige Platte die Presse verlassen hat.

Die im letzten Punkt gemachte Aussage wird durch die in Abschnitt 2.2.4

präsentierten Simulationsrechnungen unterstützt. Dabei konnte anhand einer

DISKUSSION UND SCHLUSSFOLGERUNGEN

Sensitivitätsanalyse gezeigt werden, dass der Gasdruck in Mattenmitte (annähernd)

unabhängig von der Gaspermeabilität senkrecht zur Mattenebene ist, dass

sich also selbst bei einer gedachten deutlichen Verringerung der Permeabilitätswerte

nur minimale Gasdruckgradienten senkrecht zur Mattenebene bilden können.

Durch Entwicklung und Einsatz eines Sensors zur Messung des lokal auf die

Holzwerkstoffmatte wirkenden Pressdrucks (siehe Abschnitt 2.3.3) konnte

erstmalig nachgewiesen werden, dass es aufgrund der Rahmenbauweise von

kontinuierlichen Holzwerkstoffpressen zu teilweise erheblichen Druckabnahmen

zwischen den einzelnen Pressrahmen kommen kann. Parallel durchgeführte

Messungen mit einem ebenfalls neu entwickelten Messsystem zur Bestimmung

der Distanz zwischen dem oberen und unteren Stahlband ergaben entsprechende

Dickenzunahmen der Matte zwischen den Rahmen. Durch Laboruntersuchungen

konnte gezeigt werden, dass die gemessenen Distanzänderungen bei der Herstellung

relativ dünner Platten zu einer nennenswerten Abnahme der Querzugfestigkeiten

führen können.

Eine Auswertung von Gasdruckmessungen, die zusammen mit den Messungen

des lokalen Pressdruck- und Mattendickenverlaufs durchgeführt wurden, hat

ergeben, dass sich die Distanzänderungen zwischen den Pressrahmen auch in

den Gasdruckkurven wieder finden. Während Pressdruck- und Distanzsensoren

bisher noch nicht kommerziell erhältlich sind lassen sich also Schwankungen

der Mattendicke aufgrund der Rahmenbauweise kontinuierlicher Pressen auch

durch Gasdruckmessungen detektieren.

117


4 ZUSAMMENFASSUNG

Die Eigenschaften von holzbasierten Span- und Faserwerkstoffen werden maß-

geblich von drei Faktoren bestimmt: Dem eingesetzten Holzmaterial, den

verwendeten Chemikalien einschließlich Klebharz und Additive, sowie den Pro-

duktionsbedingungen. Diese Faktoren sind gezielt aufeinander abzustimmen,

will man optimale Produkteigenschaften erzielen. Erreicht werden kann eine gu-

te Abstimmung der Faktoren aber nur dann, wenn ein fundamentales Verständ-

nis über die Zusammenhänge zwischen Holzeigenschaften, Klebharz- und Addi-

tivparametern sowie Produktionsbedingungen vorliegt. Die vorliegende Arbeit

leistet einen Beitrag zur Analyse dieser Zusammenhänge. Dazu sind vier thematische

Schwerpunkte behandelt worden: Untersuchungen zur Mikrostruktur von

Holzwerkstoffen, zum gekoppelten Wärme- und Stofftransport während des

Heißpressens von Holzwerkstoffmatten, zur Materialverdichtung sowie zur

Klebharzaushärtung.

Mikrotomographische Untersuchungen an holzfaserbasierten Werkstoffen

setzen die Abbildung von Strukturen in ausreichend hoher Auflösung voraus.

Um auch einzelne Frühholztracheiden auflösen zu können wurden in vorliegender

Arbeit Mikrotomographieaufnahmen am Hamburger

Synchrotronstrahlungslabor (HASYLAB) des DESY durchgeführt. Die Vorteile

der Synchrotronstrahlung gegenüber konventioneller Röntgenstrahlung bestehen

in einer hohen Parallelität der Strahlen und der Möglichkeit, die Intensität der

Strahlung dem zu untersuchenden Probenmaterial und der Probengröße anzupassen.

Die eingesetzte Mikrotomographieapparatur schafft Auflösungen bis ca.

2 μm.

Zur Datenaufbereitung der rekonstruierten Volumina wurden die Grauwertbilder

jeder Probe analysiert und Algorithmen zur Filterung und Auswertung der

Strukturen entwickelt und angewendet. Ziel war dabei zunächst eine Segmentierung

der drei Voxeltypen Zellwandmaterial, Zelllumen und interzellulären

118

ZUSAMMENFASSUNG

Zwischenraum, um darauf basierend die einzelnen Tracheiden sowie

Tracheidenbündel und auch Fragmente zu identifizieren. Ein besonderes Augenmerk

wurde auf die dreidimensionale Anwendbarkeit der Algorithmen und

eine automatische Auswertung gelegt. Erstmalig konnten mit den entwickelten

Algorithmen μCT-Aufnahmen von holzfaserbasierten Werkstoffen für Materialdichten

oberhalb von 300 kg/m³ aufbereitet und analysiert werden.

Für Materialdichten unterhalb von 800 kg/m³ ergab sich eine relativ vollständige

Identifizierung der verschiedenen Strukturelemente wie Tracheiden und

Tracheidenbündel. Erst oberhalb dieses Dichteniveaus führen die starke Komprimierung

des Materials und das damit einhergehende lokale Verschwinden der

Zelllumina zu Problemen in der Zuordnung des Zellwandmaterials zu einzelnen

Tracheiden.

Die segmentierten 3D-Datensätze dienten auch als Grundlage für die Simulation

von Materialeigenschaften in Abhängigkeit von der Materialdichte. Sowohl

für die Permeabilität als auch für die Wärmeleitfähigkeit erfolgte die Simulation

in x, y und z-Richtung der Volumina unter Annahme periodischer

Randbedingungen. Die Permeabilitätskoeffizienten wurden unter Anwendung

der Stokes-Gleichung und des Darcy'schen Gesetzes ermittelt. Für die Simulation

der Wärmeleitfähigkeit wurde nur die konduktive Wärmeleitung berücksichtigt,

und zwar für das Zellwandmaterial wie auch für die Luft im Hohlraumsystem,

nicht aber Wärmestrahlung und konvektive Wärmeübertragung.

Ein Vergleich der simulierten Permeabilitäten und Wärmeleitfähigkeiten mit

experimentell ermittelten Werten zeigt, dass der Dichteeinfluss auf beide Materialeigenschaften

mittels Simulation sehr gut abgebildet wird. Zwar überschätzt

die Simulationen die experimentellen Permeabilitätswerte etwas. Die Übereinstimmung

zwischen Simulation und Experiment kann aber vor dem Hintergrund,

dass in der Simulation keinerlei freie Parameter zur Anpassung an die gemessenen

Werte verwendet wurden, als vielversprechend angesehen werden. Diese

119


120

LITERATURVERZEICHNIS

Einschätzung gilt sowohl für die Wärmeleitfähigkeit als auch für die Permeabili-

tät.

Im Rahmen von Industriemessungen wurde erstmalig für Spanplatten der

Gasdruck gemessen, welcher sich beim Durchlauf durch eine kontinuierliche

Presse innerhalb der Matte bildet. Dabei konnte gezeigt werden, dass sich eine

deutliche horizontale Gasdruckverteilung ausbildet, und zwar sowohl in Produk-

tionsrichtung als auch über die Mattenbreite. Im Vergleich zu MDF-Pressen fällt

das Gasdruckmaximum im vorderen Bereich der Presse allerdings erheblich

niedriger aus. Weiterhin konnte aufgezeigt werden, dass ein deutlicher

Zusammenhang zwischen Plattenstärke und Gasdruckniveau besteht; mit abnehmender

Plattenstärke ergibt sich ein steigender Gasdruck. Hieraus lässt sich

ableiten, dass bei dünnen Platten, für welche es derzeit noch keine Verfahren zur

Gasdruckmessung in kontinuierlichen Pressen gibt, mit erheblich höheren Gasdrücken

als jene, die für Standardstärken gemessen wurden, zu rechnen ist.

Schließlich konnte im Rahmen der Industriemessungen experimentell nachgewiesen

werden, dass sich keine messbaren Gasdruckgradienten senkrecht zur

Plattenebene ergeben, solang sich die Matte in der Presse befindet.

Die letztgenannte Beobachtung konnte auch durch Simulationsrechnungen

bestätigt werden. Dazu wurde ein phenomenologisches Modell des Heißpressvorgangs

von Holzwerkstoffmatten eingesetzt, welches aus mehreren interdependenten

Modulen besteht. Die Module beinhalten Transportvorgänge innerhalb

der Holzwerkstoffmatte, die Materialverdichtung einschließlich der Entwicklung

innerer Spannungen, sowie die Klebharzaushärtung und die damit

einhergehende Festigkeitsentwicklung. Die einzelnen Module des Modells sind

in vorliegender Arbeit vorgestellt, und das integrierte Modell wurde zur Bearbeitung

einer Reihe von Fragestellungen herangezogen.

Für die Durchführung von Simulationsrechnungen mittels des Heißpressmodells

sind Modelleingangsdaten zur Charakterisierung des betrachteten Span-

ZUSAMMENFASSUNG

oder Fasermaterials notwendig. Im Rahmen einer umfangreichen Versuchsreihe

wurden deshalb Permeabilitäts- und Wärmeleitfähigkeitswerte in Abhängigkeit

von der Materialdichte für unterschiedliche Span- und Fasermaterialien experimentell

bestimmt.

Es konnte dabei bestätigt werden, dass sich ein annähernd linearer

Zusammenhang zwischen dem Logarithmus der Permeabilität und der Materialdichte

ergibt. Ferner ergaben die Untersuchungen, dass die Permeabilität der

Matte nicht nur von dessen Dichte und von der Strömungsrichtung abhängt,

sondern auch von Größe und Form der eingesetzten Späne. Die Permeabilitätswerte

senkrecht und parallel zur Plattenebene weisen für die Span- wie auch Fasermaterialien

bei niedrigen Dichten eine vergleichbare Größenordnung auf. Im

hohen Dichtebereich liegen dagegen die parallelen Permeabilitätswerte etwa eine

Zehnerpotenz über den senkrechten Werten. Beim Vergleich der Permeabilitätswerte

für Span- und Fasermaterial zeigt sich, dass letzteres in der Regel eine

niedrigere Permeabilität bei gegebener Dichte aufweist. Durch Simulationsrechnungen

mit dem oben beschriebenen Heißpressmodell konnte darüber hinaus der

deutliche Einfluss der Permeabilität und damit des eingesetzten Span- oder Fasermaterials

auf die Gasdruckentwicklung während des Pressvorgangs nachgewiesen

werden.

Die Bestimmung der Wärmeleitfähigkeit verschiedener Materialien in Abhängigkeit

von der Materialdichte ergab, dass bei niedriger Dichte das untersuchte

Mittelschichtmaterial aus Schneidspänen am besten leitet, während Kiefernfasern

die geringste Wärmeleitfähigkeit aufweisen. Mit zunehmender Dichte

steigt die Wärmeleitfähigkeit der Deckschichtspänen und der Fasern progressiv,

die der Mittelschichtspäne hingegen degressiv an. Bereits relativ kleine Änderungen

der Wärmeleitfähigkeit können einen erheblichen Einfluss auf die

Durchwärmungsgeschwindigkeit der Holzwerkstoffmatte haben, wie anhand

von Simulationsrechnungen nachgewiesen werden konnte.

121


122

LITERATURVERZEICHNIS

Eine zentrale Rolle im Holzwerkstoffprozess spielt das Dichteprofil senk-

recht zur Plattenebene, da es durch den Prozess in starkem Maße manipulierbar

ist und andererseits einen direkten Einfluss auf die meisten mechanischen und

physikalischen Platteneigenschaften hat. Der Zusammenhang von Pressprogramm

und Dichteprofil wurde in der vorliegenden Arbeit sowohl experimentell

als auch durch ergänzende Simulationsrechnungen analysiert. Dabei konnte gezeigt

werden, dass das Pressprogramm einen überragenden Einfluss auf die

Ausprägung des Dichteprofils von Holzwerkstoffen hat, wobei wichtige Parameter

des Pressprogramms dabei das Niveau der Erstverdichtung unmittelbar

nach Pressenschließung sowie, falls im Pressprogramm vorgesehen, der Zeitpunkt

und die Stärke der Nachverdichtung gegen Ende des Pressvorgangs sind.

Letztgenannter Parameter führt unter ungünstigen Bedingungen wie eine frühe

und starke Nachverdichtung zur Ausbildung von Zwischenmaxima im Dichteprofil.

Weiterhin konnte nachgewiesen werden, dass sich die Entwicklung des Dichteprofils

während des Heißpressens schlüssig aus dem Zusammenspiel von

Pressprogramm und den sich über die Presszeit ändernden lokalen rheologischen

Materialzuständen erklären lässt. Die rheologischen Materialzustände ergeben

sich aus den jeweiligen Temperatur- und Feuchtebedingungen und hängen darüber

hinaus auch vom Aushärtungszustand des Klebharzes ab. Mit steigender

Temperatur und Materialfeuchte und mit abnehmendem Grad der Klebharzaushärtung

sinkt der Verdichtungswiderstand des Materials, woraus bei gegebenem

Pressdruck eine höhere Dichte folgt.

Durch Entwicklung und Einsatz eines Sensors zur Messung des lokal auf

die Holzwerkstoffmatte wirkenden Pressdrucks konnte in vorliegender Arbeit

erstmalig nachgewiesen werden, dass es aufgrund der Rahmenbauweise von

kontinuierlichen Holzwerkstoffpressen zu teilweise erheblichen Druckabnahmen

zwischen den einzelnen Pressrahmen kommen kann. Parallel durchgeführte

ZUSAMMENFASSUNG

Messungen mit einem ebenfalls neu entwickelten Messsystem zur Bestimmung

der Distanz zwischen dem oberen und unteren Stahlband ergaben entsprechende

Dickenzunahmen der Matte zwischen den Rahmen. Durch Laboruntersuchungen

konnte gezeigt werden, dass die gemessenen Distanzänderungen bei der Herstellung

relativ dünner Platten zu einer nennenswerten Abnahme der Querzugfestigkeiten

führen können.

Eine Auswertung von Gasdruckmessungen, die zusammen mit den Messungen

des lokalen Pressdruck- und Mattendickenverlaufs durchgeführt wurden, hat

ergeben, dass sich die Distanzänderungen zwischen den Pressrahmen auch in

den Gasdruckkurven wieder finden. Während Pressdruck- und Distanzsensoren

bisher noch nicht kommerziell erhältlich sind lassen sich also Schwankungen

der Mattendicke aufgrund der Rahmenbauweise kontinuierlicher Pressen auch

durch Gasdruckmessungen detektieren.

Mittels eines Messsystems zur unmittelbar aufeinander folgenden

Verpressung und Querzugprüfung von beleimten Faser- oder Spanproben

(ipates) lässt sich der Temperatur- und Dichteeinfluss auf die Entwicklung der

Querzugfestigkeit bestimmt. Basierend auf einer mittels dem ipates ermittelten

Funktion der Festigkeitsentwicklung wurde ein Modellansatz entwickelt, welcher

mit den übrigen beiden oben beschriebenen Modulen des Heißpressmodells

(Transportvorgänge und Materialverdichtung) kombinieren werden kann. Mit

dem integrierten Modell lässt sich die Entwicklung der Querzugfestigkeit in Abhängigkeit

von Klebharzcharakteristika wie Typ und Festharzgehalt, aber auch

von der Temperatur- und Dichteentwicklung in den verschiedenen

Mattenschichten simulieren. Ein Vergleich zwischen simulierten und gemessenen

Querzugfestigkeitswerten ergab befriedigende Übereinstimmungen.

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