Untersuchungen zur Anwendung hoch- und höchstfester Stähle für walzprofilierte Fahrzeugstrukturkomponenten vorgelegt von Oliver Röcker von der Fakultät III - Prozesswissenschaften der Technischen Universität Berlin zur Erlangung des akademischen Grades Doktor der Ingenieurwissenschaften Dr.-Ing. genehmigte Dissertation Promotionsausschuss: Vorsitzende: Prof. Dr.-Ing. Claudia Fleck Berichter: Prof. Dr. rer.nat. Walter Reimers Berichter: Prof. Dr. rer.nat. Wolfgang H. Müller Tag der wissenschaftlichen Aussprache: 31. Januar 2008 Berlin 2008 D83 Danksagung Die Anfertigung der vorliegenden Arbeit wäre ohne die Unterstützung vieler Menschen nicht möglich gewesen. An erster Stelle gilt mein persönlicher Dank Herrn Prof. Dr. rer.nat. Walter Reimers für die Übernahme der Betreuung der Arbeit. Herr Prof. Dr. rer.nat. Reimers unterstützte während der gesamten Dauer der Promotion in außergewöhnlichem Maße den fachlichen und organisatorischen Fortschritt der Arbeit. Weiterhin möchte ich mich bei Herrn Prof. Dr. rer.nat. Wolfgang H. Müller für die Zweitbetreuung von Beginn dieser Arbeit an bedanken. In zahlreichen Arbeitsgesprächen wurden mir durch kritische und konstruktive Diskussionen große Freiräume in der Gestaltung der Arbeit eingeräumt. Frau Prof. Dr.-Ing. Claudia Fleck möchte ich für die Übernahme des Prüfungsvorsitzes danken. Während der gesamten Dauer der Promotion war mir meine Freundin Sandra Guist ein besonders wichtiger Rückhalt. Ihr möchte ich die vorliegende Arbeit widmen. Die Programmierung der Schnittstellenfunktionalität war nur in enger Zusammenarbeit mit Kollegen der DAIMLER AG Forschung Indien (Bangalore) möglich. Mein Dank gilt Herrn Prashant Kulkarni und Herrn Ramanathan Krishnan für die wichtige Unterstützung. Für die umfangreiche Unterstützung möchte ich mich ebenfalls bei Herrn Matthias Flume und Herrn Ernst Tragl von der Fa. VOESTALPINE STAHL AG bedanken. Mein besonderer Dank gilt weiterhin Herrn Dr.-Ing. Karl-Heinz Füller für die Betreuung der Arbeit seitens der Daimler AG. Herrn Prof. Dr.-Ing. Heinrich Flegel, Herrn Dr.-Ing. Stefan Kienzle, Herrn Dr.-Ing. Klaus-Dieter Debschütz und Herrn Dr. rer.nat. Tilmann Haug möchte ich ebenso wie allen weiteren Führungskräften der Daimler AG meinen Dank für die Unterstützung dieser Arbeit aussprechen. I Während meiner Tätigkeit als Doktorand im Bereich „Group Research and Advanced Engineering“ der Daimler AG haben mir viele Weggefährten mit Rat und Tat zur Seite gestanden. Ich werde die Zusammenarbeit mit Dr.-Ing. Astrid Wurm, Holger Habermeier, Andreas Böhm, Dr. rer.nat. Khaldoun Alasafi, Dr.-Ing. Micaela Arts, Günter Rostek und Albrecht Krüger-Eppstein in besonders positiver Erinnerung behalten. Für die Unterstützung bei der Korrektur von Schreibfehlern und grammatikalischen Mängeln möchte ich meinem Bruder Timo Röcker, seiner Freundin Christine Braun und Timo Kunzmann danken. Mein weiterer Dank gilt meinen Eltern Karin und Wilhelm Röcker, sowie meiner Großmutter Hilde Maier für die finanzielle Unterstützung während meiner Studienzeit. In zahlreichen Studien- und Diplomarbeiten, die ich während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter betreut habe, wurde der Grundstein für die vorliegende Arbeit gelegt. Für die großartige Unterstützung möchte ich Lander Arrupe, Katharina Matt, Ilyas Maviengin, David Ehinger, Frederic Huber, Thomas Senner, Ainhoa Urbistondo, Elena Ivan, Sibel Sivri, Annette Dittrich und Clemens Jöchle meinen Dank aussprechen. II Zusammenfassung Ausgelöst durch gestiegene Leichtbauanforderungen im Automobilbau kommen in modernen Fahrzeugkarosserien vermehrt hoch- und höchstfeste Stähle zum Einsatz. Mit der Anwendung von hochfesten Stahlwerkstoffen im Karosseriebau treten jedoch zunehmend vermindertes Probleme bei der Bauteilherstellung Formänderungsvermögen und mittels Tiefziehen Rückfederungseffekte durch auf. Ein Lösungsansatz stellt die Biegeumformung durch Walzprofilieren dar, da hierbei geringere Formänderungen auftreten. Die Entwicklung hochfester Stahlwerkstoffe für den Karosseriebau hatte in der Vergangenheit hingegen meist die Zielsetzung höchste Festigkeit und hohe Duktilität zu kombinieren. Mikrolegierte Stähle, Dualphasenstähle und TRIP-Stähle sind in modernen Rohkarossen deshalb häufig anzutreffen. Partiell-Martensitische Stähle (PM-Stähle/Complexphasenstähle) sind wegen geringer Bruchdehnungskennwerte meist nicht in Betracht gezogen worden. In der vorliegenden Arbeit konnte gezeigt werden, dass die alleinige Duktilitätsbeurteilung eines Werkstoffs über die Bruchdehnung nicht vollständig ausreicht. Trotz geringster Bruchdehnung zeigten die PM-Stähle im Kerbzugversuch und Lochaufweitungsversuch duktiles Verhalten. Auch im dynamischen Biegeversuch (Crash-Test) konnte das erhebliche Leichtbaupotential für Walzprofile in PM-Stählen bestätigt werden. Da hohe Umformgrade nur in den Radien von Walzprofilen auftreten, nützen TRIP- und DP-Stähle ihr Verfestigungspotential nicht aus. Weiterhin konnte in simulativen Untersuchungen nachgewiesen werden, dass eine sichere Vorhersage der vorliegenden Eigenspannungszustände mit nur einem Volumenelement (MARC) in Blechdickenrichtung nicht möglich ist. Als Alternative zur Erhöhung der Anzahl von Solid-Elementen bieten die Simulation in LS-DYNA, sowie die Simulation mit Solidshell-Elementen in MARC die Möglichkeit genauere Berechnungsergebnisse bei geringen Rechenzeiten zu erreichen. Während die Simulation mit Solidshell-Elementen in MARC Vorteile bei der reinen Prozesssimulation bietet, kann bei Einsatz von LS-DYNA zusätzlich zur Walzprofiliersimulation ein direktes Ergebnismapping für nachfolgende Crash-Simulationen erfolgen. Die vergleichenden Simulationen mit gemappten und ungemappten Bauteilen zeigen jedoch nur geringe Verbesserungen der Intrusionsvorhersage bei der Crash-Simulation von Walzprofilen. III Abstract The ongoing CO2-discussion forces the car manufacturers to intensify research activities on new lightweight body designs. New material-concepts and manufacturing technologies can lead into fuel-efficient lightweight car bodies. By the application of new high strength steels with common forming technologies springback problems and forming limits occur. Rollforming as a technology of continous incremental forming by a defined number of bending steps leads into new possibilities of springback compensation. Due to this fact rollforming can be regarded as an enabling technology for the application of advanced high strength steels. The development of new high strength steels in the past focussed on good formability combined with high tensile strength. Low-alloy-, Dual-Phase- and TRIPsteels can therefore be found in a lot of actual car bodies. Complex-Phase-steels (partial-martensitic steels) show higher yield-strength values compared to TRIP- and DP-steels, but PM-steels also achieve lower elongation values in the tensile test. For crash-relevant structures car designers fear low elongation values to avoid cracking tendencies at high deformations. In this work it turns out that the singular assessment of a material`s ductility by the tensile-test elongation is not a sufficient way. The hole-expansion-test and notched tensile test points out that the PM-steels can sustain higher local deformations, although they have the lowest tensile-test elongation. In the dynamic component testing the high lightweight-application potentials of the PM-steels can be confirmed for the bending-technology rollforming. Aiming for the prediction of the part properties depending on the used material the actual simulation methods for rollforming processes were assessed. The simulation of rollforming processes in MARC with a single linear Solid-Element in thickness direction is not able to predict residual stresses and springback tendencies correctly, in turn by increasing the number of elements the computational costs will increase. Hence alternative methods with Solidshellelements in MARC and a simulation-method in LS-DYNA were developed. Both show advantages for different applications. Whereas the Solidshellelement simulation represents the process in an acceptable way, the LS-DYNA-method offers a virtual process chain for crash-mapping. In the conducted crash simulations and component testings can be seen that the anticipation of the maximum deformation can`t be improved by using mapped parts. IV SYMBOLVERZEICHNIS Symbolverzeichnis 2θ Beugungswinkel – abgeleitet aus BRAGG´scher Gleichung [° ] a Steghöhe / Flanschhöhe am Profil [mm] A Strömungsquerschnitt [m²] A80 Bruchdehnung im Normzugversuch [%] Ag Gleichmaßdehnung im einachsigen Zugversuch [%] b Probenbreite bei der GRINDOSONIC-Messung [mm] B i0 Wirkende Kräfte auf das Referenzvolumen [N] cw Strömungswiderstandkoeffizient [-] d0 Gestanzter oder gefräster Rondenlochdurchmesser [mm] D0hkl Gitterparameter der Netzebenenschar hkl (MILLER-Indizes) im Ausgangszustand [nm] dfinal Enddurchmesser bei Probenriss [mm] dφψhkl Gitterparameter der Netzebenenschar hkl (MILLER-Indizes) unter Eigenspannung [nm] E Elastizitätsmodul [GPa] Eges Gesamtenergie [J] Eij GREEN-LAGRANGer Dehnungstensor [-] f Biegeeigenfrequenz der Probe bei der GrindoSonic-Messung [Hz] Fi0 Wirkende Kräfte auf die Referenzflächen [N] Fie Eingeprägte Kraft [N] FNH Niederhalterkraft beim Tiefziehen [N] fr,n Frequenz der n-ten Oberschwingung des Prüfkörpers beim UCI-Verfahren [Hz] FStempel Stempelkraft beim Tiefziehen [N] g Ortsfaktor [m/s²] k Luftwiderstandskonstante im freien Fall [kg/m] kf Formänderungsfestigkeit / Fließspannung [N/mm²] kH HOLLOMON-Koeffizient [N/mm²] l Probenlänge bei der GRINDOSONIC-Messung [mm] L Probenverlängerung im Kerbzugversuch bei Bruch [mm] m Masse [kg] V SYMBOLVERZEICHNIS Mb Biegemoment beim Abkanten [Nm] Mb1 Elastisches Biegemoment [Nm] Mb2 Elastisch-plastisches Biegemoment [Nm] Mbel Elastisches Biegerückstellmoment [Nm] n Grad der Oberschwingung [-] n2-8 Mittlerer Verfestigungsexponent im Zugversuch zw. 2% und 8% technischer Dehnung [-] n4-6 Mittlerer Verfestigungsexponent im Zugversuch zw. 4% und 6% technischer Dehnung [-] nH HOLLOMON-Verfestigungsexponent [-] Nm Formfunktion/Ansatzfunktion (shape function) r Innenradius (Biegeradius) bei der analytischen Rückfederungsberechnung [mm] R Elementkantenverhältnis [-] Rb Bruchfestigkeit [N/mm²] Re Fließbeginn im einachsigen Zugversuch (Streckgrenze) [N/mm²] Rm Zugfestigkeit [N/mm²] Rp0,2 Technische Elastizitätsgrenze (0,2%-Dehngrenze) [N/mm²] S Allgemeiner Spannungstensor [N/mm²] SH Hauptspannungstensor [N/mm²] Sij PIOLA-KIRCHHOFF`scher Spannungstensor [N/mm²] t Blechdicke [mm] ta Fallzeit [s] ui Virtuelle Verschiebungen (allgemein) um Knotenverschiebungen [-] v Aufprallgeschwindigkeit [m/s] α ist Istwinkel nach Umformung im V-Gesenk [° ] αsoll Sollwinkel bei Umformung im V-Gesenk [° ] βm Verfestigungstensor βmax Grenzziehverhältnis [-] ΔAabsolut Dehnungsdifferenz zwischen Bruchdehnung und Gleichmaßdehnung [%] Δf Frequenzabweichung beim UCI-Verfahren [Hz] δui Virtuelle Verschiebungen der Kraftangriffspunkte [m] Δα Differenzwinkel (Rückfederungswinkel) im V-Gesenk [° ] VI SYMBOLVERZEICHNIS ΔεB Bandkantendehnung [%] Δθ Biegwinkeldifferenz zwischen den Rollengerüsten [° ] Δσ Spannungsdifferenz zwischen Zugfestigkeit und Bruchfestigkeit [N/mm²] εφψhkl Gitterdehnung in der Netzebenenschar hkl (MILLER-Indizes) [-] λ Lochaufweitungverhältnis [%] ρ Dichte [kg/m³] σ1 1. Hauptspannung [N/mm²] σ2 2. Hauptspannung [N/mm²] σ3 3. Hauptspannung [N/mm²] σv Vergleichsspannung nach V. MISES [N/mm²] σw Fließspannung (wahre Spannung) [N/mm²] τf Schubfließgrenze [N/mm²] τmax Maximale Schubspannung [N/mm²] φ Logarithmische Formänderung [-] φ1 Logarithmische Hauptformänderung im ebenen Spannungszustand [-] φ2 Logarithmische Nebenformänderung im ebenen Spannungszustand [-] φv Logarithmische Vergleichsformänderung nach V. MISES [-] ψ Elastisches Formverhältnis beim UCI- Verfahren (elastic compliance ratio) [-] VII INHALTSVERZEICHNIS 1 EINLEITUNG .........................................................................................4 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN ................................................7 2.1 Umformtechnik ........................................................................................... 7 2.1.1 Einordnung der Umformverfahren ............................................................ 7 2.1.2 Formänderung durch Walzprofilieren...................................................... 13 2.1.3 Trends in der Umformtechnik.................................................................. 18 2.2 Simulation................................................................................................. 21 2.2.1 Grundlagen der Kontinuumsmechanik und der Finiten-Element-Methode in der Umformtechnik.............................................................................. 21 2.2.2 Materialmodellierung in der Umformsimulation....................................... 25 2.2.3 Simulation von Walzprofilierprozessen ................................................... 29 2.2.4 Crash-Simulation .................................................................................... 31 2.3 Neue hoch- und höchstfeste Stahlwerkstoffe für Karosseriebauteile. 32 2.3.1 Mikrolegierte Stähle ................................................................................ 33 2.3.2 Dualphasenstähle und Komplexphasenstähle ........................................ 34 2.3.3 TRIP-Stähle (Transformation-Induced-Plasticity).................................... 35 3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE ...................................... 37 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN............ 40 4.1 Angewandte Methoden zur Werkstoffcharakterisierung ...................... 40 4.1.1 Zugversuch und gekerbter Zugversuch .................................................. 40 4.1.2 GRINDOSONIC E-Modul-Messung ............................................................ 41 4.1.3 Gefügeuntersuchungen .......................................................................... 42 4.1.4 Lochaufweitungsversuch ........................................................................ 43 4.2 Angewandte Methoden zur Bauteilcharakterisierung........................... 45 4.2.1 Formänderungsanalyse .......................................................................... 45 4.2.2 Härtemessung und lichtmikroskopische Blechdickenmessung............... 46 4.2.3 Röntgenografische Restaustenitmessung .............................................. 50 4.2.4 Eigenspannungsmessung....................................................................... 50 4.2.5 Versuchsanordnung zur dynamischen Bauteilprüfung (Crash)............... 52 4.2.6 Modellversuch zur Sensitivitätsanalyse in der Simulation (Gesenkbiegeversuch)............................................................................ 54 1 INHALTSVERZEICHNIS 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE ........................................................................... 56 5.1 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe ........................................... 56 5.1.1 Rückfederung und Formänderung im V-Gesenkbiegeversuch ............... 71 5.2 Auswahl der Transferbauteile (Versuchsgeometrien) .......................... 79 5.2.1 Hutprofil .................................................................................................. 79 5.2.2 Längsträgerstruktur................................................................................. 80 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG ............................................................. 82 6.1 Versuchsanlage und Versuchsanordnung ............................................ 82 6.2 Vergleich der Bauteileigenschaften abhängig vom Fertigungsverfahren ................................................................................................................... 88 6.2.1 Verfahrensvergleich Bauteileigenschaften Tiefziehen und Walzprofilieren (Bauteil Hutprofil) .................................................................................... 88 6.2.2 Verfahrensvergleich Bauteileigenschaften Abkanten und Walzprofilieren (Bauteil Längsträger) .............................................................................. 91 6.3 Werkstoffabhängige Bauteileigenschaften beim Walzprofilieren mit höchstfesten Stählen............................................................................... 95 6.3.1 Charakterisierung der Versuchsbauteile ................................................. 95 6.3.2 Dynamische Prüfung der Bauteileigenschaften abhängig vom Versuchswerkstoff (Bauteil Längsträger) .............................................. 101 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN ....................... 107 7.1 Optimierung der Simulationsmethode mit Volumelementen in MARC 107 7.1.1 Ausgangskonfiguration in der Walzprofiliersimulation........................... 107 7.1.2 Sensitivitätsanalyse im V-Gesenkbiegeversuch zur Modelloptimierung 110 7.2 Entwicklung von Alternativmethoden für die Simulation von Walzprofilierprozessen.......................................................................... 121 7.2.1 Untersuchung eines alternativen Elementtypen in MARC (SolidshellElement) ............................................................................................... 121 7.2.2 Walzprofiliersimulation in LS-DYNA ....................................................... 126 7.3 Verfahrensvergleich in der Simulation................................................. 130 2 INHALTSVERZEICHNIS 7.3.1 Simulationskonfiguration für das Tiefziehen und Abkanten .................. 130 7.3.2 Simulativer Verfahrensvergleich am Versuchsbauteil Hutprofil............. 133 7.3.3 Simulativer Verfahrensvergleich am Versuchsbauteil Längsträger....... 134 7.4 Simulation der dynamischen Bauteileigenschaften am Längsträger 137 7.4.1 Crashsimulation mit homogenen Modellen (ungemappt)...................... 137 7.4.2 Schnittstellenfunktionalität zum Elementmapping................................. 142 7.4.3 Crashsimulation unter Berücksichtigung der Bauteilherstellung ........... 153 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE .......................................................... 158 9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK .................................................. 170 10 LITERATURHINWEISE ........................................................................ 173 11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS ........................................ 189 12 ANHANG ......................................................................................... 193 3 1 EINLEITUNG 1 Einleitung Steigende Kundenanforderungen, erhöhter Kostendruck, strengere Gesetze und politische Randbedingungen zwingen die Fahrzeughersteller mehr denn je leichte, verbrauchsarme, sichere und vor allem kostengünstige Fahrzeuge zu bauen. Infolge der Problematik des befürchteten Klimawandels beeinflusst der schonende Umgang mit den Energie-Ressourcen und die Minimierung des CO2-Ausstoßes erheblich die Lastenheftanforderungen zukünftiger Fahrzeuggenerationen. Das Fahrzeuggewicht stellt hierbei eine signifikante Stellgröße bei der Beeinflussung des Kraftstoffverbrauchs dar [VOLL01]. Neben der steigenden Anzahl von Ausstattungsmerkmalen moderner Fahrzeuge sorgt auch die Entwicklung der Fahrzeuggröße dafür, dass eine steigende Tendenz der Fahrzeuggewichte zu beobachten ist [STAE03]. Abbildung 1-1 Entwicklung der Fahrzeuggewichte bei BMW [LÜDK04] Das ehrgeizige Ziel, das Fahrzeuggewicht zu senken wird meist von den Bemühungen überlagert, die steigende Tendenz der Fahrzeuggewichte für Folgebaureihen zu stoppen [LÜDK04] (siehe Abbildung 1-1). Mit rund 30% des Fahrzeuggesamtgewichts bietet das Exterieur (Karosserierohbau) den größten Stellhebel für Leichtbauansätze. Weiterhin werden alle anderen 4 1 EINLEITUNG Baugruppen durch Antriebstechnologien hohe Kundenanforderungen zukünftig kaum an Potential zur Komfort und neuer Verringerung des Fahrzeuggewichts bieten können (siehe Abbildung 1-2) [STRE06]. Gleichzeitig zeigen aktuelle Studien, dass der Wertanteil der Karosserie am gesamten Wertschöpfungsumfang des Fahrzeuges auf Grund des steigenden Kostendrucks auf mechanische Bauteile signifikant abnehmen wird [FAST04], [ABEL03]. Fahrwerk 17% Interieur 25% Entwicklung der Gewichtsanteile zunehmend gleichbleibend abnehmend Antrieb 26% Exterieur 28% Abbildung 1-2 Elektrik/ Elektronik 4% Im Beispiel: Mercedes-Benz S-Klasse alt zu S-Klasse neu Gewichtsanteile der Fahrzeugkomponenten am Beispiel Mercedes-Benz S-Klasse [STRE06] Nur durch den Einsatz neuer Werkstoffe und Bauweisen kann im Idealfall eine gewichtsneutrale Kompensation der zusätzlichen Fahrzeugfunktionen erfolgen. Konventionelle Stähle stehen zunehmend im Wettbewerb mit Leichtmetallen, Kunststoffen, Faserverbundwerkstoffen und weiterentwickelten hoch- und höchstfesten Stählen [STAE03]. Gegenüber Kunststoffen und Leichtmetallen zeichnen sich die hoch- und höchstfesten Stähle durch ihre vergleichsweise geringen Materialkosten aus. Weiterhin bevorzugen die Fahrzeughersteller häufig den Einsatz neuer Stähle gegenüber Leichtmetallen und Kunststoffen, da für die Fertigung von Stahlbauteilen bereits die Infrastruktur in den Presswerken vorhanden ist und die erforderlichen Technologien bekannt sind. Der Einsatz hoch- und höchstfester Stähle ist jedoch trotz großer Erfahrungen im Bereich der konventionellen Blechumformung durch Tiefziehen mit erheblichen Herausforderungen verbunden. Hohe Streckgrenzen der Werkstoffe verursachen 5 1 EINLEITUNG unerwünschte Formabweichungen durch Rückfederung und erhöhen die Belastung der Umformwerkzeuge enorm [HALL04]. Neue Studien Leichtbaustähle zeigen im einen Automobil alternativen auf Weg [FREY03]. zur Durch Anwendung das moderner Umformverfahren Walzprofilieren, das bisher vor allem in der Möbel- und Baubranche Anwendung fand, kann die Umformung hochfester Stähle mittels simpler Maßnahmen prozesssicher erfolgen. Walzprofilieren kann daher als eine Schlüsseltechnologie für die Verarbeitung neuer hoch- und höchstfester Stähle betrachtet werden. In der Vergangenheit erfolgte die Entwicklung neuer hochfester Stähle jedoch unter der Prämisse, die Werkstoffeigenschaften für Tiefziehoperationen zu optimieren. Es galt hier den Zielkonflikt zwischen steigender Festigkeit und abnehmender Duktilität zu überwinden. Moderne Dual- und Complexphasenstähle (DP, PM/CP-Stähle) stehen daher in Konkurrenz mit phaseninstabilen Stählen (TRIP-Stähle), die speziell für das Umformen mit hohen Formänderungen entwickelt wurden. Beim Umformen durch Walzprofilieren oder Abkanten sind aber diese hohen Umformgrade nicht zu erwarten. Aus diesem Grund sollen hochfeste Mehrphasenstähle speziell für das Verfahren Walzprofilieren untersucht werden. Zur Erzielung hoher Prozessreifegrade auch bei kurzen Entwicklungszyklen ist bei modernen Entwicklungsprojekten die virtuelle Abbildung der Produktentstehungsprozesse unabdingbar. Unterschieden wird hierbei zwischen der Simulation der Bauteilherstellung (Prozesssimulation) und dem späteren Verhalten des Bauteils im Gesamtverbund eines Produktes (Funktionale Berechnung). Zielsetzung aktueller Forschungsarbeiten ist es den Übergang von Prozesssimulation zur Funktionssimulation (z.B. Crash) ohne den Verlust wichtiger Informationen sicherzustellen [PRET03]. Die Berücksichtigung von Einflüssen, die bei der Bauteilherstellung eingebracht werden wird auch „Mapping“ genannt. Bei Bauteilen, die durch Tiefziehen hergestellt werden spielt zum Beispiel die eingebrachte Vorverformung und Verfestigung eine entscheidende Rolle bei der Vorhersage des Bauteilversagens in der späteren Funktion (z.B. Crash) [ROLL06]. Für das Verfahren Walzprofilieren ist die virtuelle Prozesskette bisher nicht geschlossen. 6 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN 2 Stand der Technik und Grundlagen 2.1 In Umformtechnik den Anfängen des Automobilbaus wurden zum Schutz der Insassen Rahmenkonstruktionen mit aufgesetzter Beplankung verwendet. Diese Trennung zwischen Funktion und Außenhaut wurde mit der Einführung der „Schalenbauweise“ abgelegt. Unter dem Begriff „Schalenbauweise“ ist der Fahrzeugaufbau aus gepressten Blechbauteilen zu verstehen, der einen guten Kompromiss zwischen Raumnutzung (Packaging) und Geometriesteifigkeit ermöglicht. Die Verbindung der einzelnen Blechbauteile erfolgt in der Regel über thermische (Widerstandspunktschweißen) oder mechanische Fügeverfahren (z.B. Durchsetzfügen/Clinchen). Das dadurch entstehende Grundgerippe des Fahrzeuges wird Rohbau genannt. Durch den Einsatz von Leichtmetallen und Kunststoffen vor allem für Außenhautbauteile halten nun auch Kleben und Laserschweißen Einzug in die Rohbaufertigung. Bei der Betrachtung der angewandten Fügeverfahren wird deutlich, dass an die Einzelbauteile (Pressteile) hinsichtlich der Geometriegenauigkeit hohe Anforderungen gestellt werden. Aus diesem Grund ist eine wesentliche Herausforderung an die Einzelteilherstellung in den Presswerken eine hohe Bauteilqualität mit geringen Formabweichungen. Gleichzeitig erzeugen der hohe Kostendruck und steigende Ansprüche an die Produktivität den Zwang zur ständigen Verbesserung der Prozesse bei der Pressteilfertigung. Deshalb werden nicht nur neue Halbzeuge für die Fertigung von Karosseriebauteilen (siehe Kapitel 2.1.3), sondern auch alternative Verfahren untersucht. 2.1.1 Einordnung der Umformverfahren Die formgebenden Verfahren der Umformtechnik gehören nach DIN 8580 zur Hauptgruppe 2 der Fertigungsverfahren [DIN8580]. Die Umformverfahren selbst sind durch deren Spannungszustand gekennzeichnet, der die plastische Formänderung der Werkstoffe bewirkt [DIN8582]. Weiterhin können die in dieser Arbeit betrachteten Umformverfahren in die ZugDruck-Umformung (Tiefziehen), sowie in die Biegeumformung mit linearer (Abkanten) und drehender Werkzeugbewegung (Walzprofilieren) unterteilt werden. [DIN8584] [DIN8586]. 7 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Fertigungsverfahren Urformen Druckumformen Fügen Trennen Umformen DIN 8582 Zug-/Druckumformen DIN 8584-1 bis -6 Zugumformen Abbildung 2-1 Stoff ändern Schubumformen Biegeumformen DIN 8586 Biegeumformen mit linearer Werkzeugbewegung Tiefziehen Beschichten Biegeumformen mit drehender Werkzeugbewegung Abkanten Walzprofilieren Einordnung der Fertigungsverfahren [DIN8582, DIN8584, DIN8586] Allen Umformverfahren gemein ist die bleibende Formänderung des Werkstoffs durch die Plastifizierung des Werkstoffs. Da die Einordnung der Umformverfahren nach dem wirkenden Spannungszustand erfolgt sol im Folgenden eine Übersicht über ausgewählte mathematischen Formeln zur Beschreibung der Spannungs- und Dehnungszustände innerhalb der Blechumformung gegeben werden: Die an einem beliebigen Volumenelement vorliegenden Spannungen werden durch den allgemeinen Spannungstensor S beschrieben: ⎡σ x τ xy τ xz ⎤ ⎢ ⎥ S = ⎢τ yx σ y τ yz ⎥ ⎢τ zx τ zy σ z ⎥ ⎣ ⎦ (2-1) Gesucht sind jedoch häufig die so genannten Hauptspannungen, welche an einem Volumenelement unter einer definierten Raumrichtung ohne Schubspannungsanteile vorliegen. Hierzu wird die charakteristische Gleichung eingeführt: 8 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN σ x − σ1 τ xy τ xz det(S − σ i E) = τ yz σy −σ2 τ yz = 0 τ zx τ zy σz −σ3 (2-2) Durch lösen des Eigenwertproblems erhält man den Hauptspannungstensor SH mit den Werten σ1, σ2, und σ3: 0⎤ ⎡σ 1 0 ⎢0 σ 0⎥ SH = ⎢ 2 ⎥ ⎢0 0 σ3⎥ ⎣ ⎦ In der Blechumformung werden (2-3) die wirkenden Spannungen in Blech- normalenrichtung in der Regel vernachlässigt. Dies führt zu einer vereinfachten Betrachtung im ebenen Spannungszustand. Im ebenen Spannungszustand treten die Hauptformänderungen φ1 und φ2 (logarithmische Dehnungsbeträge) in Wirkungsrichtung der Hauptspannungen σ1 und σ2 auf: ⎛l ⎞ ⎝d⎠ ϕ1 = ln⎜ 1 ⎟ (2-4) d ⎛l ⎞ ⎝d⎠ l1 l2 ϕ 2 = ln⎜ 2 ⎟ (2-5) Aus der Volumenkonstanz resultiert (φ3 in Blechnormalenrichtung): ϕ1 + ϕ 2 + ϕ 3 = 0 (2-6) Für die logarithmische Vergleichsformänderung nach VON MISES gilt: 9 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN ϕv = ( 2 2 2 2 ϕ1 + ϕ 2 + ϕ 3 3 ) (2-7) Die Hauptformänderungen φ1 und φ2, sowie die Vergleichsformänderung nach VON MISES werden im Verlauf der vorliegenden Arbeit zur Beschreibung des Formänderungszustandes im Rahmen der Werkstoff- und Bauteilcharakterisierung, als auch zur quantitativen Auswertung der Umformsimulationen herangezogen. 10 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Tiefziehen: Tiefziehen ist die Zug-Druck-Umformung eines Blechzuschnittes (Platine) in einem oder mehreren Schritten zu einem Hohlkörper (Schalenbauteil). Die herzustellenden Geometrien können rotationssymmetrisch oder asymmetrisch sein [SSAB00]. Die vom Ziehstempel eingebrachte Ziehkraft FStempel wirkt auf den Ziehteilboden und erzeugt Zugspannungen in der Zarge. (siehe Abbildung 2-2) Stempel FStempel FNH FNH FNH Tangentiale Druckspannung Niederhalter Tangentiale Druckspannung Zarge Matrize FStempel Boden Zugspannung Bodenplatte Abbildung 2-2 Werkzeugaufbau und Krafteinleitung beim Tiefziehen [SSAB00] Der Fließvorgang des Werkstoffs findet im Übergang zwischen Zarge und Niederhalterfläche statt. In diesem Bereich wirken sowohl Zugspannungen als auch tangentiale Druckspannungen infolge der Verdrängung von Material unter der Niederhalterfläche. Die Höhe der übertragbaren Ziehkräfte sind durch die Größe des Zargenquerschnitts, als auch durch die Festigkeit des Werkstoffs begrenzt. Die bedeutendsten Versagensarten bei der Bauteilherstellung sind daher der sogenannte Bodenreisser (Überschreitung der zulässigen Ziehkraft) und die Faltenbildung durch zu geringe Niederhalterkraft. Bei der Qualifizierung von Werkstoffen hinsichtlich der Umformeignung durch Tiefziehen wird häufig das Grenzziehverhältnis βmax angewandt, welches den Quotient aus Rondendurchmesser zu Näpfchendurchmesser bei der Herstellung eines rotationssymmetrischen Näpfchens beschreibt. [SSAB00] 11 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Biegen mit linearer Werkzeugbewegung (Abkanten im Großwerkzeug) Die bildsame Umformung durch Biegen ist eines der am häufigsten angewendeten Verfahren in der Blechumformung. Charakteristisch für die Biegeumformung ist, dass die plastische Formänderung maßgeblich durch Biegespannung erzielt wird. Das Biegen mit linearer Werkzeugbewegung (Gesenkbiegen oder Abkanten) bietet sich alternativ zum Walzprofilieren für lange, schlanke Bauteile mit linearem Verlauf der Biegelinie an. In der Regel wird das Gesenkbiegen auf speziellen Gesenkbiegepressen durchgeführt. Für den Einsatz in der Großserie ist aber auch die Anwendung eines Abkantwerkzeuges zur Fertigung auf Großpressen möglich [LANG75]. Das Abkanten auf Großpressen stellt vergleichbar mit dem Tiefziehen einen hubgebunden Prozess dar, dessen Ausbringung von der Anzahl Pressenhübe je Zeiteinheit bestimmt Biegeoperationen wird. werden Abhängig die Bauteile von der meist Anzahl in der mehrstufigen erforderlichen Werkzeugen (Folgeverbund ohne Streifenführung) hergestellt. Für die im Automobilbau üblichen Stückzahlbedarfe wird daher im Rahmen dieser Arbeit keine Betrachtung der Biegumformung auf Gesenkbiegepressen mit manueller Platinenzuführung durchgeführt. FStempel FNH FNH Stempel Stempel Niederhalter Niederhalter Matrize Matrize Mb Abbildung 2-3 Werkzeugaufbau beim Abkanten 12 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Vergleichbar mit dem Werkzeugaufbau beim Tiefziehen wird auch beim Abkanten auf Großpressen das Blech vor Aktivierung des Stempels mit einem Niederhalter fixiert. Die über den Biegestempel eingebrachte Stempelkraft erzeugt ein Biegemoment Mb, das den zur Umformung erforderlichen Spannungszustand herbeiführt. (siehe Abbildung 2-3) Infolge der elastischen und plastischen Verteilung der Spannungsanteile innerhalb des Blechquerschnitts stellt sich in Blechdickenrichtung bei allen Biegeumformungen ein komplexer Spannungszustand ein. Unterschieden wird der rein elastische Verlauf, der elastisch-plastische Zustand, sowie der Eigenspannungszustand nach plastischer Verformung und Entlastung. (Siehe Abbildung 2-4) Mb1 σ Elastischer Fall Mb2> Mb1 Mb2 σ Entlastung / Eigenspannungen Abbildung 2-4 σ Elastisches Rückstellmoment Plastischer Fall Mel σ Spannungszustände und resultierender Eigenspannungsverlauf in der Biegumformung [LANG90] 2.1.2 Formänderung durch Walzprofilieren Walzprofilieren stellt bei der Herstellung von profilförmigen Bauteilen aus Stahl ein konkurrierendes Verfahren zur konventionellen Pressentechnologie (Tiefziehen und Abkanten) dar. Hauptunterscheidungsmerkmal zu den hubgebunden Verfahren zur Biegeumformung mit linearer Werkzeugbewegung ist der kontinuierliche Materialfluss beim Walzprofilieren. Dadurch wird die Ausbringung im Gegensatz zu hubgebundenen Prozessen durch die mittlere Vorschubgeschwindigkeit und die 13 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Länge des zu fertigenden Bauteils bestimmt. Für die Fertigung hoher Stückzahlen kann daher von wirtschaftlichen Potentialen beim Ersatz des Fertigungsverfahrens Abkanten (oder Gesenkbiegen) durch Walzprofilieren ausgegangen werden [LANG75]. Walzprofilieren wurde in der Vergangenheit hauptsächlich im Bereich der Möbel- und Bauindustrie eingesetzt. Häufige Produkte sind Regalstrukturen und Fliesenabschlusskanten. Studien (z.B. ATLAS [FREY03]) zur Anwendung von Walzprofilen im Fahrzeugbau zeigen erste Ansätze zur Integration von walzprofilierten Strukturbauteilen im Fahrzeugbau auf, wenngleich die Möglichkeiten der Formgebung beim Walzprofilieren die Anwendungsmöglichkeiten stark einschränken. Für lange und schlanke Strukturbauteile (z.B. Längsträger, Querträger, Seitenaufprallträger und Dachrahmen) könnten die technologischen und wirtschaftlichen Potentiale trotz der begrenzten Möglichkeiten der erzielbaren Geometrien weiter erschlossen werden. Für die Anwendung im Fahrzeugbau sprechen neben wirtschaftlichen Argumenten vor allem technologische Vorteile bei der Umformung höchstfester Werkstoffe. Beim Einsatz von höherfesten Stählen treten neben starken Verschleiß- erscheinungen an den Werkzeugwirkflächen auch vermehrt Toleranzprobleme auf. Wie aus Abbildung 2-4 ersichtlich wird, stellen sich die verbleibenden elastischen Eigenspannungen in umgeformten Bauteilen abhängig von den Werkstoffkennwerten ein. Bei steigender Streckgrenze ist grundsätzlich mit einer Erhöhung der Formabweichungen durch Rückfederung infolge höherer elastischer Biegespannungen zu rechnen [EFB98] [NEUG98]. Neben der Problematik der entstehenden Formabweichungen können Eigenspannungen auch zu Schadensfällen durch Überlagerung mit Betriebsspannungen führen. Japanischen Studien zufolge sind eine Vielzahl der Schadensfälle an mechanischen Bauteilen durch Spannungsrisskorrosion infolge von Eigenspannungen (siehe Kapitel 4.2.4) ausgelöst oder beschleunigt worden [PREC88]. Durch die Umformmethode Justageeinheit beim Walzprofilieren (Kalibriereinheit) können in gezielte Verbindung mit einer Überbiegungen zur Rückfederungskompensation einfach realisiert werden. Weiterhin können beim Walzprofilieren gegenüber der Biegeumformung mit linearer Werkzeugbewegung bei gleicher Blechdicke geringere Radien realisiert werden. [AHSS06] (siehe Abbildung 14 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN 2-5). Zur Erzielung hoher Flächenmomente von Profilquerschnitten tragen kleinere Minimales Radienverhältnis r/t Radien positiv bei. 5 4 3 Biegen 2 Rollformen 1 0 1150 950 700 500 350 300 Streckgrenze [MPa] Abbildung 2-5 Minimales Radienverhltnis r/t (Radius/Blechdicke) beim Biegen und Rollformen [AHSS06] Die Formänderung beim Walzprofilieren wurde in der Vergangenheit von zahlreichen Autoren untersucht. Entscheidendes Kriterium zur Methodenauslegung ist das Verhindern von bleibenden Formabweichungen im Bereich der Bandkante (Bandkantenwelligkeit). Durch die geometrischen Bedingungen legt beim Walzprofilieren die Bandkante gegenüber dem Profilsteg räumlich einen weiteren Weg zurück. Kommt es aufgrund zu hoher Dehnungswerte (ΔεB) durch Längsformänderungen im Bereich der Bandkante zur plastischen Verformung des Blechs, führt dies am Endprofil zu einer Welligkeit der Bandkante, bzw. zur Säbelform des Gesamtprofils (siehe Abbildung 2-6). 15 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN P Achsabstand ng tu ch rri ilie of r Mb Bandkantendehnung ΔεB Gerüstabstand Abbildung 2-6 Formänderung und Bandkantendehnung beim Walzprofilieren Die Autoren TÖLKE, WEIMAR und EICHHORN beschäftigten sich unter anderem mit den Einflußgrößen auf die Bandkantendehnung [TÖLK70] [EICH74] [WEIM66]. Es stellten alle drei übereinstimmend fest, dass die Längsformänderungen mit der Biegewinkeldifferenz linear ansteigen. WEIMAR spricht weiterhin von einer quadratischen Zunahme der Längsformänderungen ausgehend von der Biegekante hin zur Bandkante. Einschränkend fügt W EIMAR hinzu, dass dies nur für Standardquerschnitte (z.B. einfaches U-Profil) gelte. Laut TÖLKE sind die Längsformänderungen über die Blechdicke als konstant anzunehmen. Aufgrund der elastischen Dehnungsanteile infolge Biegung nehmen die homogenen Längsformänderungen von Gerüst zu Gerüst zu. Einen weiteren wichtigen Einflussfaktor stellt der Gerüstabstand dar [STRI95]. Mit zunehmender Größe des Gerüstabstandes werden die Längsformänderungen in der Bandkante gegenüber dem Biegradius geringer. BUSSE beschreibt einen degressiven Anstieg der homogenen Längsformänderungen mit steigender Schenkellänge [BUSS93]. TÖLKE, DAMM und MILCKE stellen nur einen geringen Einfluss des Werkstoffs auf die Höhe der Längsformänderungen fest [DAMM88] [MILC79]. Der Wirkungsbereich der Bandkantendehnungen ΔεB befindet sich im Bereich zwischen zwei Rollengerüsten 16 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN (Stichen) und wird Einformlänge L genannt. Einen analytischen Ansatz zur Berechnung der Einformlänge lieferten BHATTACHARYYA et al. [BHAT84]: L= a Biegewinkel t (2-8) Steghöhe Δθ 8a 3 Δθ 3t Blechdicke Für Standardquerschnitte (U-Profil) und konventionelle Stahlwerkstoffe können mit der analytischen Lösung die Einformlängen in guter Näherung bestimmt werden. Der räumliche Verlauf der Bandkante wird durch die Festigkeit und das Verhältnis zwischen Steghöhe und Blechdicke bestimmt. Neben den Längsformänderungen im Bereich der Bandkante, die zur Bandkantenwelligkeit führen, können abhängig von der Profilform auch Längsbiegeformänderungen Gesamtprofils entstehen. (Säbelform). Diese führen zu einer Längsbiegeformänderungern Krümmung verringern sich des mit steigender Schenkelbreite. Weiterhin wirken sich geringere Blechdicken ebenfalls positiv zur Reduktion der Längsbiegeformänderung aus [NEUB76]. Die dominierenden Formänderungen beim Walzprofilieren sind jedoch die erwünschten plastischen Querformänderungen im Bereich der Biegeradien, welche die plastische Verformung des Blechbandes zum Profil überhaupt erst ermöglichen. Mit geringer werdendem Abstand zur Rollenachsenebene nehmen die Krümmungen des Blechbandes in der Biegekante zu, bis in der Rollenachsenebene die Krümmung der Werkzeuggeometrie folgt [NEUB76]. Die Querformänderungen beim Walzprofilieren sind vergleichbar mit den Verformungen beim Biegen mit linearer Werkzeugbewegung. Den Unterschied machen die überlagerten Längsform- und Längsbiegeformänderungen aus. Beim Walzprofilieren kann deshalb von einem deutlich komplexeren Spannungszustand gegenüber dem Biegen mit linearer Werkzeugbewegung ausgegangen werden. Weitgehend erforscht sind die herrschenden Spannungszustände bei der Profilierung von Rohren. Durch die einfache Querschnittsform von Standardrohren sind hierfür auch analytische Ansätze 17 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN zur Berechnung der Bandkantendehnung bekannt [DITT66]. Ebenfalls aus den Forschungsarbeiten zur Rohrprofilierung entstanden Ansätze zur Reduktion der Bandkantendehnung durch die Absenkung des Profils während dem Profiliervorgang. Dadurch kann die Wegdifferenz zwischen Biegkante und Bandkante und somit die Anzahl der Umformstufen (Rollengerüste) erheblich reduziert werden. Neben den bleibenden Verformungen können auch Eigenspannungen durch die auftretenden Spannungen in Längsrichtung zu unerwünschten Formabweichung infolge von Rückfederungseffekten auftreten (z.B. Profilendenverformung) [ISTR03]. 2.1.3 Trends in der Umformtechnik Infolge steigender Automatisierungsumfänge in modernen Presswerken nehmen personalintensive Arbeitsumfänge immer stärker ab [HIND02]. Produktionsstätten mit hohem manuellem Fertigungsaufwand werden vermehrt in Länder mit geringeren Lohnkosten verlagert. Unter Berücksichtigung der unterschiedlichen Jahresarbeitszeiten lassen sich dadurch die Lohnkosten um bis zu 90% reduzieren [GROC06]. Trotz diverser Pressteile, die durch Zulieferer an die Fahrzeughersteller geliefert werden, bleibt die Presswerktechnologie eine Kernkompetenz der Fahrzeughersteller. Nur durch eine enge Zusammenarbeit zwischen der Produktentstehung (Bauteilkonstruktion) und Methodenplanung mittels fertigungsgerechter Produktgestaltung kann gewährleisten werden, dass auch Bauteile mit zunehmender Komplexität kostengünstig hergestellt werden können [VOEH99a]. 18 Fertigungskosten umgeformtes Blech 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN 100% 100 % -3 5 65 % 50% 25% 0% C-Klasse BR203 (Markteinführung 2000) Abbildung 2-7 % 75% C-Klasse BR204 (Markteinführung 2007) Fertigungskosten für Umformteile am Beispiel der Mercedes-Benz C-Klasse [FLEG05] Daher wird die Fertigungstiefe bei Rohbaukomponenten auch zukünftig bei den Fahrzeugherstellern vergleichsweise hoch bleiben. Umso mehr steigen die Anforderungen an moderne Presswerke hinsichtlich der Bauteilqualität und den Produktionskosten (Siehe Abbildung 2-7). Beim Tiefziehen sind die Herausforderungen durch den Zwang zur Kostenoptimierung mittels Reduktion von Umformstufen bei gleich bleibender Bauteilqualität zu bewältigen [VOEH99b]. Neue Werkstoffe stehen mit diesen Forderungen in besonderem Zielkonflikt. Durch die verringerte Duktilität bei hohen Festigkeiten werden meist deutlich mehr Ziehstufen zur Erzielung der gewünschten Bauteilgeometrie erforderlich. Bei Fertigung in Großserien mit hohen Stückzahlen (>80.000 p.a.) machen die Materialkosten bei Strukturbauteilen den Hauptanteil der Bauteilkosten aus. Die Fertigungskosten sind infolge hoher Automatisierungsumfänge mit steigender Stückzahl von vergleichsweise geringer Bedeutung. Verfahrensbedingt entsteht bei der Zug-/Druckumformung (Tiefziehen) ein hoher Verschnittanteil durch die erforderlichen Niederhalterflächen, welcher später als Abfall anfällt. (siehe Abbildung 2-2) Trotz massiver Bemühungen zur Platinenoptimierung wird dadurch nur ein Materialausnutzungsgrad von meist 55% bis 70% in der Tiefziehtechnologie erzielt. Eine profilorientierte Konstruktionsweise öffnet die Anwendungsfelder für die deutlich 19 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN verschnittarmen Technologien Walzprofilieren und Abkanten [FUELL07]. Generell ist ein Trend zur Halbzeugoptimierung für Rohbaustrukturbauteile hinsichtlich Kosten und Gewichtsbetrachtungen zu beobachten. Neben der Auswahl des idealen Fertigungsmaterials (tailored materials) werden bereits Bleche zu maßgeschneiderten Platinen gewalzt und verschweißt. Man spricht hierbei von sogenannten „tailored blanks“ [HÄNL03]. Der Einsatz von maßgeschneiderten Blechplatinen macht neue Leichtbaulösungen möglich, indem die Bauteile in Bereichen hoher Belastungen durch höhere Blechdicken oder festere Blechgüten verstärkt werden. Es ist so möglich, Platinen aus einzelnen Blechstücken zu optimalen Zuschnitten mit ortsabhängigen Eigenschaften zusammenzustellen. Neben der Herstellung von flachen Blechplatinen für die konventionelle Umformtechnik bietet sich die Herstellung von lasergeschweißten „tailored blanks“ auch für die Innenhochdruckumformung (IHU) an („tailored-tubes“) [MERT03]. Ein großer Nachteil von der Platinenfertigung ist die fehlende Streifenführung bei der Fertigung in Großteilstufenpressen. Ein Lösungsansatz sind längsnahtgeschweißte Spaltbänder, die zu einem Blechcoil gefügt werden („tailored-strips“). Nachteilig ist bei den tailored-strips wiederum die vorgegebene Richtung der Schweißnaht. Neben der Möglichkeit unterschiedliche Werkstoffe und Blechdicken durch Laserschweißen zu fügen, können auch Blechhalbzeuge mit variierender Blechdicke durch ein gezieltes Auswalzen des Bleches hergestellt werden („tailored-rolled-blanks“). Die aufgeführten Beispiele zeigen einen eindeutigen Trend hin zu maßgeschneiderten Halbzeugen, der vor allem auch vor den eigentlichen Werkstoffen keinen Halt macht. Bei der gezielten Einstellung der mechanischen Eigenschaften neuer Werkstoffe werden daher alle Möglichkeiten der Metallurgie genutzt, um zweckorientiert maßgeschneiderte Werkstoffe zu entwickeln [FONS06] (siehe Kapitel 2.3). 20 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN 2.2 Simulation 2.2.1 Grundlagen der Kontinuumsmechanik und der Finiten-Element-Methode in der Umformtechnik Die numerische Beschreibung von Umformprozessen gewinnt vor dem Hintergrund hoher Werkzeugkosten und kürzeren Entwicklungszyklen immer mehr an Bedeutung [OBER06]. Zur Prozesssimulation von umformtechnischen Prozessen sind die Kenntnisse der Kontinuumsmechanik, der Materialtheorie und der Finiten-ElementMethode erforderlich [LANG93]. Aus dem breiten Feld der Kontinuumstheorie wird die Kinematik der Deformationen zur Beschreibung der Fließvorgänge für die Simulation in der Umformtechnik genutzt. Eine wichtige Vorraussetzung zur Anwendung der kontinuums- mechanischen Betrachtungsweise ist, dass die Eigenschaften des vorliegenden Werkstoffs durch einen homogenen Aufbau geprägt sind. Natürlich ist dies nur für die wenigsten real vorliegenden Werkstoffe tatsächlich der Fall, jedoch können die makroskopischen Eigenschaften bei Ingenieurwerkstoffen meist als hinreichend homogen betrachtet werden. Die Kontinuumsmechanik beschreibt nun das Verhalten einzelner Punkte der Materie unter Einwirkung von äußeren Kräften auf das Kontinuum. In der Kontinuumsmechanik werden also im Gegensatz zur Strukturmechanik Feldgrößen (Verschiebungen, Geschwindigkeiten, Verzerrungen, Spannungen) betrachtet. Die Anzahl der Freiheitsgrade ist demnach auch unendlich groß, wohingegen in der Strukturmechanik diskrete Systeme mit endlicher Anzahl von Freiheitsgraden anzutreffen sind. Eine besondere Herausforderung bei der Simulation von umformtechnischen Prozessen stellt die Nichtlinearität des Werkstoffverhaltens und der Geometrie dar. Zur Berechnung dieser Prozesse wird deshalb auf die Finite-Element-Methode (FEM) zurückgegriffen. Die Finite-ElementMethode ist ein numerisches Verfahren, das näherungsweise Lösungen komplexer Probleme bei definierten Randbedingungen liefern kann. Mit der Entwicklung von Computern wird die Finite-Elemente-Methode seit den 1960er Jahren verbreitet eingesetzt [WEIN06]. Das Prinzip der Finiten-Elemente-Methode basiert auf der Zerlegung des zu berechnenden Kontinuums in endlich (finit) viele Elemente. Die Elemente sind über sogenannte Knotenpunkte miteinander verknüpft. Die Lage der Knoten und die Form 21 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN der Elemente definieren den Elementtyp (z.B. Schalenelement oder Volumenelement). Abhängig von der Art der Berechnung werden verschiedene Grundgleichungen (Konstitutivgleichungen) benötigt. In der Umformtechnik treten in der Regel nichtlineare Probleme mit dehnratenunabhängigem Werkstoffverhalten auf. Für Problemstellungen dieser Art wird häufig das Prinzip der virtuellen Arbeit eingesetzt [THOM01]. Das Prinzip der virtuellen Arbeit wird dadurch beschrieben, dass die Summe der virtuellen Arbeit der in das System eingeprägten Kräfte für beliebige Verschiebungen verschwindet [BRAU07]. n δW = ∑ Fie ⋅ δui = 0 (2-9) i =1 δui Virtuelle Verschiebung am Angriffspunkt der äußeren Kraft Fie Eingeprägte Kraft Das Prinzip der virtuellen Arbeit erlaubt die Berechnung komplexer Systeme ohne die Berücksichtigung von Reaktionskräften, die bei Problemen in der Umformtechnik häufig nicht gesucht sind [KNOT99]. Für die Berechnungen im kommerziellen Finiten-Element-Solver MARC wird folgende Formulierung verwendet: ∫ SijδEijdV = ∫ bi δuidV + ∫ ti δuidA 0 V0 V0 0 (2-10) A0 Sij PIOLA-KIRCHOFF`scher Spannungstensor Eij GREEN-LAGRANGer Dehnungstensor bi0 wirkende Kräfte auf das Referenzvolumen t0 i wirkende Kräfte auf die Referenzflächen δui virtuelle Verschiebungen der Volumen- oder Flächenelemente Aufgrund des elasto-plastischen Werkstoffverhaltens klassisch angewandter Werkstoffe in der Umformtechnik (z.B. Stahl) tritt ein nichtlinearer Zusammenhang zwischen den wirkenden Spannungen und Verschiebungen (Dehnungen) auf. Für 22 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN weitergehende Betrachtungen soll an dieser Stelle auf die Fachliteratur zur nichtlinearen FE-Berechnung verwiesen werden (z.B. [HUEB82], [ZIEN77], [OWEN80], [GALL75]). Durch die Wahl von Knoten und Elementen und deren Anordnung zur Beschreibung des Kontinuums entsteht eine räumliche Diskretisierung. Infolge der aufgebrachten Kräfte ändern die Knoten ihre Lage. Die Knotenverschiebungen um müssen innerhalb der Elemente mit Formfunktionen interpoliert werden: u( x ) = Nm ( x )ui (2-11) Weiterhin gilt für virtuelle Verschiebungen: δu( x ) = Nm ( x )δui (2-12) Die Funktion Nm wird Formfunktion (shape-function) genannt. Entspricht der Grad der Formfunktion dem Grad der Interpolationsfunktion für die Koordinatenvektoren wird von isoparametrischen Elementen gesprochen [ZIEN77]. Formfunktion und Elementgeometrie definieren den Elementtyp [KRAS05]. In der vorliegenden Arbeit werden Berechnungen mit Schalen-, Volumen- (3D) und Solidschell-Elementen (Hybrid) durchgeführt. Neben der räumlichen Diskretisierung muss auch die zeitliche Beschreibung des zu berechnenden Prozesses in einzelnen Inkrementen erfolgen. Bei der zeitlichen Diskretisierung werden explizite und implizite Ansätze verwendet. Beim impliziten Integrationverfahren wird das Gleichgewicht nach dem Prinzip der virtuellen Arbeit (siehe Formel 2-2) in jedem Zeitinkrement berechnet. Explizite Ansätze sind meist in Form von explizit-dynamischen Methoden verbreitet. Bei explizit-dynamischen Methoden wird die Massenmatrix vereinfacht und dadurch die Rechenzeit reduziert. Dies entspricht der Darstellung der Elementmasse als Punktmasse. Für die Berechnung von Rückfederungseffekten eignen sich jedoch nur implizite Ansätze [ROLL04] [ROLL05] [DOEL04]. Die Simulation von Rückfederungseffekten wird neben dem Zeitintegrationsverfahren auch wesentlich durch die Wahl des 23 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Materialmodells und Reibungsbedingungen beeinflusst [SCHM04] [GESE04]. Häufig werden bei explizit-dynamischen Umformsimulationen Rückfederungseffekte im Nachgang implizit berechnet. Man spricht hierbei von „hybriden Ansätzen“. Weiterhin unterscheiden sich die Ansätze in der benötigten Rechenzeit. Bei explizitdynamischen Berechnungen kann in der Regel von geringeren Rechenzeiten gegenüber impliziten Ansätzen ausgegangen werden. In Tabelle 2-1 sind die gängigsten kommerziellen Solver und deren Zeitintegrationsschema dargestellt: Programm Hersteller Bemerkungen ABAQUS HKS (USA) Implizit/Explizit ANSYS ANSYS/SASI (USA) Implizit AutoForm AutoForm (CH) Implizit /Einschrittverfahren DEFORM SFTC (USA) Explizit INDEED Inpro (D) Implizit ITAS3D Prof. Nakamachi (J) Explizit LS-DYNA LSTC (USA) Explizit-dynamisch MARC MSC (USA) Implizit OPTRIS/ ESI (F) Explizit-dynamisch PAM-STAMP Tabelle 2-1 Kommerzielle FE-Solver [verändert nach LANG93] In der vorliegenden Arbeit werden die Solver LS-DYNA und MARC eingesetzt. LSDYNA wird verbreitet als Solver im Bereich der Blechumformtechnik, als auch in der Crash-Simulation angewendet. Neben den reinen Solvern kommen häufig kommerzielle Ergänzungslösungen zum Einsatz, die anwendungsbezogen einfach bedienbare Benutzeroberflächen für die Simulationsaufbereitung bieten (z.B. DYNAFORM oder COPRA FEA RF). Programme dieser Art greifen für die eigentlichen Berechnungen auf bekannte Solver zurück. 24 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN 2.2.2 Materialmodellierung in der Umformsimulation Zur Berechung unformtechnischer Vorgänge wird die Abbildung des Materialverhaltens durch ein Materialmodell in der Simulation erforderlich. Nur durch eine möglichst realitätsnahe Abstraktion des Materialverhaltens in der Simulation können sinnvolle Schlüsse aus der Berechnung gezogen werden. Die Basis der Materialmodellierung für umformtechnische Simulationen stellt das Spannungs-Dehnungsverhalten unter einachsiger Zugbeanspruchung dar. Die Fließkurve (siehe Kapitel 4.1.1) zeigt den Zusammenhang zwischen Vergleichsformänderung (entspricht wahrer Dehnung im Zugversuch) und wirkender Fließspannung kf. In der Umformtechnik treten häufig deutlich höhere lokale Formänderungen als die im Zugversuch ermittelte Gleichmaßdehnung auf, daher müssen die Fließkurven (Zugversuch) extrapoliert oder aufwändig experimentell bis zum logarithmischen Umformgrad φ=1 ermittelt werden [NEUG98]. Um kostenintensive Experimente zu vermeiden wird in der Praxis häufig auf die Extrapolation basierend auf dem einachsigen Zugversuch zurückgegriffen. Die bekanntesten Extrapolationsverfahren für Fließkurven sind im Anhang 7 dargestellt. Die Genauigkeit des Kurvenverlaufs bei der Extrapolation hängt vom ausgewählten Extrapolationsverfahren, den gewählten Parametern und von der Höhe der experimentell erzielten Gleichmaßdehnung aus dem einachsigen Zugversuch ab (siehe Abbildung 2-8) [STAR01] [GESE02]. 25 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Stahl mit niedriger Gleichmaßdehnung Ag Stahl mit hoher Gleichmaßdehnung Ag kf kf Ag Vergleichweise geringe Streuung Extrapolation 1 0,2 Extrapolation 0,05 φ [-] Ergebnisse liegen weiter auseinander 1 φ[-] Fließkurve bis φplast≈0,05 aus Zugversuch Fließkurve bis φplast≈0,2 aus Zugversuch Abbildung 2-8 Ag Abweichende Verläufe bei der Fließkurvenextrapolation abhängig von der Gleichmaßdehnung Ag Da beim elasto-plastischen Werkstoffverhalten sowohl linear-elastische als auch plastische Dehnungsanteile auftreten, müssen die dissipativen Anteile der Dehnungen durch plastische Verformung von den elastischen separiert werden [KRAS05]. Zur Beschreibung des linear-elastischen Anteils kommt das Hooke´sche Gesetz zur Anwendung. Im Bereich der elastischen Dehnungen hat die Dehnrate keinen Einfluss auf das Materialverhalten von Stählen [GOEL92]. Der Übergang zwischen elastischer Dehnung und plastischer Verformung wird als Fließbeginn bezeichnet [ROHL02]. Für die Beschreibung des Fließbeginns unter mehrachsiger Beanspruchung kommen Fließortshypothesen zum Einsatz: Schubspannungskriterium nach TRESCA: [TRES64] Nach TRESCA tritt Fließen ein, wenn die maximal wirkende Schubspannung Element die Schubfließgrenze τ max = σ3 τ max im τ F des Werkstoffs übersteigt: σ1 − σ 3 (2-13) 2 3. Hauptspannung τ max maximale Schubspannung 26 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Bei Stählen wird als Annäherung häufig für τ F die halbe Fließgrenze Re aus dem einachsigen Zugversuch angenommen. Fließkriterium nach VON MISES: [MISE13] Grundlage des Fließkriteriums nach von Mises stellt die Einführung einer Vergleichsspannung σ v dar, deren Betrag dem Fließbeginn R e aus dem einachsigen Spannungszustand gegenübergestellt wird. Fließen tritt für σv = [ σ v = R e ein: ] 1 (σ 1 − σ 2 )2 + (σ 2 − σ 3 )2 + (σ 3 − σ 1 )2 = R e 2 σv Vergleichsspannung σ2 2. Hauptspannung Re (2-14) Fließbeginn im einachsigen Zugversuch (Streckgrenze) σ2 Re Tresca -Re Re σ1 von Mises -Re Abbildung 2-9 Fließkriterien nach VON MISES und TRESCA für den ebenen Spannungszustand [ISSL97] Die Formulierung aller bisher beschriebenen Fließkriterien setzt ein isotropes (richtungsunabhängiges) Werkstoffverhalten und Volumenkonstanz voraus [ISSL97]. Weiterhin gelten die genannten Fließkriterien nur für die erstmalige plastische Verformung von Werkstoffen. In der Realität erfahren technische Werkstoffe bei der plastischen Verformung einen Anstieg der Streckgrenze (Verfestigung) [ROHL02]. Dieses Verfestigungsverhalten kann auch in der numerischen Abbildung von Umformprozessen implementiert werden. Je nach vorliegenden Werkstoff kommen 27 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN unterschiedliche Verfestigungsansätze zur Anwendung (siehe Abbildung 2-10): Keine Verfestigung Isotrope Verfestigung σ3 σ3 0 0 σ2 σ1 σ2 σ1 Anisotrope Verfestigung (Distorsionsverfestigung) Kinematische Verfestigung (BAUSCHINGER-Effekt) σ3 σ3 0 0 σ2 σ1 Abbildung 2-10 σ2 σ1 Verfestigungsansätze in Zusammenhang mit der Fließortskurve (ergänzt nach [ROHL02] und [ARETZ04]) Insbesondere Werkstoffe für die Blechumformung sind infolge von Walzprozessen meist stark anisotrop [ARET02]. Zur Berücksichtigung von anisotropem Verfestigungsverhalten kommen die weiterentwickelten Fließkriterien nach HILL und BARLAT in umformtechnischen Simulationen verbreitet zum Einsatz (siehe Anhang 8) [HILL50] [BARL91]. Eine Hauptzielsetzung von umformtechnischen Simulationen ist die Vorhersage der Bauteilherstellbarkeit. Das begrenzte Werkstoffe die Anwendung schränkt Werkstoffversagen infolge zu hoher 28 Formänderungsvermögen bei komplexen Dehnungswerte metallischer Bauteilen ein. Das muss durch die 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Prozesssimulation vorhergesagt werden können. Um die Dehngrenzen (Rissbeginn) unter 2-achsiger Verformung formänderungsschaubilder beschreiben (FLD - zu können, forming-limit-diagram) werden Grenz- eingesetzt. Im Grenzformänderungsschaubild stellt die Versagenskennlinie (FLC – forming-limitcurve) die Rissbildung in Nebenformänderung φ2 dar Abhängigkeit (siehe von Abbildung Hauptformänderung 2-11) [RAMA00] φ1 und [HORA00a] [HORA00b]: FLC r St 2 g Zu - 2φ r ige φ 1= s ach ein n he zie ef Ti es φ2 in =re φ1 Hauptformänderung φ1 Versagen e zw s ge si ch ia hm ic e gl s ge 2 ßi ä =φ Die φ1=ln(l1/d) φ2=ln(l2/d) φ1 d l1 l2 0 Abbildung 2-11 n he ie kz ec Nebenformänderung φ2 Formänderungen im ebenen Spannungszustand und FLC (verändert nach [BLECK99]) experimentelle Ermittlung der FLC-Linie kann durch verschiedene Versuchsaufbauten erfolgen. Je nach Versuchsaufwand werden nur wenige (z.B. Bulge-Test) oder mehrere Punkte zur Bestimmung der Kurve ermittelt. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit werden die Grenzformänderungskurven der Versuchswerkstoffe (siehe Abbildung 5-5) nach der Methode von NAKAJIMA ermittelt (Versuche durchgeführt bei VOESTALPINE Stahl), welche auch im Normentwurf ISO12004E berücksichtigt wird [ISO12004E]. 2.2.3 Simulation von Walzprofilierprozessen Für die FE-Simulation von Walzprofilierprozessen wurden in der Vergangenheit unterschiedlichste Lösungsansätze verfolgt [SCHM96]. STRICKER entwickelte für das 29 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Walzprofilieren einen Technologieprozessor zur Stufenfolgenplanung und Rollenkonstruktion [STRI95]. GROCHE und HENKELMANN untersuchten simulativ und experimentell den Einfluss des Werkstoffverhaltens höchstfester Stähle in Biegeversuchen [GROC05]. Die Berechnungen erfolgten in einem abstrahierten Gesenkbiegeversuch für den 2-dimensionalen Fall mittels ABAQUS. In Versuch und Berechnung waren zwar ähnliche Tendenzen zu erkennen, die Rückfederungswerte wurden aber zu gering berechnet. Auf Grund der auftretenden Biegebeanspruchung wird bei der Simulation von Walzprofilierprozessen in MARC und ABAQUS auf Volumenelemente zurückgegriffen. Volumenelemente können nach ISTRATE bei einer deutlich geringeren Ausdehnung in Blechdickenrichtung gegenüber den übrigen Raumrichtungen auch innerhalb der Schalentheorie (bzw. Theorie Plattenbiegung) betrachtet werden [ISTR99]. Volumenelemente sind der jedoch zusätzlich in der Lage Spannungen in Normalenrichtung aufzunehmen. Nachteilig wirken sich die zusätzlichen Knoten der Volumenelemente nach ISTRATE auf die Rechenzeit aus. Die Rechenzeit mit Volumenelementen lag in diesem Fall 33% über der Berechnungszeit mit Schalenelementen. ISTRATE stellte weiterhin fest, dass die höhere Anzahl an Integrationspunkten bei Schalenelementen komplexe Spannungszustände bei der Biegeumformung besser abbilden kann als ein einzelnes Volumenelement in Blechdickenrichtung. Um der Kontaktproblematik mit Schalenelementen beim Einfädeln des Blechs in die Rollen zu begegnen, entwickelte ISTRATE erste Ansätze zur Lösung des Problems durch eine gezielte Steuerung der Werkzeugbewegung. Nähere Untersuchungen zur Diskretisierung in Blechdickenrichtung und in der Blechfläche waren nicht vorgenommen worden. KIM betrachtete simulativ die Dehnungsverteilung in Blechdickenrichtung mittels FEBerechnungen mit Volumenelementen. Neben den Verformungskenngrößen in Blechdicken und Blechlängsrichtung konnte KIM auch die wirkenden Rollenkräfte und Antriebsmomente ermitteln [KIM99]. HEISLITZ stellte im Ergebnis seiner Arbeiten die Effizienz der Finiten-ElementeMethode für Walzprofilierprozesse trotz aussagefähiger Resultate in Frage. Obwohl eine adaptive Verfeinerung der Netze angewandt wurde, benötigte die Simulation eines Standard U-Profils eine CPU-Zeit von über 270 Stunden im FE-Solver PAMSTAMP [HEIS96]. Neben der Anwendung von 3D FE-Solvern wurden auch gekoppelte 2D/3D-Lösungen zur Methodenauslegung und FE-Simulation entwickelt. 30 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Bekannte Lösung sind die Software PROFIL (Fa. Ubeco) und COPRA FEA RF (Fa. DataM). BRUNET nutzte in seiner Arbeit die Software PROFIL (Solver ABAQUS) zur Untersuchung der Längsformänderung und validierte diese mit Realversuchen an einem U-Profil [BRUN98]. Eine dokumentierte Anwendung der kommerziellen Lösung COPRA FEA RF ist in der Veröffentlichung von SUKMOO et al. zu finden. SUKMOO ET AL. beschrieben die Abhängigkeit des Werkstoffverhaltens auf die Einformlänge, welche im analytischen Ansatz von BHATTACHARYYA (siehe Kapitel 2.1.2) keine Berücksichtigung fand [SUKM01]. COPRA FEA RF lieferte in den Untersuchungen von SUKMOO gute Übereinstimmungen mit der Realität in der Vorhersage der Längsformänderungen. Die meisten in der Literatur verwendeten Profilquerschnitte zeigen nur geringe Komplexitätsgrade. Weiterhin beschränkt sich die Auswertung und Validierung der Simulation meist auf rein prozessspezifische Kenngrößen und nicht auf die werkstoffspezifischen Bauteileigenschaften. Häufig wurde daher nur die Längsformänderung des Profilstranges während der Fertigung berücksichtigt welches aus Sicht der Methodenauslegung sicherlich einen sinnvollen Ansatz darstellt. Aussagen über Querformänderungen im Radius und Plastizitätsreserven im Bauteil, sowie Betrachtungen Eigenspannungszustände sind bisher kaum untersucht worden. Obwohl etliche Literaturquellen bereits die Verwendung von nur 1 Volumenelement in Blechdickenrichtung in Zweifel ziehen, ist diese Art der Diskretisierung in der industriellen Anwendung weit verbreitet. Einen ersten Ansatz zur Verwendung eines neuen Elementtyps in der Walzprofiliersimulation liefert DAYONG [DAYO07]. So genannte Solidshell-Elemente kombinieren die genauen Integrationschemen von Schalenelementen mit den verbesserten Kontaktbedingungen bei Volumenelementen und werden daher auch für den industriellen Einsatz untersucht. 2.2.4 Crash-Simulation Die Dimensionierung der Strukturen im Automobilrohbau wird maßgeblich von den funktionalen Anforderungen an Crashstabilität, Betriebsfestigkeit und statischer Steifigkeit bestimmt. Die Ansprüche an die Crashsicherheit moderner Karosserien sind jedoch aufgrund verschärfter Anforderungen in den letzten 25 Jahren um bis zu 250% gestiegen [FEIND00]. Um kostenintensive 31 Versuchumfänge bei der 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Fahrzeugentwicklung zu umgehen, müssen Fahrzeuge in Ihrer Crash-Sicherheit schon in frühen Entwicklungsphasen simulativ bewertet werden können. Für die Crash-Simulation werden diverse kommerzielle Solver angeboten. In der Automobilindustrie weit verbreitet sind die Systeme LS-DYNA und PAM-CRASH. (siehe Kapitel 2.2.1) Beide Systeme verwenden explizit-dynamische Codes. Hohe Dehnraten und Beschleunigungen machen explizit-dynamische Ansätze in der Crash-Simulation besonders attraktiv. In der vorliegenden Arbeit werden alle dynamischen Berechnungen in LS-DYNA durchgeführt. Kritisch wirken sich in der Crash-Simulation häufig lange Rechenzeiten aufgrund der geometrischen Komplexität der zu simulierenden Systeme aus. Die Rechenzeit kann durch die Erhöhung der spezifischen Dichte des Werkstoffes reduziert werden, wenn die auftretenden Trägheitsreaktionen zu keiner Verzerrung der Ergebnisse führen. Eine Erhöhung der spezifischen Dichte um den Faktor k führt zu einer Verkürzung der Rechenzeit auf das k 0, 5 -fache. Bei explizit-dynamischen Zeitintegrationsverfahren muss zur Sicherstellung der Stabilität berücksichtigt werden, dass der gewählte Zeitschritt kürzer ist, als die Durchlaufzeit einer longitudinalen Schallwelle durch das Element [KRAS05]. Neueste Trends in der funktionalen Simulation zeigen den Weg zur MultiDisziplinären-Optimierung (MDO) auf. Bei der MDO werden die funktionalen Simulationen zu Crash, Steifigkeit und Betriebsfestigkeit unter der freien Wahl diverser Parameter (Geometrie, Werkstoff, Blechdicke) durchgeführt und ein Optimum (bester Kompromiss) ermittelt. Die Aussagefähigkeit aktueller Simulationsmethoden wird im wesentlichen durch die unzureichende Abbildung des Werkstoffverhaltens bei hohen Dehnraten und der Vernachlässigung herstellungsbedingter Bauteileigenschaften eingeschränkt. Für das Fertigungsverfahren Tiefziehen sind schon erste funktionsfähige Ansätze für das Mapping der Bauteileigenschaften im Einsatz [BASU01] [SCHI04]. 2.3 Neue hoch- und höchstfeste Stahlwerkstoffe für Karosseriebauteile Angetrieben vom steigenden Leichtbaudruck und der zunehmenden Konkurrenz durch Leichtmetalle als Konstruktionswerkstoff wurden in jüngster Vergangenheit zahlreiche neue hochfeste Stähle entwickelt. Hochfester Stahl wird im Fahrzeugbau intensiv eingesetzt und verdrängt niedrigfeste Tiefziehgüten in signifikantem Ausmaß 32 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN (siehe Abbildung 2-12). 100% 90% Gewichtsanteil [%] 80% 70% UHSS (ultrahochfest) 60% AHSS (höchstfest) 50% HSS (hochfest) 40% Weiche Stähle 30% 20% 10% 0% C-Klasse BR203 (Markteinführung 2000) Abbildung 2-12 C-Klasse BR204 (Markteinführung 2007) Anteile der Stahlgüten im Rohbau der Mercedes-Benz C-Klasse [verändert nach VOEH03] In der vorliegenden Arbeit werden unter dem Aspekt des Strukturleichtbaus nur Stähle betrachtet, welche als Kaltband (cold-rolled) lieferbar sind. Stähle, die im Warmband gewalzt werden, können in der Regel nicht unter 1,5mm Blechdicke geliefert werden, und eignen sich daher nur eingeschränkt für den Leichtbau durch Materialsubstitution. 2.3.1 Mikrolegierte Stähle Mikrolegierte Stähle können in die Gruppe der hochfesten Stähle (HSS-high strength steels) eingeordnet werden. Mikrolegierte Stähle erzielen gegenüber den weichen Tiefziehgüten (z.B. DC01 bis DC04) eine Festigkeitssteigerung durch Feinkornbildung und Ausscheidungshärtung. Die Legierungselemente Niob, Titan und Vanadium sorgen für eine Mischkristallbildung und Ausscheidungshärtung 33 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN innerhalb der ferritischen Matrix. Auf Grund der geringen Korngrößen werden Bruchdehnungswerte A80 zwischen über 20% bei Streckgrenzen Re zwischen 300 MPa und 600 MPa erzielt. Geringe Kohlenstoffgehalte (<0,1%) ermöglichen weiterhin eine gute Schweißbarkeit. Mikrolegierte Stähle werden in de Regel als Kaltband geliefert und können daher auch in geringen Blechdicken eingesetzt werden. 2.3.2 Dualphasenstähle und Komplexphasenstähle Eine weitere Möglichkeit zur Erzielung noch höherer Festigkeitskennwerte liegt in der gezielten Einstellung der Phasenanteile innerhalb mehrphasiger Gefüge. Die unterschiedlichen Eigenschaften der auftretenden Gefügeanteile (z.B. Ferrit, Austenit, Martensit, Perlit und Bainit) ermöglichen die Beeinflussung der makroskopischen Werkstoffeigenschaften durch eine gewollte thermomechanische Gefügeausbildung. Dualphasenstähle entstehen bei einer raschen Abkühlung aus dem Zweiphasenfeld (α+γ). Es entstehen Martensitphasen (bis zu 20% Volumenanteil) in einer ferritischen Matrix (siehe Abbildung 2-13). Bruchdehnung [%] Zugfestigkeit [MPa] Streckgrenze [MPa] Rm A80 Rp0,2 Martensitanteil [%] Abbildung 2-13 Mechanische Kennwerte bei DP-Stählen abhängig von Martensitanteil [verändert nach WOEST05] Die martensitischen Phasenanteile sorgen für eine globale Festigkeitssteigerung des Werkstoffs bei gleichzeitiger Verminderung der Zähigkeit. Genau genommen handelt es sich mikroskopisch um eine Art Verbundwerkstoff zweier metallischer Phasen. Noch komplexere Temperaturführungen ermöglichen das Auftreten weiterer Gefügebestandteile. So können bei Komplexphasenstählen (Partiell-martensitisch) 34 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Martensitphasen in einer bainitischen Matrix stabil eingestellt werden. Dadurch werden noch höhere Festigkeitskennwerte gegenüber den Dualphasenstählen erzielt (siehe Abbildung 2-14). Temp. [°C] Ferrit Perlit Bainit Ms DP PM/CP log. Zeit [s] Abbildung 2-14 Schematische Darstellung der Temperaturführung für die Hertstellung von DP und PM-Stählen im ZTU-Diagramm [verändert nach HEIN07b und ENGL99] Bei der plastischen Verformung von Mehrphasenstählen nehmen die duktilen Anteile bis zur Gleichmaßdehnung die Hauptanteile der Verformung auf. Erst kurz vor Erreichen der Gleichmaßdehnung treten auch in den harten Gefügeanteilen (z.B. Martensit) plastische Verformungen auf [KAWA03]. 2.3.3 TRIP-Stähle (Transformation-Induced-Plasticity) TRIP-Stähle verfügen gegenüber konventionellen Mehrphasenstählen über einen verformungsinduzierten Phasenumwandlungsprozess zur Verfestigung des Werkstoffs. Metastabiler Restaustenit (kubisch-flächen-zentriert) wandelt beim Einbringen von Umformenergie in kubisch-raum-zentrierten Martensit um [FROM4]. Durch diese Art der Verfestigung können höchste Verfestigungsexponenten in Verbindung mit hohen Dehnungswerten realisiert werden [SUGI00a]. Negativ wirkt sich dieser Effekt beim Kaltwalzen von TRIP-Stählen durch erhöhte Textureffekte aus [GODE00]. Gefügebestandteilen Die bei entstehenden plastischer 35 Eigenspannungen Verformung können zwischen den aufgebrachten 2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN Betriebsspannungen entgegenwirken. YOKOI führt die auftretenden Eigen- spannungen als Begründung für die verbesserten Betriebsfestigkeitseigenchaften von TRIP-Stählen gegenüber DP- und mikrolegierten Stählen an [YOKO95]. TRIPStähle verfügen über vergleichsweise hohe Kohlenstoffgehalte (>0,2%), welche die Martensitbildung begünstigen [ZWAA02]. Gleichzeitig beeinträchtigen hohe Kohlenstoffgehalte die Schweißeignung. Eine besondere Bedeutung kommt in der automobilen Anwendung auch dem Elastizitätsmodul der Werkstoffe bei Verwendung in steifigkeitsrelevanten Bauteilgruppen zu. Bei TRIP-Stählen sind gegenüber DP/CP/PM- und mikrolegierten Stählen häufig geringe E-Moduln zu beobachten [DOEG02]. Weiterhin setzt mit steigender Festigkeit moderner Feinbleche die Tendenz zum Auftreten des BAUSCHINGER-Effekts1 ein. SADAGOPAN stellte jedoch bei Dualphasenstählen einen stärker ausgeprägten Bauschinger-Effekt gegenüber TRIP-Stählen fest und begründete dies mit den großen Festigkeitsunterschieden zwischen den ferritischen und martensitischen Gefügeanteilen [SADA03]. 1 Effekt der richtungsabhängigen Veränderung der Fließortskurve nach plastischer Verformung (siehe Abbildung 2-10) 36 3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE 3 Aufgabenstellung und Vorgehensweise Die übergeordnete Zielsetzung der vorliegenden Arbeit ist die Untersuchung der anwendungs- und werkstoffspezifischen Problemstellungen zur optimalen Anwendung der Walzprofiliertechnologie für die Herstellung von Fahrzeugstrukturbauteilen. Hierzu stellte HEIN fest, dass sich das Verfahren Walzprofilieren in erster Linie für die Werkstoffklassen mit Zugfestigkeit über 800 MPa anbietet, da durch Kalibrierstufen und eine vergleichsweise homogene Umformung die physikalischen Probleme höchstfester Werkstoffe gut beherrscht werden können [HEIN07a]. Ausgehend von diesen bisher noch unzureichend begründeten Annahmen lassen sich zwei Fragestellungen als Motivation für die Untersuchungsschwerpunkte ableiten: • Welche Werkstoffklassen eignen sich aufgrund Ihrer mechanischen und metallurgischen Eigenschaften am besten für die Verarbeitung in der Walzprofiliertechnologie und in der späteren Fahrzeugfunktion? • Wie können das Walzprofilierverfahren und die daraus resultierenden Bauteileigenschaften simulativ abgebildet werden? Es werden zwei eng miteinander in Wechselwirkung stehende Wege zur Beantwortung dieser Fragestellung gewählt. Beginnend mit der Auswahl der in Frage kommenden Werkstoffe werden diese umfangreich durch Grundlagenversuche charakterisiert. Weiterhin werden zwei mögliche Transferbauteile (Zielbauteile) definiert, die den Anforderungen an Herstellbarkeit und Funktion im Gesamtfahrzeug entsprechen. An den Transfergeometrien Hutprofil und Längsträger werden Untersuchungen zum Verfahrensvergleich, zur Bauteilcharakterisierung und zur funktionalen Eignung durchgeführt. Die Ergebnisse hieraus werden zur Ableitung eines idealen Werkstoffkonzepts herangezogen (siehe Abbildung 3-1). 37 3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE Transfergeometrie Längsträger Bauteilanforderungen Transfergeometrie Dachrahmen Leichtbau • Hohe Festigkeit Verfahrensvergleich • Hohe Steifigkeit • Crash-Performance (Energieabsorbtion) Transfergeometrie Längsträger Bauteilcharakterisierung Komponentenversuch Werkstoffcharakterisierung Werkstoffvergleich Walzprofilierte Fahrzeugstrukturbauteile aus höchstfestem Stahl Herstellung/Prozess • Hohe Qualität (Reproduzierbarkeit) • Geringer Verschleiß • Sichere Vorhersage der Bauteileigenschaften Abstrahierter Biegeversuch Simulation CrashKomponentenversuch Prozesssimulation Herstellprozess Diskretisierung Kosten • Geringe Fertigungskosten • Geringe Werkzeugkosten Bauteileigenschaften von walzprofilierten Strukturbauteilen Bewertung der Werkstoffeignung für das Walzprofilieren • Vergleich der eingesetzten Werkstoffe • Bewertung des Versagensverhaltens (Crash) Virtuelle Prozesskette (Simulation) • Bewertung bestehender Systeme • Entwicklung neuer Methoden und Ansätze • Einfluss der Bauteileigenschaften Materialmodellierung • Hohe Materialausnutzung Abbildung 3-1 Zielsetzung der vorliegenden Arbeit Parallel wird die Zielsetzung einer simulativen Abbildung des Bauteilverhaltens verfolgt. Für erste Grundlagenversuche zur Ermittlung einer aussagefähigen und effektiven Berechnungsmethode sollen im Rahmen eines Gesenkbiegeversuchs Erkenntnisse zur Diskretisierung und Materialmodellierung gewonnen werden. Mit den entwickelten Methoden wird der Transfer vom Gesenkbiegeversuch zur komplexen Bauteilberechnung erfolgen. Hierzu zählt in einem ersten Schritt die Simulation des Bauteilherstellungsprozesses (Walzprofilieren) und nachfolgend die Simulation des dynamischen Bauteilverhaltens (Crash). Die Einflüsse der Bauteilherstellung auf das spätere Bauteilverhalten sollen hierbei gezielt erörtert werden. Weiterhin werden für die Simulation von Walzprofilierprozessen alternative Methoden untersucht (Solidshell-Elemente in MARC und Simulation in LS-DYNA). Es wird deutlich, dass zwischen den experimentellen und simulativen Umfängen eine enge Verzahnung erforderlich wird. Um dieser Tatsache gerecht zu werden, wird für den Aufbau der Arbeit eine Matrixstruktur gewählt (siehe Abbildung 3-2). Sowohl innerhalb der experimentellen, als auch der simulativen Umfänge wird das Vorgehen 38 3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE in vier Schritten erfolgen (Grundlagen, Verfahren, Bewertung, Transfer). Die Kapitel zur Werkstoffcharakterisierung, Bauteilcharakterisierung und Simulation bilden als Kern der vorliegenden Arbeit die Ergebnisse der Untersuchungen ab, welche im Kapitel 5 Werkstoffe Kapitel 8 diskutiert werden. Kapitel 7 Simulation Modellbildung und Diskretisierung Mechanische Kennwerte Entwicklung und Bewertung von Simulationsmethoden für das Walzprofilieren Verfahrensvergleich Kapitel 6 Bauteilcharakterisierung Metallografische Grundlagen Verfahrensvergleich in der Simulation Tiefziehen vs. Profilieren Tiefziehen vs. Profilieren Abkanten vs. Profilieren Abkanten vs. Profilieren Vergleich der Werkstoffeignung Simulationsvalidierung Bewertung Dynamische Bauteilprüfung (Crash) Simulation dynamisches Verhalten (Crash) Transfer Abbildung 3-2 Aufbau und Inhalt der vorliegenden Arbeit 39 Grundlagen Verfahren 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN 4 Beschreibung der eingesetzten Versuche und Methoden 4.1 Angewandte Methoden zur Werkstoffcharakterisierung 4.1.1 Zugversuch und gekerbter Zugversuch Die Versuche zur Aufnahme des Spannungs-Dehnungs-Verhaltens werden gemäß DIN 10002-1 [DIN10002] für Flacherzeugnisse aus Stahl mit A80mm-Proben durchgeführt. Für die Zugversuche steht eine Universal Zug- und Druckprüfmaschine „Z100“ der Fa. ZWICK zur Verfügung. Die Auswertung erfolgt mit der Software „TESTXPERT“. Als Abschaltkriterium gilt für den Feindehnungsaufnehmer ein Kraftabfall von 5% und für den gesamten Prüfprozess ein Abfall von 10% bezüglich der Maximalkraft. Fließkurven werden als Normalspannungs-Dehnungs-Kurven aufgenommen und stellen den Zusammenhang zwischen der Formänderungsfestigkeit kf und der logarithmischen Formänderung ϕ dar. Die Formänderungsfestigkeit kf (Fließspannung kf) ist dabei, die zum Erreichen einer bestimmten Verformung notwendige Spannung. Während beim Zugversuch zur Berechnung der aktuell vorliegenden Spannung der Ausgangsprobenquerschnitt herangezogen wird, führt die Berücksichtigung der Einschnürung und Abnahme des Querschnitts bei Verformung der Probe zu höheren Spannungswerten (Fließspannung). Bei einachsiger Belastung und gleichmäßiger Spannungsverteilung (vgl. Zugversuch) wird kf als die wahre Spannung definiert, also die auf den jeweiligen Querschnitt bezogene Verformungskraft. Isotropes Materialverhalten vorausgesetzt entspricht kf im mehrachsigen Spannungszustand der Vergleichsspannung σv und die Formänderung ϕ der Vergleichsformänderung ϕv. Hierdurch gewinnt die Fließkurve für die Simulation von plastischen Verformungen technischer Werkstoffe erheblich an Bedeutung. Neben den konventionellen Zugversuchen mit der Normprobengeometrie werden auch Zugversuche mit gekerbten Proben durchgeführt. (Probengeometrie siehe Anhang 1) Während beim konventionellen Zugversuch durch die freie Einschnürung der Probe die Verformungszone eine translatorische Bewegung durchführen kann, wird bei gekerbten Proben die Einschnürungszone mittels Kerbwirkung vorgegeben. Dies ermöglicht eine Aussage über den Widerstand eines Werkstoffs gegen lokale 40 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Verformung. Da der erzielte Spannungszustand beim Kerbzugversuch den Spannungsverhältnissen beim Umformen nahe kommt, können aus der gewonnen Kerbzugdehnung (Kerbbruchdehnungslänge) L Rückschlüsse zur Tief-, bzw. Streckzieheignung gezogen werden [POEH86]. Um den Verformungszustand während der Versuchsdurchführung auch ortsdiskret betrachten zu können wird die fotogrammetrische Aufzeichnung (siehe Kapitel 4.2.1) des Versuchs eingesetzt (siehe Abbildung 4-1). φv log. [-] 0,525 0,450 0,375 0,300 0,225 0,150 0,075 Stereo CCD-Kamera Abbildung 4-1 Probe Errechneter Formänderungszustand Versuchsaufbau zur Formänderungsanalyse im Zugversuch (in-situ) mit ARAMIS Hierdurch können sowohl Informationen über lokale Formänderungszustände der Probe (Muster begrenzt Ortsauflösung), als auch die Längung der Probe unabhängig von der Maschinenelastizität betrachtet werden. Ebenso können Messfehler infolge von Setzerscheinungen in der Einspannung verhindert werden. 4.1.2 GRINDOSONIC E-Modul-Messung Der Elastizitätsmodul stellt den Proportionalitätsfaktor zwischen Dehnung und Spannung im elastischen Bereich der Verformung eines Werkstoffs dar. Ab Erreichen der Streckgrenze Re (oder technischen Elastizitätsgrenze RP0,2) gilt bei metallischen Werkstoffen kein linearer Zusammenhang zwischen Spannung und Dehnung mehr. Praktisch lässt sich der E-Modul aus dem Zugversuch über die Steigung der Hooke`schen Geraden einfach ermitteln. Feindehnungsmesser an 41 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Flachzugproben sind aber für große Deformationen ausgelegt und können daher im Bereich der elastischen Verformung nur mit begrenzter Genauigkeit arbeiten. Die Messung des E-Moduls aus dem Zugversuch empfiehlt sich daher nur eingeschränkt. Ein alternatives Verfahren ist die GRINDOSONIC-Messung basierend auf der Impulsanregung einer geometrisch bestimmten Probe [ASTM1876]. Die Eigenfrequenz der Probe wird hierbei unter Kenntnis der Geometrie nach Anregung mit einem Impulsgeber akustisch aufgezeichnet. In der GRINDOSONIC-Methode berechnet sich der bei einer rechteckigen Blechprobe nach: ⎛ mf 2 ⎞⎛ l3 ⎞ ⎡ ⎛ t 2 ⎞⎤ ⎟⎜ ⎟ ⎢1 + 6,585⎜ ⎟⎥ E = 0,9465⎜ ⎜ b ⎟⎜ t3 ⎟ ⎜ l ⎟ ⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎢ ⎝ ⎠⎥ ⎣ ⎦ E Elastizitätsmodul [GPa] m Masse der Probe [g] b Breite der Probe [mm] l Länge der Probe [mm] t Blechdicke der Probe [mm] f (4-1) Biegeeigenfrequenz [Hz] Ein erheblicher Vorteil der GRINDOSONIC-Methode liegt in der verglichen zum Zugversuch hohen Genauigkeit und einfachen Versuchsdurchführung. Die Haupteinflussfaktoren auf den Messfehler sind die fehlerhafte Bestimmung von Blechdicke, Probenlänge, Probenmasse und Eigenfrequenz. In Anhang 2 werden die Hauptfehlereinflüsse quantitativ beschrieben. 4.1.3 Gefügeuntersuchungen Zur Untersuchung der vorliegenden Gefügebestandteile innerhalb der Versuchswerkstoffe werden metallografische Schliffe der zu untersuchenden Werkstoffe angefertigt. Alle Werkstoffe werden längs- und quer zur Walzrichtung untersucht. Die Blechproben werden mittels Warmeinbettpresse („Prontopress-20“ Fa. Struers) im Einbettmittel (50% Diallylphtalat, 50% Acrylharz) mit Presskraft 35 kN unter 180°C fixiert. Weiterhin findet ein Schleifprozess bis zur Körnung 1200 42 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN (entspricht Korngröße von 15 μm) statt. Nachfolgend kommt ein Poliervorgang mit Diamantsuspensionen bis zur Körnung von 6 μm bis 1 μm zum Einsatz. (siehe Anhang 3) Die Ätzung der Schliffe erfolgt mit einer selektiven Phasenätzung unter Verwendung einer alkoholischen Salpetersäure (6%-ige NITAL-Lösung - siehe Anhang 3). Der TRIP Stahl erfordert zur Identifikation der Restaustenitphasen zusätzlich die Anwendung einer KLEMM-Lösung [ANGE04] (siehe Tabelle 4-1 und Anhang 3). Werkstoff Blechdicke [mm] Ätzmittel optimale Ätzzeit H340LA 1,35 Nital 6% 10 s HT700T 1,35 Nital 6% + Klemm 7 s + 2 min HCT800XD 1,36 Nital 6% 10 s HCT800C 1,30 Nital 6% 10 s HCT1000C 1,37 Nital 6% 10 s Tabelle 4-1 Die Angewandte Ätzmittel und Ätzzeiten lichtmikroskopische Auswertung der Gefügeschliffbilder erfolgt am Lichtmikroskop HAL100 der Fa. ZEISS. Die Untersuchung der Proben wird mit der maximal 1000-fachen Vergrößerung durchgeführt und mit einer CCD-Kamera (ANALYSIS-System) aufgezeichnet. 4.1.4 Lochaufweitungsversuch Der Lochaufweitungsversuch (LAW) ist im Bereich der Umformtechnik als technologischer Versuch zur Bewertung der Umformbarkeit von Schnittkanten an Blechen etabliert. Mit dem vermehrten Einsatz hochfester Stahlwerkstoffe gewann der Lochaufweitungsversuch zunehmend an Bedeutung. Häufig waren bei der Einführung von Ziehteilen aus höchstfesten Stählen an Umformprodukten Risse im Bereich der Flansche entdeckt worden [WURM07]. Beim Lochaufweitungsversuch wird eine rotationssymmetrische Probe (Ronde) mit einem zentrischen Loch versehen. Nach der Einspannung der Blechprobe dringt ein Stempel in die Probe ein und weitet das eingebrachte Loch bis zur Rissbildung auf. Um verschiedene Spannungszustände erzielen zu können kommen sowohl runde, konische sowie Flachstempel (z.B. in [SUGI00b] [SUGI02]) zum Einsatz. In der vorliegenden Arbeit 43 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN erfolgen die Versuche mit konischem Stempel in Anlehnung an ISO/TS16630 [ISO16630] (siehe Abbildung 4-2 und Anhang 4). d do Rz So Dz F F Nh/2 Nh/2 Ronde im verformten Zustand 60° φv [log] DSt 0,225 F st Versuchsaufbau Lochaufweitungsversuch mit Konus-Stempel 0,175 0,125 0,075 Auswertung in ARGUS Abbildung 4-2 λ= 0,025 Versuchanordnung im Lochaufweitungsversuch (dfinal − d0 ) * 100% d0 (4-2) λ Lochaufweitungsverhältnis [%] dfinal Enddurchmesser bei Probenriss [mm] d0 gestanzter oder gefräster Lochdurchmesser der Ronde [mm] Das Erreichen des Enddurchmesser dfinal stellt das Abbruchkriterium des Versuchs dar. Die Schwierigkeit besteht beim LAW-Versuch in der Detektion des ersten Risses, weshalb häufig ein Formänderungsanalysesystem (z.B. ARGUS – siehe 4.2.1) zusätzlich eingesetzt wird. Weiterhin ist der Bearbeitungszustand der Schnittkante (gefräst, gestanzt oder erodiert) von großem Einfluss auf das Versuchsergebnis. In den durchgeführten Versuchen werden deshalb gestanzte und gefräste Ronden eingesetzt. 44 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN 4.2 Angewandte Methoden zur Bauteilcharakterisierung 4.2.1 Formänderungsanalyse Zur Bestimmung lokaler Formänderungen an der Blechoberfläche wird das Verfahren der fotogrammetrischen Formänderungsanalyse eingesetzt. Vor der Umformung der Blechplatine wird hierfür ein definiertes Muster (stochastisch oder homogen) auf die Blechoberfläche aufgebracht. Im verwendeten Verfahren zur Formänderungsanalyse (Bestimmung des Umformgrades φ1, φ2 und φv) nach der Umformung wird die automatisierte Auswertungsmethode ARGUS (Fa. GOM) eingesetzt. Bei ARGUS wird ein geometrisch gleichmäßiges Punktraster (Kreismuster) durch ein elektrolytisches Ätzverfahren auf der Blechoberfläche eingebracht (Markiergerät EU-Classic; Fa. Östling). Je nach gewünschter Ortsauflösung kann dieses im Kreisdurchmesser und Kreisabstand gewählt werden [GOM01] [WURM07] (siehe Tabelle 4-2): Kreisabstand Raster 1 1,0mm 0,5mm Raster 2 Tabelle 4-2 Kreisdurchmesser 2,0mm 1,0mm Verwendete Punktrastertypen bei der Formänderungsanalyse mit ARGUS In Bauteilbereichen mit sich örtlich stark ändernden Umformgraden (z.B. engen Radien) empfiehlt sich der Einsatz von Raster 1. Kleinere Punkte (z.B. bei Raster 1) können aber häufig nach der Verformung und Beschädigung der Blechoberfläche durch Reibung auf der Werkzeugwirkfläche nur schwer vom System erkannt werden. Eine Abwägung zwischen Ortsauflösung der Messung und prozesssicherer Auswertung ist aus diesem Grund zu treffen [HASE73]. Nach W URM sollte bei Radien kleiner 2,5mm ausschließlich Raster 1 verwendet werden, um genügend auswertbare Punkte im Radienbereich zu erhalten. Die Auswertung erfolgt über digitale Fotoaufnahmen aus unterschiedlichen Perspektiven basierend auf fotogrammetrischen Methoden 2. Hierbei ermöglichen Bildmarken die Berechnung der Probenorientierung bei jeder Aufnahme (siehe Abbildung 4-3): 2 Die angewandte Methode basiert auf dem Triangulationsprinzip 45 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Probenaufnahme Bildmarken Auswertung in ARGUS perspektivische Aufnahmen Probe Errechnetes Probennetz Raster 1 Abbildung 4-3 Raster 2 Formänderungsanalyse in ARGUS Stochastisch aufgebrachte Muster (Spraymuster mit Grauflächen auf weißen Grund) werden im System ARAMIS (Fa. GOM) eingesetzt. Diese ermöglichen die fotogrammetrische Auswertung bei in-situ-Experimenten (siehe Zugversuch in Abbildung 4-1). Die visuelle Zugänglichkeit muss bei der in-situ-Auswertung realisiert werden, daher ist Einsatz bei Tiefzieh-, Abkant- und Walzprofilierprozessen ausgeschlossen. ARAMIS wird im Rahmen der vorliegenden Arbeit bei der fotogrametrischen Erfassung von Zugversuchen (siehe Kapitel 4.1.1) eingesetzt. 4.2.2 Härtemessung und lichtmikroskopische Blechdickenmessung Für die Analyse der ortsabhängigen Bauteilfestigkeiten (Härtewerten) der Versuchsbauteile wird das Verfahren der automatisierten Härtemessung nach der UCI-Methode (Ultrasonic Compact Impedance) angewendet. Die Vorteile des UCIVerfahrens liegen Reproduzierbarkeit in der der leichten Ergebnisse bei Automatisierbarkeit Berücksichtigung und der der guten erforderlichen Eichaufwände. Bei der UCI-Methode erfolgt ein Härteeindruck durch einen prismatischen VICKERS-Diamant, der an der Stirnseite eine schwingenden Stabes 46 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN angebracht ist. Der Stab schwingt mit seiner Eigenfrequenz und wird nach dem Einbringen der definierten Prüfkraft durch den Kontakt mit dem zu prüfenden Werkstoff in seiner Eigenschwingung gedämpft. Die Schwingungsdämpfung ist hierbei proportional zur Kontaktfläche. Daher geht gegenüber der konventionellen Meßmethode nach VICKERS die Diagonale d der eingeprägten Fläche nicht linear, sondern quadratisch in die Berechnung des Härtewerts ein [VDI2616] (siehe Abbildung 4-4). min. Abstand Aufbau Probe F f 137° Auswertung HV1 150 200 d F f d 250 Prüfkraft [N] Frequenz [Hz] Diagonalenlänge [mm] Abbildung 4-4 300 Schematische Darstellung des UCI- Härtescan-Verfahren Zwischen den einzelnen Härteeindrücken sind werkstoffabhängige Mindestabstände (nach DIN6507-1) einzuhalten, welche die Ortsauflösung der Härtescans einschränken [DIN6507]. Nachteilig wirken sich beim bisher nicht genormten UCIVerfahren die Abhängigkeit vom E-Modul des zu untersuchenden Werkstoffs und die Temperaturempfindlichkeit aus. Die Bestimmung der Härtewerte erfolgt zunächst über die rechnerische Ermittlung einer Verhältniszahl gemessenen Frequenzabweichung Δf [KLEE68]: 47 ψ abhängig von der 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN ψ = n 2π 2 Δf fr,n (4-3) ψ Verhältniszahl zur späteren Auswertung (elastic compliance ratio) [-] n Grad der Oberschwingung fr,n Frequenz der n-ten Oberschwingung des Prüfkörpers [Hz] Δf Frequenzabweichung [Hz] Die Verhältniszahl ψ kann nun zur Auswertung in einem probenformabhängigen Diagramm herangezogen werden: (siehe Abbildung 4-5) 1,6 1,4 1,2 1 St ah l Ψ [-] 0,8 um ini m Alu sium gne Ma 0,6 0,4 0,2 20 40 60 80 100 120 140 160 Diagonalendurchmesser [μm] Abbildung 4-5 Diagnoalenbestimmung abhängig vom ψ-Wert im UCI-Verfahren nach VICKERS [KLEE68] Nach Bestimmung des Diagonalendurchmessers kann der Härtewert nach VICKERS in der Härtetabelle abgelesen werden. In der vorliegenden Arbeit wird die automatisierte Version des Härtescanner UT100 (Fa. BAQ) eingesetzt. Die Umrechnung der Frequenzabweichungen erfolgt bei diesem Gerät nach Auswahl der Prüfwerttabelle vollautomatisch. 48 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Weiterhin können die bereits eingebetteten Proben hinsichtlich der Blechdickenabnahme in Schliffrichtung untersucht werden. Unter zweiachsiger Zugbeanspruchung (z.B. beim Streckziehen) bei der Blechumformung entsteht bedingt durch die Volumenkonstanz eine Verringerung der Blechdicke (Ausdünnung). Die Verminderung der Blechdicke kann in der technischen Anwendung bei Nichtberücksichtigung zum verfrühten Eintreten von Versagensfällen führen. Weiterhin kann die Ausdünnung Aufschluss über den Spannungszustand bei der Herstellung eines Bauteils liefern. Die Messungen werden an Querschliffen unter einem Lichtmikroskop (ZEISS STEMI SV 11-ANALYSIS-System) vorgenommen (siehe Abbildung 4-6) Messfehler durch Verkippen Messung im Schliff (Lichtmikroskop) Δδ Probe ideal Probe gekippt Einbettmasse sgemessen = (cos Δδ )sreal senkrechter Schnitt geschliffene Probe Fehlerauswirkung bei verkippter Probe 1,356 0,4 1,355 1,354 0,3 1,353 0,2 1,352 0,1 1,351 0,0 gem. Blechdicke [mm] bei s=1,35 prozentuale Abweichung [%] 0,5 1,350 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 Kippwinkel [°] Abbildung 4-6 Lichtmikroskopische Blechdickenmessung und Fehlerabschätzung In Abbildung 4-6 sind weiterhin die Auswirkungen einer verkippten Probeneinbettung 49 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN dargestellt. Bei einer Blechdicke von 1,35mm entspricht ein Kippwinkel von 5°, welcher optisch bereits erkennbar wird, einer Messabweichung von nur 0,005mm (ca. 0,4%). Eine möglichst orthogonale Einbettposition sollte jedoch angestrebt werden, da mit zunehmendem Winkel die Abweichungen stärker steigen. 4.2.3 Röntgenografische Restaustenitmessung Der mehrphasige Aufbau moderner hochfester Stähle (Kapitel 0) erfordert in immer stärkerem Maße die Aufklärung der vorliegenden Phasenanteile in der Mikrostruktur. Da die makroskopischen Eigenschaften der Werkstoffe durch ihre Struktur bestimmt werden, findet daher die röntgenografische Strukturaufklärung verbreitet ihre Anwendung. Insbesondere bei phaseninstabilen oder wärmebehandelten Stählen ist der Phasenanteil des Restaustenits von erheblicher Bedeutung. Die im Kapitel 2.3.2 verformungsinduzierte beschriebenen Umwandlung der TRIP-Stähle nutzen Restaustenitphase zur gezielt die Festigkeits- steigerung. Der entstehende Martensit sorgt nach der Verformung für eine Steigerung der Bauteilfestigkeit. Im Umkehrschluss kann daher auch der gemessene Volumenanteil der Restaustenitphase Rückschlüsse auf den Grad der Verformung im jeweiligen Messbereich eines Bauteils aus TRIP-Stahl liefern. Je weniger Restaustenit vorliegt, umso mehr Martensit wurde infolge der eingebrachten Verformung gebildet. Problematisch wirkt sich bei der Bestimmung des Restaustenitanteils bei TRIPStähle die starke Verformungstextur des Bleches aus, welche zu einer Verschiebung der Reflexintensitäten führt. Um die korrekte Deutung der Beugungsdiagramme zu ermöglichen, erfolgt daher im Vorfeld eine quantitative Texturanalyse (ODF – Orientation Distribution Function) am Ausgangsmaterial. Die Vorzugsorientierung der Kristallite kann somit in der späteren Auswertung der Phasenanteile berücksichtigt werden. Zur Bestimmung des Restaustenitanteils werden die vollständigen Polfiguren der Gitterebene (311) des Restaustenits und die Reflexe der Gitterebenen (200), (110) und (211) des Martensits ermittelt. 4.2.4 Eigenspannungsmessung Neben der Bohrlochmethode stellt die röntgenografische Eigenspannungsmessung eine bedeutende Technologie zur Ermittlung von Bauteileigenspannungen dar. Im Gegensatz zur Bohrlochmethode muss 50 bei der röntgenografischen Eigen- 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN spannungsmessung die Probe nicht zerstört werden und es kann eine phasenspezifische Auflösung der Eigenspannungen im Bauteil erfolgen [TÖNS95]. Es werden 3 Arten von Eigenspannungen unterschieden [MACH73] [KLOO79]: • Eigenspannungen 1. Art: wirken homogen über mehrere Körner hinweg und führen bei Eingriff in die Gleichgewichtsverhältnisse der inneren Kräfte und Momente zu makroskopischen Maßabweichungen. • Eigenspannungen 2. Art: wirken homogen über ein Korn oder Teile eines Korns hinweg. Auch bei Eigenspannungen 2. Art können durch das Freiwerden von im Gleichgewicht stehenden inneren Spannungen (z.B. nach Beschnitt) Formänderungen auftreten. • Eigenspannungen 3. Art: wirken meist inhomogen über kleinste Werkstoffbereiche (z.B. mehrere Atomabstände) hinweg und führen bei Änderung des Gleichgewichtszustandes zu keinen makroskopischen Formänderungen. Die praxisorientierte Einteilung der Eigenspannungen erfolgt in Makro- (mit Einfluss auf makroskopisches Verhalten) und Mikroeigenspannungen (Wirkungsbereich nur innerhalb der Struktur). Bei der röntgenografischen Eigenspannungsanalyse wird die Probe mit Röntgenstrahlung der Wellenlänge λ beleuchtet. Die Röntgenstrahlung wird an der Gitterstruktur der Kristallite gebeugt und erzeugt gemäß der BRAGG`SCHEN Bedingung einen Reflex beim doppelten Beugungswinkel 2θ. Aus der Lage der peaks (Maxima der Strahlungsintensität) können die Netzebenenabstände dhkl berechnet werden. Rechnerisch kann aus dem vorliegenden Netzebenenabstand dhkl und dem bekannten Netzebenenabstand d0hkl im eigenspannungsfreien Zustand die elastischen Dehnungen bestimmt werden [HAUK97]: ε ϕψ = hkl hkl dϕψ − dhkl 0 (4-4) dhkl 0 hkl ε ϕψ Gitterdehnung in der Ebene hkl [-] hkl dϕψ Gitterparameter der Netzebenenschar hkl unter Eigenspannung [nm] dhkl 0 Gitterparameter der Netzebenenschar hkl im Ausgangszustand [nm] 51 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Durch Messung der Reflexlagen bei mehreren Winkeln ψ (ψ Winkel zwischen hkl Oberflächennormale und Messrichtung) kann aus der Auftragung der ε ϕψ - Werte über sin²ψ die vorliegende Spannung in der Messrichtung Φ bestimmt werden [MACH61]. Beim vorliegenden Messverfahren erfolgt die Messung der Eigenspannungen zwar im oberflächennahen Bereich, das Messergebnis liefert dennoch einen integralen Wert über die Eindringtiefe der Strahlung, die nur wenige μm beträgt. Die Eigenspannungsmessungen erfolgen am Institut für Werkstoffwissenschaften und -technologien an der Technischen Universität Berlin. 4.2.5 Versuchsanordnung zur dynamischen Bauteilprüfung (Crash) Neben den eingesetzten quasistatischen Prüfverfahren an Werkstoffproben werden die Versuchsbauteile der Transfergeometrie Längsträger (siehe Kapitel 5.2.2) dynamisch geprüft. Zielsetzung der dynamischen Komponentenprüfung ist das Verhalten des Bauteils abhängig vom eingesetzten Versuchswerkstoff möglichst realitätsnah, orientiert an der Funktion des Bauteils im Gesamtfahrzeug, zu erproben. Zur Durchführung des Längsträgerversuchs wird ein 27m hoher Fallturm (Daimler AG Forschungszentrum Ulm) eingesetzt. Im Fallturm wird eine Fallbombe aus definierter Höhe ausgeklinkt und fällt auf den Versuchsaufbau (siehe Abbildung 4-7). Energieerhaltung [J]: Luftwiderstandskonst. [kg/m]: k= Aufprallgeschwindigkeit [m/s]: Schematische Darstellung Fallturm (3-Punkt-Biegung) E ges = mgh + v= Impaktor m 2 v 2 1 c w ρA 2 ⎡ mg kg ⎤ tan ⎢ta ⎥ m⎦ k ⎣ Kraft-Weg-Verlauf Bauteil F[N] Instabilität Lagervorrichtung Fmax Aufbau Zugspannung ∫ Fds = Eplast Messplatte mit piezzoelektrischen Aufnehmern smax Abbildung 4-7 Darstellung der Methodik zur dynamischen Bauteilprüfung im Fallturm 52 s[mm] 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Zeigen sich Werkstoffe tolerant gegenüber dynamischer Belastung kann die Aufprallenergie im Gesamtfahrzeug durch Plastifizierung (Eplast) auf geringem Verformungsweg und ohne erkennbares Rissversagen abgebaut werden. Hierbei stehen für die unterschiedlichen Lastfälle im Gesamtfahrzeug verschiedene Zielsetzungen an die einzelnen Baugruppen im Vordergrund. Während die Frontpartie des Fahrzeuges für die maximale Energieaufnahme konzipiert wird, liegen die Schwerpunkte bei der Auslegung der Seitenwand in der Erhaltung der Fahrgastzelle zum Schutz der Insassen. Aus diesem Grund werden in den Baugruppen der Seitenwand (z.B. Schweller, B-Säule, Dachrahmen) meist höchstfeste Werkstoffe eingesetzt [KRAM98]. Das Deformationsverhalten der einzelnen Baugruppen muss zur Gewährleistung der optimalen Crashfunktionalität aufeinander abgestimmt werden. Daher kann die Beurteilung einer einzelnen Baugruppe im Rahmen eines Komponentenversuchs nur eingeschränkten Aufschluss über das Verhalten im Gesamtfahrzeug liefern. Umso entscheidender ist die Wahl der Randbedingungen für den Einzelversuch. Beim Versuchsbauteil Längsträger können die Einspannungen, orientiert an der Einbausituation im Gesamtfahrzeug, an beiden Enden translatorisch fest gelagert werden. Der eintreffende Impaktor simuliert einen so genannten Mastaufprall und erzeugt eine 3Punkt-Biegung. (siehe Abbildung 4-8) v − Fx Fy − Fz Fx Fy Fx Abbildung 4-8 3 Fz Fy Fz Versuchsaufbau Versuchsaufbau zur dynamischen Bauteilprüfung am ZB-Längsträger 3 Die dynamische Prüfung erfolgt an einer aus zwei Bauteilen gefügten Längsträgerkomponente. 53 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Der rotatorische Freiheitsgrad an beiden Einspannungen verhindert ein vorzeitiges Versagen der Probe im Bereich der Einspannung. Gewünscht wird ein Versagen (Rissbildung) des Werkstoffs in Zonen höchster Verformung unter der Impaktoraufprallfläche. 4.2.6 Modellversuch zur Sensitivitätsanalyse in der Simulation (Gesenkbiegeversuch) Zur Untersuchung des Rückfederungsverhaltens hochfester Stähle bei Biegevorgängen setzten GROCHE und HENKELMANN bereits Biegeversuche in einem V-Gesenk ein (siehe Kapitel 2.2.3). In der vorliegenden Arbeit diente der VGesenkbiegeversuch zur Validierung diverser Berechnungen mit variierenden Werkstoffen, Biegewinkeln, Biegeradien und Diskretisierungsparametern. Hierfür werden die geometrischen Formabweichungen infolge elastischer Rückfederung und die erzielten Formänderungen (Formänderungsanalyse) zur Simulationsvalidierung herangezogen. Die Durchführung der Biegeversuche erfolgt an einem segmentierten Werkzeug, welches den Einbau mehrerer Radien und Winkelkombinationen ermöglicht. (siehe Abbildung 4-9) Winkel: 60°, 90° Radien: 2mm, 4mm, 6mm, 8mm Anlage: Einfachwirkende hydraulische Presse Fa. Müller 160/200-10.20 (Instititut für Umformtechnik Universität Stuttgart) Abbildung 4-9 Werkzeugaufbau und Versuchgeometrien V-Gesenkbiegen Im Versuch werden Proben der Größe 100mm*50mm aller 5 Versuchswerkstoffe (Siehe Kapitel 5) eingesetzt. Die Vermessung der entstandenen Geometrie nach 54 4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN Entlastung der Probe erfolgt auf einer Koordinatenmessmaschine Zeiss SMC (Institut für Umformtechnik - Universität Stuttgart). Der Rückfederungswinkel wird im Anschluss als Differenz zwischen Real- und Sollgeometrie berechnet (siehe Abbildung 5-12). 55 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE 5 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe und Auswahl der Transferbauteile 5.1 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe Für den Verfahrensvergleich zwischen Tiefziehen und Abkanten wird der weiche Tiefziehstahl St14 eingesetzt. St14 ist in seiner Anwendung als kaltumformbares Blechband etabliert und wird daher nicht weitergehend charakterisiert. Hutprofil Kurz- Norm- Blechdicke bezeichnung bezeichnung [mm] St14 DC 04 Tabelle 5-1 1,00 Oberfläche ZE 75/75 Hersteller Voestalpine Bemerkung Weiche Tiefziehgüte Eingesetzter Werkstoff am Transferbauteil Hutprofil In der vorliegenden Arbeit werden weiterhin Untersuchungen an 5 hochfesten kaltgewalzten Karosseriebaublechen für Strukturbauteile durchgeführt. Die Auswahl der Stähle erfolgt nach dem Gesichtspunkt des Einsatzpotentials hinsichtlich des Strukturleichtbaus durch Werkstoffsubstitution. Folgende Werkstoffe werden für die werkstoffspezifischen Untersuchungen am Transferbauteil Längsträger (siehe Kapitel 5.2.2) gewählt: Längsträgerstruktur Kurzbezeichnung Normbezeichnung (Entwurf) Blechdicke [mm] Oberfläche Hersteller Bemerkung ZE 340 H340LA 1,35 ZE 75/75 + OC VOESTALPINE Mikroleg. Stahl TRIP 700 HT700T 1,35 ZE 75/75 + OC VOESTALPINE Restaustenitstahl DP 800 HCT800XD 1,36 ZE 75/75 VOESTALPINE Dualphasenstahl PM 800 HCT800C 1,30 ZE 75/75 VOESTALPINE Complexphasenstahl PM 1000 HCT1000C 1,37 ZE 75/75 VOESTALPINE Complexphasenstahl Tabelle 5-2 Auswahl der Versuchswerkstoffe für das Transferbauteil Längsträger 56 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Bei den Versuchswerkstoffen des Transferbauteils Längsträger handelt es sich um eine aktuelle Auswahl an höchstfesten Serienwerkstoffen und Neuentwicklungen. Während die Werkstoffe ZE 340 und TRIP700 bereits in modernen Karossen verbaut werden. können die Dualphasengüte DP800 und die Komplexphasengüten PM 800 und PM 1000 als zukünftige Alternativwerkstoffe für Bauteile mit höchsten Festigkeitsanforderungen angesehen werden. In Anhang 5 sind die chemischen Zusammensetzungen (Massenanteile) der behandelten Stähle dargestellt. Bei den mehrphasigen Stählen fällt der hohe Gehalt an Mangan gegenüber der mikrolegierten Güte ZE 340 auf. Weiterhin liegt beim TRIP 700 mit über 0,2% der höchste Kohlenstoffgehalt vor. Alle vorliegenden Werkstoffe können jedoch als niedriglegierte Stähle eingestuft werden. Auf Grund der spezifischen thermodynamischen Herstellbedingungen der einzelnen Stähle werden gezielt die Phasenanteile und Korngrößen bei der Herstellung eingestellt (siehe Kapitel 2.3). Beim vorliegenden mikrolegierten ZE 340 können dem Gefügeschliffbild (siehe Abbildung 5-1) die ferritische Matrix und Ausscheidungen der Mikrolegierungselemente an den Korngrenzen entnommen werden. Beim TRIP Stahl können durch aufwendige Ätzverfahren (gemäß Kapitel 4.1.3) auch die Restaustenitphasen in der ferritischen Matrix sichtbar gemacht werden. Infolge komplexer Temperaturführungen sind vor allem beim TRIP-Stahl auch Zwischenstufengefüge (z.B. bainitischer Ferrit) zu erkennen. Der Dualphasenstahl DP 800 zeigt die kleinsten mittleren Korngrößen (Martensit und Ferrit) aller untersuchten Stähle, obwohl teilweise auch große Ferritkörner zu finden sind. Beim PM 800 und PM 1000 sind die deutlichen Unterschiede beim Volumenanteil der Martensitphasen zu erkennen, die zu den gesteigerten Festigkeiten beim PM 1000 führen. Beide PM-Güten weisen ebenfalls geringste Korngrößen auf. 57 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE 500-fach 1000-fach Walzrichtung Walzrichtung ZE 340 Ferrit Ausscheidungen (Nb, Ti- Verbindungen) TRIP 700 Ferrit + bainitischer Ferrit Restaustenit DP 800 Ferrit Martensit PM 800 Bainit (Ferrit) Martensit+ angelassener Martensit PM 1000 Bainit (Ferrit) Martensit+ angelassener Martensit Abbildung 5-1 Gefügebilder der Versuchswerkstoffe bei 500- und 1000-facher Vergrößerung 58 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Die Ergebnisse des einachsigen Zugversuchs (siehe Kapitel 4.1.1) zeigen das Spannungs-Dehnungsverhalten der Versuchswerkstoffe. Erkennbar an der verringerten Bruchdehnung verlieren die PM-Stähle erwartungsgemäß gegenüber TRIP und DP bei steigender Festigkeit stark ihre „globale“ Zähigkeit durch höhere Martensitanteile. Probenlage in Walzrichtung (0°) 1200 Spannung σ [N/mm²] 1000 800 600 400 ZE 340_1,35 mm TRIP 700_1,35 mm DP 800_1,36 mm PM 800_1,30 mm PM 1000_1,37 mm 200 0 0 5 10 15 20 25 30 35 Dehnung ε [%] Abbildung 5-2 Die Vergleich der Spannungs-Dehnungskurven der Versuchswerkstoffe PM-Güten zeigen im Verhalten bei ε>Ag einen starken Abfall des Spannungsniveaus bis zum Bruch der Probe. Diese spezielle Eigenschaft der PMStähle soll später näher diskutiert werden. Dargestellt sind in Abbildung 5-2 und Abbildung 5-3 Ergebnisse von Proben mit Lage in Walzrichtung (0°). Beim Walzprofilieren findet nahezu ausschließlich eine Fertigung vom Blechcoil statt, so dass die Walzrichtung des Coils immer in Profilierrichtung liegt. Die Querformänderungen (Biegungen) erfolgen demnach quer zur Walzrichtung. Die Werkstoffkennwerte längs und quer zur Walzrichtung sind in Tabelle 5-3 zusammengefasst. In Abbildung 5-3 sind weiterhin die wahren SpannungsDehnungsdiagramme (Fließkurven) dargestellt. Für die Simulation von Umformvorgängen ist gemäß Kapitel 2.2.2 die Extrapolation der Fließkurven bis zum Umformgrad φ=1 erforderlich. Bei den hochfesten Güten (PM 800 und PM 1000) mit 59 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE geringer Gleichmaßdehnung Ag muss daher ein besonderes Augenmerk auf die Art der Extrapolationsverfahren gelegt werden, da große Streuungen zu erwarten sind. Probenlage in Walzrichtung (0°) 1200 wahre Spannung σ w [N/mm²] 1000 800 600 400 ZE 340 1,35 mm TRIP 700 1,35 mm DP 800 1,36 mm PM 800 1,30 mm PM 1000 1,37 mm 200 0 0,00 0,05 Abbildung 5-3 0,10 0,15 log. Umformgrad φ [-] (wahre Dehnung) 0,20 0,25 Vergleich der Fließkurven aller Versuchswerkstoffe Die Bestimmung des Elastizitätsmoduls erfolgt aus Gründen der Genauigkeit nicht auf Basis des einachsigen Zugversuchs, sondern durch das GRINDOSONIC-Verfahren (siehe Kapitel 4.1.2). Abbildung 5-4 zeigt die Ergebnisse der E-Modulmessung: 220 209 E-Modul [GPa] 210 209 210 210 PM800 PM1000 201 200 190 180 170 160 150 ZE340 Abbildung 5-4 TRIP700 DP800 Ergebnisse der E-Modul-Messung mit GRINDOSONIC 60 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Dem Vergleich der E-Moduln innerhalb der Stahlwerkstoffe wird in der technischen Anwendung häufig wenig Beachtung geschenkt. Für steifigkeitsrelevante Bauteile oder für Bauteile, die die Akkustik (NVH – noise, vibration, harshness) und Steifigkeit (Torsions- und Biegesteifigkeit) eines Fahrzeuges beeinflussen, spielt der E-Modul eine erhebliche Rolle. Beim TRIP 700 ist gegenüber den übrigen Versuchswerkstoffen ein um rund 10 GPa (ca. 5%) verringerter E-Modul festzustellen. (siehe Abbildung 5-4) Zusammenfassend können die mechanischen Kennwerte der vorliegenden Versuchswerkstoffe Tabelle 5-3 entnommen werden: Kenngröße Symbol Einheit - - L Q L Q L Q L Q L Q Rm MPa 439 453 729 726 817 824 836 842 995 1027 0,2%-Dehngrenze Rp0,2 MPa 322 355 560 554 536 544 737 745 853 904 Elastizitätsmodul E GPa 208 - 201 - 209 - 209 - 209 - Gleichmaßdehnung Ag % 17 16 26 24 15 14 7 5 5 4 Bruchdehnung A % 32 29 32 31 21 20 13 10 9 8 n2-8 - 0,148 0,137 0,131 0,128 0,174 0,165 0,060 0,047 0,055 0,046 n4-6 - 0,75 1,07 0,84 1,08 0,71 0,85 0,83 0,91 0,80 0,97 r - 0,75 1,07 0,83 1,08 0,71 0,85 0,84 0,92 0,83 0,97 Lage zur Walzrichtung Zugfestigkeit ZE 340 TRIP 700 DP 800 PM 800 PM 1000 Verfestigungsexponent senkrechte Anisotropie Tabelle 5-3 Zusammenfassung der mechanischen Kennwerte der Versuchswerkstoffe Die ermittelten mechanischen Kennwerte aus dem einachsigen Zugversuch dienen als wichtiger Bestandteil zum Aufbau des Materialmodells in der späteren Simulation. Wie in Kapitel 4.1.1 beschrieben liefern die Fließkurven der Werkstoffe (siehe Abbildung 5-3) den Vergleichsformänderung elementaren eines finiten Zusammenhang zwischen Elements der und der wirkenden Knotenspannungen. Um bei mehrachsigen Spannungszuständen das Fließverhalten bei Vergleichsformänderungen φv>Ag darstellen zu können, werden die Fließkurven später extrapoliert (siehe Kapitel 7.1.1 und Anhang 7). Für die umformtechnische Anwendung der FEM in der Prozesssimulation ist auch das Versagensverhalten der Werkstoffe von besonderer Bedeutung. Zur Vorhersage der Rissbildung unter 61 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE mehrachsiger Beanspruchung reichen die gewonnen Erkenntnisse aus der einachsigen Beanspruchung nicht mehr aus. Aus diesem Grund wird das Grenzformänderungsschaubild in der umformtechnischen Anwendung (nicht nur in der Simulation) verbreitet genutzt (siehe Kapitel 2.2.2). In der vorliegenden Arbeit wurden die Werte nach NAKAJIMA zur Erstellung des Grenzformänderungsschaubild (GFÄ oder Forming-Limit-Diagram-FLD) herangezogen (siehe Abbildung 5-5): 0,6 Hauptformänderung ϕ1 [-] 0,5 0,4 0,3 0,2 ZE 340 1,35mm TRIP 700 1,35 mm DP 800 1,36 mm PM 800 1,30 mm PM 1000 1,37 mm 0,1 0,0 -0,3 -0,2 -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Nebenformänderung ϕ2 [-] Abbildung 5-5 Grenzformänderungsschaubilder der Versuchswerkstoffe (Quelle: VOESTALPINE) Aus dem Verlauf der Grenzformänderungskurve (Forming-Limit-Curve- FLC) kann die Umformeignung eines Werkstoffs interpretiert werden. Unter Berücksichtigung der in Abbildung 2-11 Streckziehbeanspruchung, dargestellten werden die Dehnungspfade Unterschiede unter zum Tief- und konventionellen einachsigen Zug deutlich. Der Stahl ZE 340 lässt in der zweiachsigen Umformung Dehnungspfade zu, die bereits weit in den Tiefzieh- und Streckziehbereich hineinragen. Dies zeigt die sehr gute Umformeignung und hohen Versagensreserven der mikrolegierten Tiefziehstähle. Trotz der deutlich gesteigerten Festigkeit gegenüber dem ZE 340 zeigt der TRIP 700 vor allem im Bereich der Tiefzieheignung ein vergleichbar gutes 62 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Verhalten. Erwartungsgemäß kann sowohl beim DP 800, als auch bei den PM Güten mit steigendem Martensitanteil eine abnehmende Umformeignung beobachtet werden. Bei der Betrachtung des Streckziehbereiches unter gleichmäßiger zweiachsiger Beanspruchung (rechter Bereich des Diagramms) wird erkennbar, dass kein proportionaler Zusammenhang mit der steigenden Festigkeit durch Martensithärtung und der Abnahme des Formänderungsvermögens mehr besteht. Die DP- und PM-Stähle können unter gleichmäßig zweiachsiger Zugebeanspruchung vergleichbar hohe Umformgrade φ1 und φ2 als TRIP-Stähle erzielen. Diese durchaus überraschende Beobachtung ist nunmehr unter den Formänderungsverhältnissen der Biegeumformung und vor allem unter Umformbedingungen, die einem Deformationsverhalten des Gesamtbauteils gleich kommen (z.B. Crash), gesondert zu diskutieren. In der Literatur sind schon erste Ansätze zur Diskussion der besonderen Eigenschaften von Mehrphasenstählen unter mehrachsiger Beanspruchung zu finden. WURM beschäftigte Mehrphasenstähle im sich Bereich mit von den Umformeigenschaften Schnittkanten [WURM07]. hochfester Bei diesen Untersuchungen zeigten die Mehrphasenstähle ebenfalls ein tolerantes Verhalten gegenüber der Umformung im Flanschbereich. W URM diskutierte in diesem Zusammenhang das Verhalten der Stähle im Bereich φ>Ag im Zugversuch. Diese Überlegungen sollen im Folgenden aufgegriffen und fortgeführt werden. Um die qualitativ unterschiedlichen Verläufe der Spannungs-Dehnungsdiagramme der Versuchwerkstoffe auch quantitativ zur Diskussion zu stellen, wird die differenzierte Betrachtung der einzelnen Kennwerte erforderlich. Für technische Werkstoffe gehen die Betrachtungen der Spannungs-Dehnungsdiagramme meist nicht über die Zugfestigkeit hinaus. Aber gerade der Verlauf des SpannungsDehnungs-Verlauf bei ε>Ag zeigt bei den partiell martensitischen Stählen einen besonderen Abfall der Spannung bis zum Erreichen der Bruchdehnung A. Der Spannungsabfall Δσ und der dabei zurückgelegte Verformungsweg ΔAabsolut können aus den Ergebnissen des einachsigen Zugversuchs berechnet werden: 63 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE ΔR absolut = R m − R b Rm σ Zugfestigkeit [N/mm²] Rb (5-1) Bruchfestigkeit [N/mm²] Rm ΔRabsolut Rb ΔA absolut = A 80 − A g A80 Bruchdehnung [%] Ag (5-2) Gleichmaßdehnung [%] Ag A80 ε ΔAabsolut Längs zur WR 300 Quer zur WR 256 280 ∆Rabsolut [MPa] 250 204 200 150 100 168 152 97 101 88 67 87 50 0 ZE340 ∆Aabsolut [%] 16 14 TRIP700 DP800 Längs zur WR 1 5,1 PM800 Quer zur WR 1 2,7 12 10 8 6 6,4 6,9 5,6 5,5 6,2 4,7 4 2 0 ZE340 Abbildung 5-6 PM1000 TRIP700 DP800 PM800 4,3 PM1000 Bruchspannungsdifferenz und Bruchdehnungsdifferenz der Versuchswerkstoffe 64 3,7 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE In Abbildung 5-6 werden die Bruchspannungsdifferenz ΔRabsolut und Bruchdehnungsdifferenz ΔAabsolut der Versuchswerkstoffe gegenüber gestellt. In der Darstellung wird deutlich, Bruchdehnungsdifferenz dass ΔRabsolut die PM-Stähle gegenüber den trotz deutlich TRIP- und höherer DP-Stählen unwesentlich geringere Bruchdehnungsdifferenzen aufweisen. Dies zeigt, dass die PM-Stähle bei geringer Dehnungsdifferenz im Bereich der Probeneinschnürung einen starken Abfall der Spannung erfahren. Unter Vernachlässigung der Krümmungsunterschiede im Kurvenverlauf, kann die Fläche unter Kurve in diesem Bereich als annähernd proportional zum Produkt von ΔRabsolut und ΔAabsolut betrachtet werden: ΔR absolut ⋅ ΔA absolut = (R m − R b ) ⋅ ( A 80 ⋅ A g ) Längs zur WR (5-3) Quer zur WR 1928 2000 1800 ΔRabsolut*ΔAabsolut [N/mm²] 1600 1468 1400 1270 1200 1100 1048 1000 781 800 562 600 561 476 459 400 200 0 Abbildung 5-7 ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000 Produkt aus Bruchspannungdifferenz und Bruchdehnungsdifferenz Bei den bisherigen Betrachtungen wurden die Dehnungswerte der Probe unter einachsigem Zug ermittelt und der Dehnungswert als integraler Wert über die Gesamtlängung der Probe gemessen. Die Betrachtung der Bruchspannungs- und – 65 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE dehnungsdifferenzfläche zeigt bereits die Grenzen des technischen Spannungsdehnungsdiagramms zur Vorhersage des lokalen Werkstoffversagens auf. Um die Zone der Probenverformung im einachsigen Zugversuch mit genauerer Ortsauflösung zu betrachten, werden die Zugversuche erneut unter Verwendung des fotogrammetrischen Systems ARAMIS (siehe Kapitel 4.1.1 und 4.2.1) ausgewertet. 66 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Integrale Betrachtung Verformungszone Fließspannung [N/mm 2 ] 1400 1200 1000 ZE 340 1,35mm TRIP 700 1,35mm 800 DP 800 1,36mm 600 PM 800 1,30cm PM 1000 1,37mm 400 200 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 log. Dehnung φ nach v. MISES [-] Linienschnitt in der Verformungszone Fließspannung [N/mm 2 ] 1400 1200 ZE 340 1,35mm 1000 TRIP 700 1,35mm 800 DP 800 1,36mm 600 PM 800 1,30cm 400 PM 1000 1,37mm 200 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 log. Dehnung φ nach v. MISES [-] Punktbetrachtung in der Verformungszone Fließspannung [N/mm 2 ] 1400 1200 ZE 340 1,35mm 1000 TRIP 700 1,35mm 800 DP 800 1,36mm 600 PM 800 1,30cm 400 PM 1000 1,37mm 200 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 log. Dehnung φ nach v. MISES [-] Abbildung 5-8 Ortsaufgelöste Betrachtung der Formänderungen und Fließkurven im Zugversuch mit ARAMIS Abbildung 5-8 unterschiedlichen zeigt die Auswertung des Zugversuchs in ARAMIS mit drei Ortsauflösungen. Dargestellt 67 ist in den Diagrammen die 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Fließspannung kf abhängig (Vergleichsformänderung nach von VON der logarithmischen Dehnung φv MISES). Die Werte wurden jeweils als Mittelwert über die gesamte Verformungszone, entlang eines Schnittes und an einem Punkt in der Verformungszone bestimmt. Je punktueller die Betrachtung erfolgt, desto höhere Dehnungswerte werden für alle Werkstoffe erzielt. Je globaler die Betrachtung erfolgt desto stärker nähert sich der Verlauf der zuvor bestimmten Fließkurve an. Betrachtet man das Verhalten der einzelnen Werkstoffe, so wird weiterhin ersichtlich, dass die PM-Stähle bei lokaler Betrachtung ein vergleichbar hohes Dehnungsvermögen wie TRIP und DP-Stähle besitzen. Diese Beobachtung war vor allem vor dem Hintergrund der deutlich geringeren Bruchdehnung von PM-Stählen gegenüber den übrigen Versuchswerkstoffen nicht zu erwarten. Weiterhin könnten die Versuchsergebnisse zur Validierung des Extrapolationsverfahrens in der Simulation herangezogen werden, da deutlich höhere Dehnungswerte erzielt werden. An dieser Stelle sollten jedoch die Grenzen der Ortsauflösung und vor allem die Problematik der überlagerten Scherspannung zur kritischen Beurteilung der ARAMIS-Ergebnisse in Betracht gezogen werden. Im Bereich hoher Dehnungen verringert sich der Kontrast der Grauflächen, wodurch die Ortsauflösung stark beeinträchtigt wird. Weiterhin können überlagerte Scherspannungen abhängig vom Versuchswerkstoff das Ergebnis stark beeinträchtigen. Der hohe Versuchsaufwand bei der fotogrammetrischen Formänderungsanalyse im Zugversuch legt die Forderung nach einem einfacheren Versuchsaufbau zur Erlangung von Kennwerten lokaler Formänderungen nahe. Beim gekerbten Zugversuch wird gegenüber der konventionellen Flachzugprobe der Einschnürungsbereich von Beginn an geometrisch vorgegeben. Durch die entstehende Kerbwirkung kann daher der Widerstand gegen lokale Formänderung eines Werkstoffes geprüft werden. (siehe Abbildung 5-9) 68 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE F σ Rm σnenn ΔRabsolut Rb σmax σy σx Lbei Rm ε L σ y x F Abbildung 5-9 Kennwertbildung, Probengeometrie und Spannungszustand beim gekerbten Zugversuch Kerbzugversuch 850 750 716 642 650 739 747 737 674 660 632 550 450 350 250 342 301 ZE340 TRIP700 DP800 Längs zur WR Bruchdehnung A [%] Quer zur WR 35 30 25 20 15 10 5 0 32,4 32,5 PM800 PM1000 20,6 20,3 13,1 9,8 Abbildung 5-10 736 750 DP800 PM800 740 9,2 7,9 PM1000 Quer zur WR 790 766 691 733 732 667 650 550 450 350 250 320 335 ZE340 TRIP700 DP800 Längs zur WR 31,4 TRIP700 850 Quer zur WR 28,9 ZE340 Längs zur WR Probenlängung L bei Bruch [mm] Bruchspannung Rb [MPa] Längs zur WR Kerbbruchspannung R b [MPa] Flachzugversuch Normprobe (A80) PM800 PM1000 Quer zur WR 2,0 1,57 1,5 1,47 1,55 1,49 1,40 1,16 1,10 1,06 DP800 PM800 1,0 0,96 1,05 0,5 0,0 ZE340 TRIP700 PM1000 Vergleich der Kennwerte aus Normzugversuch und gekerbtem Zugversuch Bei der Gegenüberstellung der Ergebnisse (Bruchspannung Rb) aus normiertem Flachzugversuch und Kerbzugversuch zeigen sich nur geringe Unterschiede in der erreichten Bruchspannung. (siehe Abbildung 5-10) Im Zugversuch zeigen jedoch die TRIP- und DP-Stähle gegenüber den PM-Stählen deutlich höhere Bruchdehnungs- 69 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE werte. Wird im gekerbten Zugversuch wiederum die absolute Probenlängung L als Zähigkeitskennwert herangezogen liegen die PM-Stähle erneut bei vergleichbaren Bruchdehnungswerten. Dies verdeutlicht den besonderen Einfluss des Spannungszustandes auf das Versagensverhalten der einzelnen Werkstoffe und die besonderen Duktilitätseigenschaften bei lokaler Verformung der PM-Stähle, die im Rahmen der konventionellen Interpretation des Zugversuchs nicht erkannt werden können. Im Lochaufweitungsversuch soll nun vergleichbar zum gekerbten Zugversuch ein Dehnungskennwert der Werkstoffe unter Verhinderung der Probeneinschnürung bestimmt werden. Bearbeitungszustand Eine besondere (Kerbwirkung von Bedeutung kommt Mikrorissen) der hierbei dem Schnittkanten zu [WURM07]. In Abbildung 5-11 sind daher die Ergebnisse des Lochaufweitungs- Lochaufweitungsverhältnis λ [%] versuchs für gestanzte und gefräste Ronden dargestellt. 200 160 120 λ gestanzt [%] λ gefräst [%] 80 40 0 ZE340 Abbildung 5-11 TRIP700 DP800 PM800 PM1000 Ergebnisse des Lochaufweitungsversuchs mit gestanzter und gefräster Ronde Im Lochaufweitungsversuch (LAW) wird gegenüber dem gekerbten Zugversuch das verbesserte Versagensverhalten der PM-Stähle bei lokalisierter Verformung noch deutlicher dargestellt. Die erzielten Lochaufweitungsverhältnisse λ der PM-Stähle liegen zum Teil doppelt so hoch wie bei den DP-Stählen. 70 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE 5.1.1 Rückfederung und Formänderung im V-Gesenkbiegeversuch Im folgenden Abschnitt werden die Ergebnisse der V-Gesenkbiegeversuche (siehe Kapitel 4.2.6) hinsichtlich Rückfederungseigenschaften und Formänderungs- kenngrößen der Versuchswerkstoffe beschrieben. Ziel des V-Gesenkbiegeversuchs ist die Erlangung von Referenzergebnissen aus Realversuchen zur späteren Validierung der Simulation. Rückfederung entsteht durch Zonen elastischer und plastischer Verformung, welche einen komplexen Eigenspannungszustand erzeugen, dessen resultierenden Kräfte und Momente die Probe nach Entlastung in einen Gleichgewichtszustand überführen. Hierdurch entstehen bleibende Form- abweichungen. Die Auswertung der Rückfederungskennwerte erfolgt durch Messung der absoluten Winkelabweichung Δα zwischen Soll- und Istgeometrie (siehe Abbildung 5-12): Δα αist αsoll Δα = α ist − α soll Abbildung 5-12 (5-4) Bestimmung des Rückfederungswinkels beim V-Gesenkbiegen In Abbildung 5-13 und Abbildung 5-14 sind die gemessen Rückfederungswerte Δα im Mittel über fünf Proben pro Werkstoff dargestellt. Der Fehlerindikatorbalken stellt die absolute Streubreite der gemessenen Rückfederungswinkel dar. Erwartungsgemäß sind mit steigender Streckgrenze tendenziell höhere Rückfederungswerte zu beobachten. Weiterhin treten mit einem Anstieg des Biegeradius höhere Formabweichungen auf. Sehr uneinheitlich stellen sich die Ergebnisse für den Biegeradius 2mm dar. Obwohl beim Gesenkbiegewinkel 60° über alle Werkstoffe hinweg höhere Rückfederungswinkel gegenüber den 90°-Versuchen auftreten, werden beim Biegeradius 2mm zum Teil negative Rückfederungswinkel erzielt. Dies entspricht nicht dem Verständnis der elementaren Biegetheorie nach Kapitel 2.1.1 und kann nur durch einen systematischen Fehler im Werkzeug (Stempel 2mm) erklärt werden. 71 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE 90° Gesenkbiegeversuch 90° Δα αist 16 αsoll Rückfederungswinkel Δα [°] 14 12 10 Radius 2mm 8 Radius 4mm 6 Radius 6mm 4 Radius 8mm 2 0 -2 -4 ZE340 Abbildung 5-13 TRIP 700 DP800 PM800 PM1000 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 90°-V-Gesenk Gesenkbiegeversuch 60° 60° Δα Rückfederungswinkel Δα [°] 16 αist αsoll 14 12 10 Radius 2mm 8 Radius 4mm 6 Radius 6mm 4 Radius 8mm 2 0 -2 ZE340 Abbildung 5-14 TRIP 700 DP800 PM800 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 60°-V-Gesenk 72 PM1000 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Die Betrachtung der Formänderungskenngrößen (Hauptformänderung φ1) der VGesenkproben kann zur Erklärung der auftretenden Rückfederungseffekte als weitere experimentelle Rückfederungsverhalten Methode in der herangezogen Simulation durch werden, viele da das Einflussgrößen (Materialmodell, Abweichungen der Blechdicke und Messfehler) verfälscht werden kann. Die Zielsetzung ist daher, den Vergleich von Formänderungskenngrößen mit der späteren Simulation zu ermöglichen und Einflussgrößen (wie z.B. Radius, Werkstoff und Winkel) auch für das Biegen im Walzprofilierprozess zu diskutieren. Die V-Gesenkproben werden mit Raster 1 (siehe Kapitel 4.2.1) in der Formänderungsanalyse ausgewertet. Auf Grund des symmetrischen Aufbaus der Probe wird nur ein Biegeschenkel bis zum Scheitelpunkt des Radius betrachtet (siehe Abbildung 5-15): V-Gesenkprobe Schnitte 0 bis 2 Raster 1: Punktabstand 1,0mm φ1 Punktdurchmesser 0,5mm Fehler: [GOM01] φ=+/- 0,00499 Abwicklungslänge [mm] Abbildung 5-15 Auswertung Formänderungsanalyse im V-Gesenk In Abbildung 5-16 ist der Verlauf der Hauptformänderung φ1 beim Werkstoff ZE 340 im Gesenkwinkel 60° und 90° dargestellt: 73 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Werkstoff ZE 340, Biegeradius 6mm ZE 340 Winkel 90° Hauptformänderung φ 1 [-] Hauptformänderung φ 1 [-] ZE 340 Winkel 60° 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 14 4 6 8 10 12 14 Abwicklungslänge [mm] Abw icklungslänge [m m ] Schnitt0 Abbildung 5-16 2 Schnitt1 Schnitt2 Einfluss des Biegewinkels auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 Bei beiden Biegewinkeln wird im Scheitelpunkt des Biegeradius eine gleich hohe Hauptrofmänderung φ1 (≈0,11) erzielt. Der Biegewinkel wirkt sich auf den Verlauf der Hauptformänderung hingegen erkennbar aus. Bei der 60°-Probe fällt der Verlauf bei einer Abwicklungslänge von ca. 5mm ab, während bei der 90°-Probe bereits bei 2mm ein leichter Abfall und ab 4mm eine signifikante Verringerung der Hauptformänderung φ1 zu beobachten ist. Anschaulich kann diese Beobachtung mit der Überlegung erklärt werden, dass die Abwicklungslänge bei gleich bleibendem Radius und kleineren Biegewinkeln größer wird. Dadurch verlängert sich die Zone der Verformung, jedoch nicht der Maximalwert. Für die Formabweichung durch elastische Rückfederung bedeutet dies, dass Scheitelbereich kaum Eigenspannungsverlaufs im Wirkvolumen kleineren sich bei (engeren) sich die Werte unterscheiden, Biegewinkeln aber vergrößert. des das Diese Überlegung wird durch die Beobachtungen bei der Analyse der Rückfederungswinkel (siehe Abbildung 5-13 und Abbildung 5-14) gestützt, bei der für kleine Winkel größere Rückfederungswinkel erzielt werden. Abbildung 5-17 zeigt den Einfluss des Biegeradius auf den Verlauf der Hauptformänderung: 74 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Werkstoff PM 800, Winkel 90° Radius 2 mm Radius 4 mm 0,30 Hauptformänderung [-] Hauptformänderung [-] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 14 0 2 Abwicklungslänge [mm] 6 8 10 12 14 12 14 Abw icklungslänge [m m] Radius 6 mm Radius 8 mm 0,30 Hauptformänderung [-] 0,30 Hauptformänderung [-] 4 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 14 0 Abw icklungslänge [m m] Schnitt0 Abbildung 5-17 2 4 6 8 10 Abw icklungslänge [m m] Schnitt1 Schnitt2 Einfluss des Biegeradius auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 Bei Betrachtung der erzielten maximalen Hauptformänderungen φ1 im Scheitelpunkt des Biegeradius sind bei kleineren Winkeln höhere Werte zu beobachten. Beim hochfesten Werkstoff PM 800 kann beim Biegewinkel 90° und Radius 2mm bereits ein Hauptformänderungswert φ1≈0,3 gemessen werden. Mit größer werdenden Radien nehmen sowohl die Maximalwerte, als auch der Anstieg der Formänderungswerte zum Scheitelpunkt hin ab. Dies kann analog zur verlängerten Abwicklungslänge bei kleineren Biegewinkeln auf die größeren Abwicklungslängen bei höheren Radien zurückgeführt werden. Die Zonen der Verformung reichen daher 75 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE weiter in den Schenkel der Biegeprobe hinein. Betrachtet man den integralen Wert der wirkenden Eigenspannungen (entspricht dem wirkenden Rückfederungsmoment) werden dadurch die höheren Dehnungsgradienten im Formänderungsverlauf (führen zu höheren Maximalwerten im Eigenspannungsverlauf) teilweise durch Überlagerung kompensiert. Schließlich sind mit größeren Radien auch höhere Rückfederungswerte festzustellen (siehe Abbildung 5-13). Weiterhin wird der Einfluss der Streckgrenze (Werkstoff) auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 in Abbildung 5-18 dargestellt: Biegeradius 4mm, Winkel 60° DP 800 0,30 Hauptformänderung φ1 [-] Hauptformänderung φ1 [-] ZE 340 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 14 0 2 Abw icklungslänge [m m ] Hauptformänderung φ 1 [-] Hauptformänderung φ 1 [-] 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 4 6 8 10 12 10 12 14 12 14 Schnitt0 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 14 2 4 6 8 10 Abw icklungslänge [m m ] Abw icklungslänge [m m ] Abbildung 5-18 8 PM 1000 0,30 2 6 Abw icklungslänge [m m ] PM 800 0 4 Schnitt1 Schnitt2 Einfluss des Werkstoffs (Streckgrenze) auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 76 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Erneut wird deutlich, dass der Maximalwert der Hauptformänderung nur durch die geometrischen Verhältnisse bestimmt wird (Radius, Blechdicke und Biegewinkel). Die Festigkeit des Versuchswerkstoffs wirkt sich lediglich auf den Verlauf Formänderungswerte in den Biegeschenkel hinein aus. Bei höherfesten Werkstoffen ist ein geringfügig steilerer Verlauf zu beobachten, der weniger weit in den Biegeschenkel hineinreicht. Grundsätzlich sind daher bei steigender Werkstofffestigkeit höhere Rückfederungswinkel zu beobachten. Zusammenfassend lassen sich die experimentell ermittelten Einflussfaktoren auf die Rückfederung in Tabelle 5-4 darstellen: Rückfederung Winkelgröße - o Radiusgröße + - Streckgrenze Tabelle 5-4 Maximalwert von φ1 + o Einflussfaktoren auf die Rückfederung im V-Gesenkbiegeversuch Die Beobachtungen des V-Gesenkbiegeversuchs stimmen weitgehend mit den in der Literatur vielfach diskutierten Erkenntnissen aus Biegeversuchen tendenziell überein. In der praktischen Anwendung werden häufig Formeln zur Berechnung von Korrekturfaktoren zur Rückfederungskompensation 4 angewendet. Beim freien Biegen bis 90° kommt oft folgende Faustformel zum Einsatz [SSAB00]: 0,94 ⎛ r ⎞ Δα = (0,0143Re ) ⎜ ⎟ ⎝t⎠ r t (5-5) Blechdicke [mm] Re 0,1 Streckgrenze [MPa] 4 Innenradius (Biegeradius) [mm] Methodik zur Verhinderung unerwünschter Formabweichung infolge von Rückfederung durch Berücksichtigung der zu erwartenden Rückfederungseffekte Umformwerkzeuges 77 bei der Konstruktion des 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Radius 4m m , Winkel 90° Rückfederungswinkel Δα [°] 16 14 12 10 experimentell 8 analytisch 6 4 2 0 ZE340 Abbildung 5-19 TRIP 700 DP800 PM800 PM1000 Vergleich der berechneten und experimentell ermittelten Rückfederungswerte In Abbildung 5-19 sind die analytisch berechneten Rückfederungswerte nach Formel 5-4 den experimentellen Werten am Beispiel der Versuche bei Winkel 90° und Radius r=4mm gegenübergestellt. Hierbei wird deutlich, dass bei hochfesten Stählen die analytischen Ansätze nicht aussagefähig sind. Die experimentell ermittelten Rückfederungswerte des V-Gesenkbiegversuchs werden daher in der Validierung späterer Simulationen eine bedeutende Rolle spielen. 78 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE 5.2 Auswahl der Transferbauteile (Versuchsgeometrien) Zur Beurteilung des industriellen Einsatzpotentials der Walzprofiliertechnologie im Fahrzeugrohbau werden bewusst zwei Profilgeometrien mit unterschiedlichen Anforderungen gewählt: 5.2.1 Hutprofil Die Transfergeometrie Hutprofil repräsentiert ein einfaches offenes C-Profil mit Fügeflanschen an beiden Profilschenkeln. Charakteristisch sind der symmetrische Aufbau des Profils und der in Längsrichtung konstante Querschnitt (siehe Abbildung 5-20). Länge: Blechdicke: ca. 80mm 80mm 1,0mm ca. 80mm r=5mm r=5mm Abbildung 5-20 Transfergeometrie Hutprofil Das Hutprofil wird in der vorliegenden Arbeit zum Vergleich der Umformverfahren Tiefziehen und Walzprofilieren eingesetzt. Als Versuchswerkstoff dient der Tiefziehstahl St14 (siehe Kapitel 5.1). Durch seine geringe Streckgrenze und sein hohes Formänderungsvermögen ist dieser Werkstoff in besonderem Maße für die Herstellung komplexer Tiefziehbauteile mit hoher geometrischer Komplexität geeignet. Im gewählten Fall wird die geometrische Komplexität jedoch auf ein herstellbares Maß für die Profilfertigung begrenzt, um die Vergleichbarkeit der Verfahren durch kongruente Geometrien sicherzustellen. Als Anwendungsszenario für die Hutprofilstruktur sind Strukturbauteile im Fahrzeugbau mit geringen Festigkeitsanforderungen denkbar. In Kombination mit Biegeverfahren (z.B. Streckbiegen für Walzprofile) könnten Versteifungselemente für Außenhautbauteile (Beplankungen) hergestellt 79 werden. Mittels vorhandener 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE Fügeflansche sind Anbindungen an angrenzende Blechstrukturen durch Widerstandspunktschweißen oder Laserschweißen denkbar. Der hohe Platzbedarf des Profilquerschnitts (Packaging) und die geringe Festigkeit des Versuchswerkstoffs schränken die Anwendungsfelder der Hutprofilstruktur jedoch stark ein. 5.2.2 Längsträgerstruktur Einen erheblichen stärkeren Realitätsbezug gegenüber der Hutprofilgeometrie liefert die Transfergeometrie Längsträger. Dieses Profil wird ebenfalls zu einem Verfahrensvergleich (Abkanten und Walzprofilieren) herangezogen, dient aber in erster Linie zur vergleichenden Bewertung von Versuchswerkstoffen der Gruppe hoch- und höchstfeste Stähle. (siehe Kapitel 5.1) Die Längsträgerstruktur zeigt einen unsymmetrischen Querschnitt mit einer gewählten Blechdicke von 1,35mm. Die Bauteillänge leitet sich aus dem Anwendungsfeld eines PKW-Schwellers ab und beträgt 2000mm (siehe Abbildung 5-21). Der Schweller (Längsträger außen) gehört zur Baugruppe der Seitenwand im Fahrzeugrohbau. Neben den erheblichen CrashAnforderungen an dieses Bauteil (siehe Kapitel 6.3.2) spielt der Längsträger außen auch eine wichtige Rolle bei der Verwindungssteifigkeit der Gesamtkarosserie und dem Akustikverhalten (NVH) des Fahrzeugs. r=5mm r=8mm r=4mm r=3mm Länge: 2000mm Blechdicke: 1,35mm r=4mm r=10mm r=5mm Abbildung 5-21 Transfergeometrie Längsträger und Lage im Gesamtfahrzeug Nicht zuletzt die komplexe Einbausituation durch diverse Anbindungen an Vorder- 80 5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE wagen, Boden, B-Säule und Heck macht enge Maßtoleranzen für das Einzelteil Längsträger erforderlich. Daher stellt die prozesssichere Herstellung unter Einhaltung der Toleranzfelder bei Anwendung neuer Herausforderung dar und eröffnet hierdurch Walzprofiliertechnologie. 81 Werkstoffe eine besondere Anwendungspotentiale für die 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG 6 Versuchsentwicklung und experimentelle Bauteilcharakterisierung 6.1 Versuchsanlage und Versuchsanordnung Die Herstellung der walzprofilierten Versuchsbauteile erfolgt auf einer serienfähigen Walzprofilieranlage (Hersteller Fa. GASPARINI). Die Anlage wurde für die Fertigung von komplexen Strukturbauteilen aus höchstfesten Stählen konzipiert und sieht spezielle Einrichtungen für die Durchführung der Experimente zur Bauteilcharakterisierung und Prozessanalyse vor. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit musste sichergestellt werden, dass alle eingesetzten Versuchswerkstoffe trotz der erheblichen Unterschiede in den mechanischen Kennwerten prototypisch hergestellt und ausgewertet werden können. Die verwendete Versuchsanlage verfügt durch 6 Einzelantriebe über die Möglichkeit 30 Rollengerüste anzutreiben. Eine Vorstanzeinheit mit hydraulisch angetriebenen Werkzeugen ermöglicht die Einbringung von Ausstanzungen im flachen Coil, bevor dieses in der Profiliereinheit umgeformt wird (siehe Abbildung 6-1). Vorstanzeinheit Abbildung 6-1 Profiliereinheit Nachstanzeinheit Aufbau der Versuchsanlage Walzprofilieren (Profiliereinheit, Nachstanzeinheit) In der Nachstanzeinheit können am Profil durch hydraulisch angetriebene Werkzeuge Beschnittoperationen und Verprägungen in das Bauteil eingebracht 82 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG werden. Weiterhin befindet sich in der Nachstanzeinheit das Trennmesser zur Ablängung des Profilstrangs auf die erforderliche Bauteillänge (siehe Abbildung 6-2). Coilladestuhl Trennmesser Kalibriereinheit (in Nachstanzeinheit) Abbildung 6-2 Aufbau der Versuchanlage Walzprofilieren (Coilladestuhl, Kalibriereinheit, Trennmesser) Auf dem Coilladestuhl werden die Versuchscoils aufgenommen und im Haspeldorn gespannt. Das Blechband gelangt dann über die erste Schlaufengrube in die Vorstanzeinheit. Eine zweite Schlaufengrube nach der Vorstanzeinheit ermöglicht eine veränderte Vorschubgeschwindigkeit zwischen Profiliereinheit und Vorstanzeinheit. Da nach der Umformung in der Profiliereinheit keine Durchbiegung des Profils in einer Schlaufengrube mehr möglich ist, kann kein Vorschubunterschied zwischen Profiliereinheit und Nachstanzeinheit realisiert werden. Dies bedingt beim Einbringen von Stanzungen und Verprägung in der Nachstanzeinheit einen Start/Stop-Betrieb der Gesamtanlage. Der besondere Vorteil der Walzprofiliertechnologie liegt in der Möglichkeit einer einfachen Rückfederungskompensation durch Zustellen der nicht angetriebenen Überbiegungsrollen in der Kalibriereinheit (Türkenkopf) [HALM06]. Zur Sicherstellung der Vergleichbarkeit zwischen den Werkstoffen hinsichtlich der Simulationsvalidierung wird in der Versuchsdurchführung darauf verzichtet die Einstellungen an der Kalibriereinheit für die einzelnen Versuchswerkstoffe zu ändern. Die Referenzeinstellung der Kalibriereinheit wird auf die Sollgeometrie des TRIP 700Werkstoffs konfiguriert. Formabweichungen infolge Rückfederung außerhalb der 83 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG zulässigen Form- und Lagetoleranzen bei Verarbeitung der höherfesten Güten (DP, PM) sind daher zu erwarten (siehe Anhang 6). Weiterhin wird bei den Walzprofilierversuchen an der Längsträgergeometrie auf das Einbringen von Beschnitten und Verprägungen sowohl in der Vor- als auch in der Nachstanzeinheit verzichtet. Einzig das Beschnittmesser zum Ablängen der Profile kommt zum Einsatz. Das Rohprofil der Transfergeometrie Längsträger wird auf eine normierte Länge von 2000mm (Profil für Crash-Versuch: 900mm) abgelängt. Bei der Fertigung von walzprofilierten Bauteilen stellt die Biegewinkelabfolge den Methodenplan zur Umformung dar. Eine häufig gewählte Darstellung ist die Profilblume. In der Profilblume ist eine Draufsicht der Profilquerschnitte in den einzelnen Umformstufen (Stiche) dargestellt (siehe Abbildung 6-3): Biegewinkelfolge Hutprofil Anzahl Stiche: 12 Rollenabstand: 160mm 11,12 10 9 Kalibrierstufen 8 7 6 5 4 3 2 1 Biegewinkelfolge Längsträger 1 2 3 4 5 6 7 Anzahl Stiche: 24 Rollenabstand: 400mm 23,24 Kalibrierstufen 22 Abbildung 6-3 21 14 20 19 18 17 16 15 8 9 10 11 12 13 Profilblume (Biegefolge) in der Profilfertigung bei den Versuchsbauteilen Hutprofil und Längsträger 84 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Die Abfolge der Biegestufen wird Formänderungstechnologiemodul mittels FTM) zur analytischer Berechnung Modelle der (z.B. maximalen Bandkantendehnung ausgelegt. Mit steigender Komplexität des Profils nimmt die Anzahl der erforderlichen Umformstufen zu. So werden beispielsweise bei der Transfergeometrie Längsträger 24 Rollengerüste für eine prozesssichere Umformung benötigt. Berücksichtigt man den Rollenachsenabstand von 400mm wird eine Profiliereinheit mit einer Mindestlänge von 9,60m benötigt. Bei der Auslegung eines Fertigungskonzepts und der Wirtschaftlichkeitsbetrachtung sind diese Randbedingungen zwingend zu beachten. Weiterhin ist bei der Methodenauslegung zu berücksichtigen, dass Stanzabfälle aus seitlichen Stegen einfach aus dem Profil auf die Abfallrutschen in der Nachstanzeinheit herausfallen können. Da in der Transfergeometrie Längsträger seitliche Löcher denkbar sind (z.B. Lackablauflöcher), erfolgt die Profilfertigung mit nach unten geöffnetem Profil. Verglichen mit der Biegewinkelabfolge am Hutprofil werden am Längsträger erheblich kleinere Biegeschritte und damit eine konservativere Umformmethode zur Herstellung von Profilen aus den höchstfesten Versuchswerkstoffen gewählt. Da am Hutprofil nur ein Werkstoff (St14) eingesetzt wird, kann die Auslegung dieser Methode grenzwertiger erfolgen. Die Vorschubgeschwindigkeit beträgt in allen Fällen max. 20m/min. Die Rollen werden weder gekühlt noch geschmiert. In einer Serienproduktion mit hoher Stückzahl kann der Einsatz einer Kühl- und Schmieremulsion in Betracht gezogen werden. Prototypisch werden ca. 20 Bauteile je Werkstoff produziert. Um Effekte beim Anfahren der Anlage auszublenden, werden die ersten fünf Bauteile einer Versuchsreihe nicht für die Bauteilcharakterisierung herangezogen. Das sechste Bauteil wird zur geometrischen Vermessung verwendet, die darauffolgenden Bauteile für Härtescans, Formänderungsanalysen und CrashTests. Zum Ablängen der Profile wird der Profilstrang vollständig gestoppt und danach um die gewählte Bauteillänge wieder vorgeschoben. Die fertigen Profile werden im Versuchsbetrieb von Hand entnommen und spannungsarm gelagert. Das Versuchsbauteil Hutprofil wird außerdem im Rahmen des Verfahrensvergleichs als Pressteil auf einer hydraulischen Try-Out-Presse hergestellt. Hierfür wird ein konventionelles Tiefziehwerkzeug für zweifachwirkende Pressen konstruiert. Im Gegensatz zum Abkantwerkzeug (für einfachwirkende Pressen) wird beim 85 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Hutprofilwerkzeug die Niederhalterkraft nicht über die Verdrängung des Ziehkissens aufgebracht, sondern direkt über die Traverse der Presse angesteuert. (siehe Abbildung 6-4) Für die Fertigung der Versuchsbauteile wurde ein Niederhalterdruck von 1,5 N/mm² gewählt. Der Stempel wird weggesteuert bis zum unteren Umkehrpunkt nach Schließen des Niederhalters bewegt. Werkzeugaufbau Tiefziehwerkzeug (Hutprofil) Stempel Niederhalter (1,5 N/mm²) Matrize Abbildung 6-4 Werkzeug mit Blech im Querschnitt (geschlossener Zustand - unterer Umkehrpunkt) Werkzeugaufbau beim Tiefziehen der Hutprofile Für die Herstellung von Abkantprofilen auf Großpressen sind mehrstufige Großwerkzeuge erforderlich. Vergleichbar mit Tiefziehwerkzeugen sind auch in Abkantwerkzeugen die formgebenden Werkzeugelemente Stempel und Matrize wieder zu finden. Bevor es zur Umformung kommt, wird auch bei Abkantwerkzeugen das Blech mit einem Niederhalter fixiert. Im Unterschied zum Tiefziehen kommt es beim Abkanten aber zu keiner gewünschten Relativbewegung zwischen Blech und Niederhalter. Der Niederhalterdruck wird entsprechend hoch gewählt und spielt prozesstechnisch beim Abkanten eine untergeordnete Rolle, wenn die Fixierung der Platine gewährleistet ist. Vergleichbar mit dem Walzprofilieren findet beim Abkanten auch ein inkrementelles Biegumformen in mehreren Schritten statt. Ein einzelner Radius kann jedoch je nach Zugänglichkeit durch Stempel und Matrize in einem 86 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG einzelnen Biegeschritt realisiert werden. Aus der Werkzeuganordnung (siehe Abbildung 6-5) wird jedoch deutlich, dass die erzielbaren Profilgeometrien stark durch die feste Werkzeuganordnung eingeschränkt werden. Beispielsweise können Hinterschnitte im Profilquerschnitt nur mit erhöhtem Aufwand realisiert werden. Hierfür werden so genannte Schieber erforderlich, die eine Arbeitsrichtung quer zur Stempelbewegung ermöglichen. Dies gilt auch für die Möglichkeiten der Rückfederungskompensation durch Überbiegen an schwer zugänglichen Radien. Betrachtet man beispielsweise die geometrische Situation bei OP 40 in Abbildung 6-5 kann die Überbiegung nicht erfolgen, da Stempel und Matrize aus Gründen der Entformbarkeit nicht mit Hinterschnitten ausgeführt werden können. Werkzeugaufbau mehrstufiges Abkantwerkzeug (Längsträger) Matrize Niederhalter Stempel OP10 Abbildung 6-5 OP20 OP30 OP40 Werkzeugaufbau beim Abkanten des Längsträgerprofils Das Profil wird in 4 Operationen (OP10 bis OP40) umgeformt. Da die Niederhalter über Pinolen auf das Ziehkissen der Presse wirken, kann die Fertigung auf einer einfach-wirkenden Presse erfolgen. Der Transfer der Bauteile zwischen den einzelnen Operationen muss in der Serienfertigung über ein automatisches Transfersystem (z.B. Saugnapfgreifer) sichergestellt werden. Zur Herstellung der 87 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Prototypbauteile erfolgt das Einlegen per Hand. 6.2 Vergleich der Bauteileigenschaften abhängig vom Fertigungsverfahren 6.2.1 Verfahrensvergleich Bauteileigenschaften Tiefziehen und Walzprofilieren (Bauteil Hutprofil) Im folgenden Abschnitt werden an der Transfergeometrie Hutprofil die Bauteileigenschaften abhängig vom Fertigungsverfahren (Tiefziehen und Walzprofilieren) diskutiert. Die Differenzierung zwischen den Fertigungsverfahren erfolgte in Kapitel 2.1.1 über den vorliegenden Spannungszustand bei der plastischen Formänderung. Zur Charakterisierung der Bauteile wird die Messung des Blechdickenverlaufs im Bauteilquerschnitt und die automatisierte Härtemessung beider Bauteile gemäß Kapitel 4.2.2 herangezogen. Tiefziehteil Walzprofil Ausgangsblechdicke t=1,0mm 1050 Dicke t [µm] Dicke t [µm] 1050 1000 950 900 850 1000 950 900 850 0 20 40 60 80 100 0 20 Messpunkte [-] Abbildung 6-6 40 60 80 100 Messpunkte [-] Blechdickenverlauf am Hutprofil beim Tiefziehen und Walzprofilieren Abbildung 6-6 zeigt den gemessenen Blechdickenverlauf im Querschnitt des Hutprofils abhängig vom Herstellverfahren. Beim Pressteil (Tiefziehen) treten deutlich höhere Schwankung des Blechdickenverlaufs auf. Vor allem im Bereich der Radien ist eine Abnahme der Blechdicke (Ausdünnung) zu beobachten. Die prozentualen Ausdünnungswerte liegen in Bereichen hoher Umformung bei 5% bis 10%. Beim Walzprofil hingegen sind nur geringe Veränderungen der Blechdicke nach der 88 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Umformung festzustellen (homogener Blechdickenverlauf). Weiterhin kann beim walzprofilierten Hutprofil keine systematische Zuordnung der Bereiche mit geringer Blechdicke erfolgen. Die Ausdünnung eines Bleches bei der Umformung mit zweiachsigem Spannungszustand wird in der praktischen Anwendung häufig auch zur vereinfachten Vorhersage der Versagensreserven im Bauteil herangezogen. Beim zweiachsigen Spannungszustand resultiert die Abnahme der Blechdicke (φ3) aus der Volumenkonstanz. Beim Pressteil wurden demnach deutlich höhere Formänderungen am Bauteil zur Erzielung der gewünschten Geometrie notwendig. Da es sich beim Hutprofil um ein Bauteil mit konstantem Querschnittsverlauf handelt werden unter dem Niederhalter beim Umformen der Platine keine tangentialen Spannungen (siehe wirkungsfläche Kapitel wirken 2.1.1) erzeugt. Tangentialspannungen Im Bereich der der Niederhalter- Ausdünnung entgegen, wohingegen in der Bauteilzarge die wirkenden Zugspannungen die maximalen Ausdünnungswerte verursachen. Tiefziehteil Walzprofil HV1 100 210 320 Abbildung 6-7 Härtescan an tiefgezogenem und walzprofiliertem Hutprofil Im Härtescan (siehe Abbildung 6-7) werden Bereiche mit hohen Umformgraden als Folge der Verfestigung des Werkstoffs durch höhere Härtewerte sichtbar. Hierbei zeigt das Pressteil im Bereich des Radius oben rechts eine starke Aufhärtung des Werkstoffs. Erwartungsgemäß liegen beim Walzprofil insgesamt niedrige und homogen verteilte Härtewerte im Bereich der Ausgangshärte vor. Die Aufhärtung im rechten unteren Flansch beim Pressteil entspricht nicht den Erwartungen. Da es sich beim Werkzeug für die Herstellung des Hutprofil um ein prototypisches Tiefziehwerkzeug mit geringem Justageaufwand handelt, kann aus 89 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG den Beobachtungen von Abbildung 6-6 und Abbildung 6-7 von einem Fehler im Werkzeugaufbau ausgegangen werden. Der rechte Flansch scheint deutlich mehr Kräfte durch den Niederhalter zu erfahren als der linke Flansch. Dies würde auch erklären, dass beim Pressteil im rechten oberen Radius gegenüber dem linken höhere Härtewerte erzielt wurden. Infolge der geringen Ausgangsfestigkeit und des geringen Verfestigungsvermögens des Versuchswerkstoffs St14 sind im Härtescan nur geringe Unterschiede erkennbar. Die Methode der Blechdickenmessung scheint für Vergleiche der Umformergebnisse hinreichend gute Erkenntnisse zu liefern und stellt die erwarteten verfahrensbedingten Verhältnisse im Bauteil gut dar. 90 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG 6.2.2 Verfahrensvergleich Bauteileigenschaften Abkanten und Walzprofilieren (Bauteil Längsträger) Am Versuchsbauteil Längsträger erfolgt der Verfahrensvergleich zwischen Abkanten und Walzprofilieren. Als Versuchswerkstoff wird für diese Untersuchung PM800 gewählt. Der Werkstoff PM800 liegt in elektrolytischer Verzinkung vor und ermöglicht daher die Anwendung der fotogrammetrischen Formänderungsanalyse in ARGUS. Analog zum Versuchsbauteil Hutprofil kann die Messung des Blechdickenverlaufs am Längsträger durch die lichtmikroskopische Messmethode gemäß Kapitel 4.2.2 erfolgen: r=5 r=5 Radius [mm] r=4 r=10 Blechdickenänderung [%] r=4 r=8 r=3 4 2 0 -2 -4 PM800 Walzprofil PM800 Abkantteil -6 -8 0 50 100 150 200 250 300 Abgewickelte Länge [mm] Abbildung 6-8 Vergleich der Blechdickenverläufe am walzprofilierten und abgekanteten Längsträger In Abbildung 6-8 werden die prozentualen Abweichungen der Blechdicke abhängig vom Fertigungsverfahren im abgewickelten Bauteilquerschnitt des Längsträgers dargestellt. Hierin zeigen sich Bereiche starker Verformung durch eine Verminderung der Blechdicke. Die stärksten Ausdünnungen sind erwartungsgemäß im Bereich der Radien zu beobachten. Beim walzprofilierten Längsträger treten minimal erhöhte 91 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Ausdünnungseffekte gegenüber dem Abkantteil auf. Infolgedessen muss im Radienbereich von Walzprofilen von geringfügig höheren Formänderungen gegenüber abgekanteten Bauteilen ausgegangen werden. Unterdessen sind beim Abkantteil auch positive Änderungen der Blechdicke zu beobachten. Eine Aufdickung des Blechs kann durch einen behinderten Materialfluss und daraus resultierende Druckspannungen erklärt werden. Die betroffenen Bereiche des Profilquerschnitts werden im Abkantwerkzeug bei OP30 (siehe Abbildung 6-5) umgeformt. Der Werkzeugaufbau in diesem Bereich scheint bei der Umformung Verquetschungseffekte zu erzeugen. Grundsätzlich liegen die Ausdünnungswerte bei beiden Verfahren verglichen mit Tiefziehprozessen sehr gering. Mittels fotogrammetrischer Formänderungsmessung können die Dehnungswerte auch als Verlauf im Profilquerschnitt ausgewertet werden. Um die verfahrensbedingten Unterschiede der Formänderungskenngrößen zu ermitteln werden mittels Formänderungsanalyse für Abkant- und Walzprofilerbauteil die Schnittverläufe gegenübergestellt: (siehe Abbildung 6-9 und Abbildung 6-10) Schnitt Abbildung 6-9 Formänderungsanalyse in ARGUS (Raster 1) am Längsträger (im Bild Raster 2) 92 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG walzprofiliert abgekantet log. Vergleichsformänderung φv nach Mises [-] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 50 100 150 200 250 300 350 250 300 350 Schnittlänge [mm] Messfehler Δφ=+/- 0,00499 walzprofiliert abgekantet Fließspannung [MPa] 1000 950 900 850 800 750 0 50 100 150 200 Schnittlänge [mm] Abbildung 6-10 Vergleich der Formänderungskenngrößen und erzielten Fließspannungen beim Abkanten und Walzprofilieren mit PM800 Aus Abbildung 6-10 können für beide Verfahren die logarithmischen Dehnungswerte nach VON MISES für PM800 entnommen werden. Die besondere Bedeutung des Vergleichsumformgrades φv kann weiterhin in Verbindung mit der in Kapitel 6.3.1 ermittelten Fließkurve für die Darstellung der vorliegenden Bauteilfestigkeit genutzt werden. Wie zu erwarten war, treten in den Radienbereichen durch die erhöhten Umformgrade Fließspannungen bis zu 950 MPa auf. Im Mittel liegen bei beiden Verfahren auch in Bereichen geringster Verformung Festigkeiten von rund 800-850 MPa vor, welche nur geringfügig über der Ausgangsstreckgrenze des Werkstoffs PM800 liegen. Die erzielten Festigkeitssteigerungen durch Umformung beschränken sich also auf kleine Bereiche hoher Umformung in den Radien. Im Großteil des 93 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Bauteils liegen jedoch Festigkeitswerte in der Größenordnung der Werkstoffkennwerte für das unverformte Blech vor. Obwohl mehrheitlich geringe plastische Verformungen anzutreffen sind, steigen in den Radien die Vergleichumformgrade zum Teil auf Werte von φv>0,25. Zur Diskussion der Versagensreserven werden in Abbildung 6-10 Haupt- und Nebenformänderung im Profilquerschnitt auf das Grenzformänderungsschaubild übertragen: Verfahrensvergleich im Grenzformänderungsschaubild (ARGUS) PM800 - Längsträger walzprofiliert abgekantet 0,20 log. Nebenformänderung φ2 [-] log. Hauptformänderung φ1 [-] walzprofiliert 0,15 0,10 0,05 0,00 0 100 200 300 -0,05 abgekantet 0,05 0,00 -0,05 0 100 200 300 -0,10 -0,15 -0,20 -0,25 Schnittlänge [mm] Schnittlänge [mm] Messfehler Δφ=+/- 0,00499 walzprofiliert abgekantet FLC log. Hauptformänderung φ 1 [-] 0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 -0,30 -0,20 -0,10 -0,050,00 0,10 0,20 0,30 0,40 log. Nebenformänderung φ 2 [-] Abbildung 6-11 Haupt- Nebenformänderungswerte für Abkanten und Profilieren im Grenzformänderungsschaubild Bei Betrachtung des Grenzformänderungsschaubildes zeigt sich deutlich, dass zwei Dehnungspfade den Umformprozess sowohl beim Walzprofilieren, als auch beim Abkanten dominieren. Zum einen finden sich diverse Messpunkte in Richtung des 94 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Dehnungspfades für die ebene Dehnung (φ2=0), andererseits sind Messpunkte im Bereich für φ1≈0 und negativer φ2-Werte zu beobachten. Dies entspricht den Formänderungen von äußerer und innerer Biegefaser. Es werden je drei Radien von innen (Druckseite) und vier von außen (Zugfaser) betrachtet. Die Biegevorgänge werden also von ebenen Dehnungszuständen mit behinderter Querdehnung dominiert. Die dargestellte Formänderungsgrenzkurve (FLC – forming limit curve) deutet darauf hin, dass einige Messpunkte bereits die zulässige Formänderung überschritten haben. In diesem Bereich des Bauteils steht also theoretischen Versagen des Werkstoffs durch Rissbildung kurz bevor oder ist bereits eingetreten. Die Begutachtung der Bauteile zeigte jedoch keine Risse. Auf Grund der beschränkten Ortsauflösung müssen daher die Maximalwerte bei der fotogrammetrischen Formänderungsanalyse in ARGUS (selbst bei Verwendung von Raster 1 - siehe Kapitel 4.2.1) kritisch betrachtet werden. 6.3 Werkstoffabhängige Bauteileigenschaften beim Walzprofilieren mit höchstfesten Stählen 6.3.1 Charakterisierung der Versuchsbauteile Das Verfahren Walzprofilieren wird in der Automobilindustrie insbesondere hinsichtlich des Einsatzpotentials neuer höchstfester Stähle diskutiert. Im folgenden Abschnitt sollen die werkstoffabhängigen Bauteileigenschaften nach dem Herstellungsprozess mittels Walzprofilieren an der Transfergeometrie Längsträger untersucht werden. Vergleichend werden hierbei die Werkstoffe aus Kapitel 5.1 bewertet, wobei die besondere Betrachtung der PM-Stähle als Alternative zu TRIPStählen im Vordergrund steht. Der Einsatz hoch- und höchstfester Stähle wird von der Zielsetzung, höhere Bauteilfestigkeiten mit geringerem Materialeinsatz zu erreichen, getrieben. Entscheidend für die Beantwortung der Fragestellung, welcher Werkstoff sich für den Einsatz im Fahrzeugbau eignet, wird demnach die erzielte Bauteilfestigkeit sein. Bei Tiefziehbauteilen können für Zug-/Druck-Umformung konzipierte Stähle durch die gezielte Einbringung von Verformung ihr Verfestigungspotential ausschöpfen. Die Untersuchungen in Abbildung 6-10 und Abbildung 6-11 zeigten jedoch, dass beim 95 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Walzprofilieren hohe Umformgrade meist nur in den Radien erreicht werden. In großen Teilen des Bauteils liegen demnach nahezu unverfestigte Bereiche vor. Inwieweit sich die Streckgrenze des eingesetzten Werkstoffs auf den Verformungszustand auswirkt und welche Fließspannungen dabei entstehen, zeigt Abbildung 6-12 (Formänderungsanalyse gemäß Abbildung 6-9): Werkstoffvergleich Walzprofile (ARGUS) PM800 vs.PM1000 - Längsträger log. Vergleichsformänderung φv [-] PM 800 PM 1000 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 50 100 Messfehler Δφ=+/- 0,00499 150 200 250 300 250 300 350 Schnittlänge [mm] PM 800 PM 1000 1200 Fliessspannung [MPa] 1150 1100 1050 1000 950 900 850 800 750 0 50 100 150 200 350 Schnittlänge [mm] Abbildung 6-12 Werkstoffvergleich PM800 und PM1000 am walzprofilierten Längsträger Während sich bei dem Verlauf der Formänderungen (Vergleichsformänderung φv nach VON MISES) kaum Unterschiede feststellen lassen, zeigen die bestimmten 96 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Bauteilfestigkeiten (Fliessspannung kf) erhebliche Unterschiede. Die signifikant höhere Ausgangsstreckgrenze Re beim PM1000 schlägt sich in einer höheren mittleren Bauteilfestigkeit nieder. Bei beiden Werkstoffen sind im Bereich der Radien Festigkeitssteigerungen infolge plastischer Verformung in der Größenordnung von Δkf≈ 100 MPa bis 150 MPa zu erkennen. Die grafische Darstellung der Formänderungsanalyse für PM800 und PM1000 zeigt qualitativ den Dehnungs- und Fliessspannungszustand am Walzprofil (siehe Abbildung 6-13). Auch in der qualitativen Betrachtung bestätigt sich der Einfluss der Ausgangstreckgrenze des verwendeten Werkstoffs, wohingegen der Dehnungszustand kaum zu unterscheiden ist. Werkstoffvergleich Formänderungsanalyse in ARGUS Längsträger - Walzprofiliert log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,450 PM800 PM1000 PM800 PM1000 0,400 0,350 0,300 0,250 0,200 0,150 0,100 0,050 0,000 Fließspannung kf [MPa] 1200 1125 1050 975 900 825 750 675 590 Abbildung 6-13 Werkstoffvergleich am walzprofilierten Längsträger (ARGUS) zwischen PM800 und PM1000 97 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Infolge begrenzter Umformung in Profilbauteilen, welche durch Walzprofilieren oder Abkanten hergestellt werden, können die Potentiale von Werkstoffen mit hohen Verfestigungsexponenten nur in den Radien genützt werden. TRIP-Stähle wandeln verformungsinduziert Restaustenitphasen in Martensit um. Abbildung 6-14 zeigt jedoch, dass im Stegbereich der Volumenanteil an Restaustenit im abgekanteten Profil dem Anteil im unverformten Blech entspricht. Nur im Bereich von Radien kommt es zur Umwandlung und damit zur Abnahme des Restaustenitanteils. TRIP700 abgekantet TRIP 700 abgekantet Restaustenitgehalt im unverformten Blech= 7 Vol.% (Δ3%) HV1 160 RA=7,5 Vol.% (Δ1,6%) 200 240 RA=4,8 Vol.% (Δ1,3%) 280 320 360 Abbildung 6-14 Restaustenitmessung und Härtescan am abgekanteten Längsträger in TRIP700) Da die Umwandlungen nur lokal für die Martensitbildung sorgen, werden im Härtescan auch nur in den Radienbereichen Festigkeitssteigerungen erkennbar. Hierdurch werden verglichen mit den PM-Stählen aus Abbildung 6-12 und Abbildung 6-13 signifikant höhere Festigkeitsunterschiede im Profil erreicht. Abbildung 6-15 stellt am Abkantprofil Längsträger die erzielten Fließspannungen im Bauteil nach Auswertung in ARGUS der Werkstoffe TRIP700 und PM800 gegenüber. Wie in Kapitel 6.2.2 gezeigt ist die vergleichende Darstellung auch am Abkantprofil zulässig, da der Formänderungszustand von Walzprofil und Abkantteil sich nicht wesentlich unterscheiden. 98 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Werkstoffvergleich Abkantprofile (ARGUS) TRIP700 vs.PM1000 - Längsträger log. Vergleichsformänderung φv [-] TRIP 700 PM 800 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 50 100 150 200 250 300 350 Schnittlänge [mm] Messfehler Δφ=+/- 0,00499 TRIP 700 PM 800 1000 Fliessspannung [MPa] 950 900 850 800 750 700 650 600 0 50 100 150 200 250 300 350 Schnittlänge [mm] Abbildung 6-15 Werkstoffvergleich am Abkantprofil Längsträger zwischen TRIP700 und PM800 Das Profil in TRIP700 erzielt zwar in den Radien vergleichbare Fließspannungen gegenüber dem PM800 (Steigerung gegenüber Stegflächen bis zu Δkf≈320 MPa), kann aber in den Stegbereichen nur Fließspannungen um kf≈650 MPa erreichen. Wie in Kapitel 5.1.1 dargestellt wird der Maximalwert der Vergleichsformänderung φv beim Biegen eines Radius ausschließlich von Radius, Blechdicke und Biegwinkel bestimmt. Dies deckt sich mit der Beobachtung aus Abbildung 6-15 worin ein nahezu identischer Formänderungszustand für TRIP700 und PM800 entnommen werden 99 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG kann. Der Werkstoffeinfluss am Profilbauteil stellt sich daher in erster Linie durch dessen Ausgangsstreckgrenze und Verfestigungsvermögen dar. Aus Abbildung 6-16 können die Bauteilfestigkeiten dargestellt durch einen Härtescan (gemäß Kapitel 4.2.2) im Bauteilquerschnitt für alle Versuchswerkstoffe entnommen werden. • Text Härtewert nach VICKERS HV0,5 ZE 340 130 195 260 320 385 450 TRIP 700 PM 800 Abbildung 6-16 DP 800 PM 1000 Vergleich der Versuchswerkstoffe am Längsträgerprofil im Härtescan In der zusammenfassenden Darstellung der Härtescans aller Werkstoffe werden die besonderen Vorteile der PM-Stähle deutlich. Infolge höherer Ausgangsfestigkeiten werden homogen über das Bauteil höhere mittlere Bauteilfestigkeiten verglichen mit TRIP-und DP-Güten erzielt. Für die besonderen Verhältnisse beim Walzprofilieren kann zur Erzielung einer 100 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG möglichst hohen homogenen Festigkeit im Bauteil, die Empfehlung eines Werkstoffkonzepts mit hoher Streckgrenze und geringem Verfestigungspotential formuliert werden. TRIP-Stähle eignen sich demnach nur eingeschränkt für walzprofilierte Strukturbauteile. Höhere Streckgrenzen bei Einsatz von PM-Güten als Ersatz für TRIP-Stähle führen gemäß Kapitel 5.1.1 zu höheren Rückfederungseffekten. In Anhang 6 sind die Maßabweichungen am Transferbauteil Längsträger dargestellt, welche durch ein veränderte Einstellung an der Kalibriereinheit beim Walzprofilieren kompensiert werden können. 6.3.2 Dynamische Prüfung der Bauteileigenschaften abhängig vom Versuchswerkstoff (Bauteil Längsträger) Die Prüfung der Bauteileigenschaften für Crash-Beanspruchung abhängig vom eingesetzten Versuchswerkstoff erfolgt im 3-Punkt-Biegeversuch gemäß Kapitel 4.2.5. Zielsetzung ist die Bewertung des Kraft-Weg-Verhaltens der einzelnen Komponenten unter dynamischer Biegebeanspruchung, um eine Aussage über das Einsatzpotential der Werkstoffe im Gesamtfahrzeug zu erhalten. Das Versuchsbauteil Längsträger stellt eine Komponente der Seitenwand dar, die im Gegensatz zu Baugruppen im Vorder- oder Heckwagen nicht ausschließlich für den Energieabbau durch plastische Deformation (Knautschzone) konzipiert wird. Vielmehr ist die Hauptanforderungen an Seitenwandkomponenten die Aufrechterhaltung der Fahrgastzelle im Falle einer seitlichen Kollision. Im beschriebenen Versuchsaufbau (siehe Kapitel 4.2.5) wird eine translatorisch feste und rotatorisch freie Einspannung an beiden Enden der Profilkomponente gewählt, um die Verhältnisse im Gesamtfahrzeug realitätsnah nachbilden zu können. Die Prüfung des Bauteils Längsträger erfolgt weiterhin nicht solitär, sondern als Zusammenbaukomponente mit einem abstrahierten Längsträger innen (siehe Abbildung 6-17), der prototypisch mittels Abkanten gefertigt wird. Im Längsträger außen werden die Versuchswerkstoffe aus Kapitel 5.1 als Walzprofile zum Einsatz gebracht. Das reine Flachdrücken des Profils beim Aufprall des Impaktors soll durch die zusätzliche Komponente Längsträger innen verhindert werden, welche für alle Proben in ZE340 mit konstanter Blechdicke (1,35 mm) ausgeführt wird. Die Komponenten werden durch Widerstandspunktschweißen 101 gefügt. Der 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Schweißpunktabstand an beiden Flanschen beträgt 35 mm. Im gefügten Zustand entsteht ein geschlossenes Profil, wobei der Längsträger innen einen Zugverbund an der Probenunterseite darstellt und somit den Längsträger außen zur Faltenbildung zwingt. Dieses Deformationsverhalten kommt dem realen Verhalten im Gesamtfahrzeug sehr nahe und kann somit Hinweise für die Bewertung des Einsatzpotentials der Versuchswerkstoffe liefern. Längsträger außen Längsträger innen ZE340 TRIP700 t=1,35 mm DP800 t=1,36 mm PM800 t=1,30 mm PM1000 Abbildung 6-17 t=1,35 mm t=1,37 mm ZE340 t=1,35 mm Komponentenaufbau Crashtest Längsträger Die Versuchsauswertung erfolgt zum einen über eine in-situ-Messung des KraftWeg-Verlaufs des Impaktor und des Weiteren durch eine geometrische Vermessung der Intrusion. Die Messung der Intrusion erfolgt als Relativmessung zwischen dem minimalen Abstand der Probe zur Grundplatte vor und nach der dynamischen Prüfung. Aus dem aufgezeichneten Kraft-Weg-Verlauf kann ebenfalls ein Maximalwert des zurückgelegten Impaktorweges smax ermittelt werden. Die aufgezeichneten Maximalwerte des Weg-Verlaufs liegen erheblich höher als die gemessenen Intrusionswerte. Der Wert smax stellt den Umkehrpunkt des Impaktors bei der Probendeformation dar, deshalb sind hierin auch alle elastischen Verformungsanteile berücksichtigt. Weiterhin nimmt der Querschnitt des Profils 102 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG während der Deformation stark ab, weshalb der Impaktor einen weiteren Weg verglichen zur Unterkante der Probe während der Deformation durchläuft (siehe Abbildung 6-18). Bestimmung der Intrusion (Messung vor und nach Versuch)) Intrusion [mm] Bestimmung von smax* (Kraft-Weg-Verlauf) F[N] Fmax smax [mm] s max s[mm] *angewandter Messwert zur Simulationsvalidierung Abbildung 6-18 Bestimmung von Intrusion und smax im Crashkomponentenversuch Der Maximalwert des Impaktorwegs spielt im Vergleich der Versuchsergebnisse mit der dynamischen Bauteilsimulation eine entscheidende Rolle, da der Kraft-WegVerlauf des Impaktors in der Berechnung ebenfalls ausgewertet werden kann. Ein Vergleich der Intrusion im Realversuch mit der Simulation würde voraussetzen, dass die Rückfederung nach Entlastung hinreichend genau vorhergesagt werden kann. Durch die Reibung in der Einspannung und das Verklemmen der Probe in den Lagerböcken, ist die simulative Abbildung der Rückfederung nach Freiwerden der elastischen Spannungsanteile nicht reproduzierbar möglich. Bei der Berechnung des 103 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG maximalen Impaktorwegs smax wirken sich die Fehlerquellen durch die Dominanz der hohen dynamischen Kräfte erheblich geringer aus. In Abbildung 6-19 bis Abbildung 6-22 sind die aufgezeichneten Kraft-Weg-Verlaufe der Versuchskomponenten für die Aufprallenergien von 2,5 kJ bis 4,0 kJ dargestellt: Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ) 80 ZE340: smax=228 mm DP800: smax=211 mm TRIP700: smax=207 mm PM800: smax=198 mm PM1000: smax=137 mm 70 Kraft [kN] 60 ZE340 50 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 6-19 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 2,5 kJ Aufprallenergie Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3kJ) 80 ZE340: smax=225 mm DP800: smax=217 mm TRIP700: smax=203 mm PM800: smax=199 mm PM1000: smax=177 mm 70 Kraft [kN] 60 ZE340 50 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 6-20 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,0 kJ Aufprallenergie 104 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ) 80 ZE340: smax=250 mm TRIP700: smax=227 mm s =250 mm ZE340: max DP800: smax=224 mm TRIP700: smax=227 mm PM800: smax=223 mm s =224 mm DP800: max =200 mm PM1000: smaxPM800: smax=223 mm 70 Kraft [kN] 60 ZE340 PM1000: smax=200 mm 50 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 Abbildung 6-21 40 80 100 120 140 160 Weg [mm] 180 200 220 240 260 280 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,5 kJ Aufprallenergie Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4kJ) 80 ZE340: smax=266 mm DP800: smax=241 mm TRIP700: smax=238 mm PM800: smax=232 mm PM1000: smax=208 mm 70 60 Kraft [kN] 60 ZE340 50 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 6-22 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 4,0 kJ Aufprallenergie Den aufgezeichneten Kraft-Weg-Verläufen sind bei allen Energieniveaus überlagerte Schwingungen mit ähnlicher Frequenz zu entnehmen. Da die Kraftmessung in der Grundplatte der Vorrichtung erfolgt (siehe Abbildung 4-7) kann das System aus Probe und Aufnahme eine durch den Aufprall angeregte Eigenschwingung 105 6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG durchführen. Abgesehen von der überlagerten Eigenschwingung stellt sich der in Abbildung 4-7 vorhergesagte Kraft-Weg-Verlauf ein. Erwartungsgemäß zeigen sich bei höherer Streckgrenze tendenziell geringere smax-Werte. Die Reihenfolge der maximalen Verformungswege entspricht nur im Versuch mit Aufprallenergie 3,5 kJ (siehe Abbildung 6-21) der Streckgrenzenhöhe der Werkstoffe. Bei den übrigen Versuchen liegt die Intrusion beim DP800 trotz höherer Streckgrenze über den smaxWerten von TRIP700. Weiterhin werden mit steigender Aufprallenergie höhere Verformungen erzielt. Die Höhe des ersten Maximalwerts entspricht dem höchsten Widerstand des Profils gegen plastische Verformung in seiner Ausgangsgeometrie. Aus diesem Grund sind bei Stählen mit hoher Streckgrenze (z.B. bei PM800 und PM1000) die höchsten Maximalwerte im Kraftniveau beim ersten lokalen Maximum zu beobachten. Als Integral des Kraft-Weg-Verlaufes kann die Energieaufnahme der Probe interpretiert werden. Dies zeigt, dass bei den Stählen mit hohem Widerstand gegen Verformung geringe Kraftniveaus gegen Ende der Verformung (Aufbau der Zugspannung) erzielt werden. Das erreichte Kraftniveau bei smax resultiert daher lediglich aus der noch abzubauenden Restenergie des Impaktors und liegt aus diesem Grund bei niederfesten Güten höher. Diese Betrachtung setzt voraus, dass die Probe nicht beim Aufbau der Zugspannung durch einen Riss beschädigt wird. Abbildung 6-20 und Abbildung 6-21 zeigen deutlich, dass bei höherem smax unabhängig vom Werkstoff höhere Kräfte erzielt werden. Entscheidend für die Beurteilung des idealen Werkstoffs ist daher die Fragestellung, wie viel Energie die Probe bereits absorbieren konnte, bevor es zum Aufbau der Zugspannung im Bauteil kommt. Für die Interpretation im Hinblick auf den Einsatz im Gesamtfahrzeug muss die Rissbildung im Bauteil idealerweise verhindert, bzw. verzögert werden. Gerade beim Seitenaufprall ist die Erhaltung der Fahrgastzelle und somit die Reduktion der Eindringtiefe des Prüfkörpers von entscheidender Bedeutung. PM 800 und PM100 zeigten in allen Versuchen die geringsten Eindringtiefen (Intrusion bzw. smax). Beim DP800 traten schon bei sehr geringen Aufprallenergien Risse im Bereich der Blechfaltungen unter dem Impaktor auf (siehe Abbildung 8-2). Vor dem Hintergrund der Versuchsergebnisse (Lochaufweitung und Kerbzugversuch) in Kapitel 5.1 kann hieraus bereits gefolgert werden, dass die Erkenntnisse aus der Werkstoffcharakterisierung wichtige Hinweise zur Interpretation der Ergebnisse in Kapitel 8 liefern können. 106 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7 Simulative Abbildung der Bauteileigenschaften 7.1 Optimierung der Simulationsmethode mit Volumelementen in MARC 7.1.1 Ausgangskonfiguration in der Walzprofiliersimulation Die Walzprofiliersimulation in MARC unter Verwendung von Volumenelementen (3DSolid-Element MARC Typ7) findet im industriellen Umfeld verbreitet seinen Einsatz. Aus wirtschaftlichen Gründen erfolgt die Vernetzung des zu profilierenden Blechstreifens meist mit nur einem Volumenelement in Blechdickenrichtung. (siehe Kapitel 2.2.3) Der verwendete MARC-Elementtyp 7 verfügt über 8 Knoten und 8 Integrationspunkte pro Element. Die Lage der Integrationspunkte folgt den parametrischen Koordinaten nach dem GAUß`schen Schema ( ± 3 / 3 ; ± 3 / 3 ; ± 3 / 3 zyklisch getauscht für η, ζ und ξ) (siehe Abbildung 7-1). σz τzy τzx η τxy τxz I6 σx I2 τyx z I5 τyz y I1 σy x Abbildung 7-1 I4 Knoten ζ I8 I7 ξ I3 Integrationspunkt Aufbau MARC 3D-Volumenelement Typ 7 Die Berechung des Walzprofilierprozesses erfolgt an einem endlichen Blechstreifen mit der Länge des 1,5-fachen Gerüstabstandes. Die Vernetzung und der Modellaufbau werden in der Praxis nach Konstruktion der Rollen meist durch kommerzielle Lösungen (z.B. COPRA FEA RF) realisiert. Die kinematischen Randbedingungen in der Simulation am Beispiel der Transfergeometrien Längsträger und Dachrahmen stellt Abbildung 7-2 dar: 107 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN W g un eg ew gb eu kz er Längsträger y Einspannbedingungen: Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest z x X - Richtung fest Y - Richtung fest W er kz eu gb e we gu ng Hutprofil Einspannbedingungen: y Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest X - Richtung fest x Y - Richtung fest Abbildung 7-2 z Freiheitsgrade und kinemtaische Randbedingungen in der Walzprofiliersimulation mit MARC Im Unterschied zum realen Ablauf des Walzprofilierprozesses werden in der Simulation die Werkzeuge und nicht das Blech bewegt. Bei symmetrischen Profilen kann eine Halbierung des Modells (und damit auch eine Reduktion der Rechenzeit) an der Symmetrieachse erfolgen. Am Transferbauteil Hutprofil kann hiervon Gebrauch gemacht werden. 108 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Zur Modellbildung des Werkstoffverhaltens erfolgt die Extrapolation der Fließkurven gemäß Kapitel 2.2.2 für ε>Ag (siehe Kapitel 5.1) nach dem Ansatz von HOLLOMON (siehe Anhang 7): n σ W = k Hε w H (7-1) σw Fließspannung (wahre Spannung) kH Hollomon-Koeffizient nH Hollomon-Verfestigungsexponent Zur Modellierung des Fließkurvenverlauf für εw>Ag (εw = φ) werden für die ausgewählten Versuchswerkstoffe, die in Tabelle 7-1 dargestellten Koeffizienten angewandt: Werkstoff 5 HOLLOMON-Koeffizient kH [N/mm²] HOLLOMON-Verfestigungsexponent nH [-] ZE340 657,08 0,150 TRIP700 1114,22 0,145 DP800 1255,81 0,148 PM800 1030,36 0,048 PM1000 1243,95 0,040 Tabelle 7-1 Extrapolationskoeffizienten für die Fließkurvenextrapolationen der Versuchswerkstoffe nach HOLLOMON 5 Der HOLLOMON-Verfestigungsexponent enstpricht ungefähr dem Verfestigungsexponent n2-8, weicht jedoch durch die Anpassung als „best-fit“ an die experimentell ermittelte Fließkurve bis Ag leicht von n2-8 ab. 109 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.1.2 Sensitivitätsanalyse im V-Gesenkbiegeversuch zur Modelloptimierung Ausgehend vom bisherigen Stand der Technik wird im folgenden Abschnitt die Diskretisierung (Vernetzung) des umzuformenden Blechs bei Biegeprozessen untersucht. Die bisherige Vernetzung in der Walzprofiliersimulation mit nur einem linearen Volumenelement in Blechdickenrichtung scheint insbesondere im Bereich der Radien nicht zur Abbildung komplexer Spannungszustände geeignet (siehe Kapitel 2.2.3 und Abbildung 7-3). log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,064 0,054 0,045 0,036 0,026 0,017 Abbildung 7-3 1 Element in Blechdickenrichtung 5 Elemente in Blechdickenrichtung Einfluss der Diskretisierung auf den berechneten Verformungszustand (DP800, 90°, 6mm VGesenk) Da sich Walzprofilierprozesse nur mit sehr hohem Zeitaufwand simulieren lassen, wird für die Untersuchungen zur optimalen Diskretisierung mit dem Solid-Element Typ 7 in MARC der V-Gesenkbiegeversuch aus Kapitel 4.2.6 verwendet. Hierdurch eröffnet sich weiterhin die Möglichkeit, Simulationsergebnisse mittels der Ergebnisse aus den Realversuchen aus Abschnitt 5.1.1 zu validiren. Im Folgenden werden deshalb Konvergenzuntersuchungen dreidimensionalen numerischen zur Netzfeinheit Abbildung des in der V-Gesenkbiegens zwei- und untersucht. Abbildung 7-4 zeigt die Veränderung des Verlaufs der Vergleichsformänderung φv abhängig von der verwendeten Netzfeinheit. Bei Erhöhung der Elementanzahl in Blechdickenrichtung wird hierbei gleichzeitig die Anzahl der Elemente innerhalb der Blechebene erhöht, womit ein konstantes Elementkantenverhältnis (Höhe gleich Breite) erzielt wird. 110 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Konvergenzuntersuchung zur Elementanzahl im V-Gesenkbiegeversuch QUAD 4 Solid-Element Typ 11 2D V-Gesenkbiegesimulation DP800 r=6mm Winkel 90° Verlauf der log. Vergleichsformänderung φ v an der V-Gesenkprobe 0,14 log. Vergleichsform. φ v [-] 0,12 1 El./Blechdicke 3 El./Blechdicke 0,10 5 El./Blechdicke 7 El./Blechdicke 0,08 8 El./Blechdicke 0 mm 20 El./Blechdicke 0,06 log. Vergleichsformänderung φv an der Profilaußenseite 0,04 0 1 2 3 4 5 abgewickelte Profillänge [mm] Maximalwert der log. Vergleichsformänderung φ v abhängig von der Elementanzahl log. Vergleichsform. φ v [-] 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 Maximalwert im Scheitelpunkt 0,04 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Elementanzahl über der Blechdicke Abbildung 7-4 Berechnete Formänderungskenngrößen abhängig von der Elementanzahl im 2D-VGesenkbiegeversuch (MARC) Mit steigender Elementanzahl ist eine Konvergenz der Vergleichsformänderung im Scheitelpunkt hin zu einem Maximalwert von φv=0,132 (Realversuch φvmax≈0,13) zu beobachten. Demnach sind tendenziell mit feiner Diskretisierung höhere Dehnungswerte bis hin zur realitätsnahen Vorhersage des Dehnungszustandes zu beobachten. Bei Einsatz von nur einem Element in Blechdickenrichtung werden Abweichungen von bis zu 60% des Maximalwerts mit feinster Diskretisierung vorhergesagt. Die unzureichende Abbildung des Formänderungszustandes in der 111 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Berechnung mit nur einem linearen Volumenelement in Blechdickenrichtung wirkt sich weiterhin entscheidend auf die Vorhersage des Eigenspannungszustandes nach Entlastung der V-Gesenkprobe aus. Eigenspannungsverläufe über der Blechdicke bei unterschiedlichen Diskretisierungsfeinheiten; QUAD4 Element Typ 11 DP800 r= 6mm Winkel 90° Pos. über der Blechdicke [mm] 1,35 1,08 1El/Blechdicke 0,81 3El/Blechdicke 5El/BLechdicke 10El/Blechdicke 0,54 20El/Blechdicke 0,27 -700 -500 -300 0 -100 100 300 500 700 Biegeeigenspannugen σx [MPa] Abbildung 7-5 Berechneter Eigenspannungsverlauf im 2D-V-Gesenkbiegeversuch abhängig von der Elementanzahl in Blechdickenrichtung (MARC) In Abbildung 7-5 sind die errechneten Eigenspannungszustände nach Entlastung der Probe im Blechquerschnitt am Scheitelpunkt dargestellt. Mit nur einem linearen Volumenelement kann kein komplexer Spannungszustand im Blechquerschnitt abgebildet werden. Die Spannungen in tangentialer Richtung zum Biegeradius sind jedoch für die Rückfederungsvorhersage maßgebend. Um einen qualitativ aussagefähigen Verlauf der Biegeigenspannungen darzustellen sind mindestens fünf Elemente in Blechdickenrichtung erforderlich. Mit 20 Elementen kann von einer sehr guten Abbildung der Eigenspannungszustände ausgegangen werden. Die Erhöhung der Elementanzahl in Blechdickenrichtung hat jedoch bei Einhaltung des Elementkantenverhältnisses eine erhebliche Steigerung der Elementanzahl zur Folge. Bei geringen Blechdicken (im vorliegenden Fall 1,35mm) werden für 112 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN großflächige Blechbauteile demnach eine enorme Anzahl an Elementen benötigt. Da der V-Gesenkbiegeversuch jedoch mit dem Ziel untersucht wird, eine verbesserte Konfiguration für das dreidimensionale Biegen durch Walzprofilieren zu finden, wird nun auch für das Biegen im V-Gesenk eine dreidimensionale Diskretisierung (Vernetzung) gewählt. Beim Walzprofilieren wurde bereits bei Verwendung von nur einem Volumenelement in Blechdickenrichtung eine Rechendauer von mehr als 200 Stunden erforderlich. Elemente mit höherem Ansatz (z.B. Hex20) werden deshalb nicht untersucht. Weiterhin wird der Einsatz von Schalenelementen nur in LS-DYNA (mit adaptiver Vernetzung) untersucht. Aufbau der 3D V-Gesenkbiegsimulation Stempel Einspannbedingungen: y x • Fixierung in x- und z-Richtung beim Einfahren des Stempel • Fixierung in x-; y- und z-Richtung beim Auseinanderfahren Matrize z • Angriffspunkte der Einspannbedingungen entlang der Symmetrieebene: y x Abbildung 7-6 Simulationsaufbau und Diskretisierung im V-Gesenkbiegeversuch Für die 3D-Untersuchungen wird der Werkstoff DP800 im Biegewinkel 90° und Radius 6mm eingesetzt. Die Blechprobe besitzt in der 3D-Berechnung analog zum Realversuch aus Kapitel 5.1.1 ein Länge von l=100mm. Der Stempel wird bis zum unteren Umkehrpunkt weggesteuert mit v=70mm/s bewegt. Danach erfolgt eine Entlastung der Probe durch Wegfahren der Matrize. Im gebildeten Spalt zwischen Stempel und Matrize kommt es zur Auffederung der V-Probe. Um eine Auffederung zu ermöglichen werden mit Erreichen des unteren Umkehrpunktes die Einspann- 113 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN bedingungen der Knoten verändert. Dies erfolgt mittels Definition eines neuen Lastfalls (loadcase), welcher veränderte Randbedingungen aufweist. Die bisherige Festhaltung im Radienbereich gemäß Abbildung 7-6 weicht der Fixierung eines Biegeschenkels, somit kann der gegenüberliegende Biegeschenkel frei auffedern. Abhängig von der Elementanzahl in Blechdickenrichtung und entlang des Radius sind in Abbildung 7-7 die berechneten Rückfederungswinkel den Werten des Realversuchs gegenübergestellt. zweidimensionalen Gegenüber Berechnungen wird im den Untersuchungen dreidimensionalen in den Modell die Verfeinerung der Diskretisierung in Blechdickenrichtung, als auch entlang der Radiusabwicklung untersucht. Die alleinige Erhöhung der Elementanzahl in Blechdickenrichtung bei konstanter Elementanzahl in Richtung der Radiusabwicklung (Bogenlänge) führt zu keiner Ergebniskonvergenz, da der quadratische Charakter (Elementkantenverhältnis) der Elemente verloren geht. Diskretisierung in 3D-V-Gesenksimulation MARC Volumenelementen Typ 7 DP 800 Winkel 90° Radius 6mm Rückfederung [°] Diskretisierung in Blechdickenrichtung 6 Realbauteil 4 SIMULATION (16Elemente/Radius*) 2 0 1 3 5 7 9 11 Anzahl Elemente über der Blechdicke Rückfederung [°] Diskretisierung entlang des Radius (5 Elemente in Blechdickenrichtung) 6 4 Realbauteil 2 SIMULATION (5Eemente/Dicke) 0 8 12 16 20 24 28 32 Anzahl Elemente entlang der Bogenlänge Abbildung 7-7 Einfluss der Elementanzahl auf das Rückfederungsergebnis im 3D-V-Gesenkbiegeversuch (MARC) 114 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Die Steigerung der Elementanzahl entlang des Radius führt zu einer verbesserten Rückfederungsvorhersage, sofern mindestens 5 Elemente in Blechdickenrichtung eingesetzt werden. Um einen guten Kompromiss zwischen Abbildung des Rückfederungsverhaltens und Eigenspannungszustandes sowie der Berechnungsdauer zu erzielen, wird der Einsatz von 5 Elementen (MARC Typ 7) in Blechdickenrichtung für Walzprofiliersimulationen empfohlen. Zusammenfassend folgen hieraus für die 3D-Idealkonfiguration zur numerischen Berechnung von Walzprofiliervorgängen in MARC (Elementtyp 7 – 3D- Volumenelement) folgende Empfehlungen: • Mindestens 5 Elemente in Blechdickenrichtung • Mindestens 8 Elemente entlang der Radiusabwicklung (trotz eingeschränkter Rückfederungsvorhersage) • Elementkantenverhältnis R<5 (im Radienbereich) Die Leistungsfähigkeit der Idealkonfiguration stellt einen Kompromiss zwischen Rechenzeit und Genauigkeit dar. Abbildung 7-8 stellt den berechneten Eigenspannungsverlauf mit 3D-Idealkonfiguration, und 10 Elementen in Blechdickenrichtung (jeweils 16 Elemente entlang der Radiusabwicklung) und die Messergebnisse der röntgenografischen Eigenspannungsmessung an einer VGesenkprobe gegenüber: 115 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Röntgenografische Eigenspannungsm essung und Sim ulation ZE 340 Winkel 90° Radius 6m m Position in Dickenrichtung [mm] 1,35 1,08 0,81 0,54 0,27 0,00 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 Spannung (σx) [MPa] Idealkonfiguration (5 El./Blechdicke) Messung äußere Randfaser Abbildung 7-8 10 Elemente/Blechdicke Messung innere Randfaser Simulationsvalidierung der Idealkonfiguration (Solid-Element Typ7)mit röntgenografischer Eigenspannungsmessung Hierin zeigt die Idealkonfiguration eine vertretbare Näherung zur feinsten Diskretisierung und Realität bei rund 30% der benötigten Rechenzeit. (In Anhang 9 sind die simulierten Eigenspannungszustände aller V-Gesenkbiegeversuche in „3DIdealkonfiguration“ dargestellt) Zur singulären Simulation des V- Gesenkbiegeversuchs ist der Einsatz von mehr als 5 Elementen und die zweidimensionale Modellierung gemäß Abbildung 7-5 empfohlen. In Abbildung 7-9 werden die Verläufe der Hauptformänderung φ1 dem simulierten Verlauf mit der 3D-Idealkonfiguration gegenübergestellt. Auch hier werden vertretbare Übereinstimmungen erzielt: 116 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN PM 800 Winkel 60° Radius 4 mm 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 14 Hauptformänderung φ 1[-] Hauptformänderung φ 1[-] PM 1000 Winkel 60° Radius 4 mm 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 Schnittlänge [mm] Hauptformänderung φ 1[-] Hauptformänderung φ 1[-] 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 4 6 8 10 Abbildung 7-9 10 12 14 12 14 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 2 4 6 8 10 12 14 Schnittlänge [mm] Schnittlänge [mm] Schnitt0 8 ZE 340 Winkel 60° Radius 4 mm 0,30 2 6 Schnittlänge [mm] DP 800 Winkel 60° Radius 4 mm 0 4 Schnitt1 Schnitt2 Simulation Simulationsvalidierung mit Idealkonfiguration anhand der Hauptformänderung φ1 Da die feine Vernetzung des Modells nur im Bereich der Umformradien benötigt wird, macht die Anwendung der Diskretisierungsregel (3D-Idealkonfiguration) die Unterteilung des Blechquerschnitts in Diskretisierungszonen erforderlich. Das Intervall (a) beschreibt die Abwicklungszone des einzelnen Radiensegments und entsteht an jedem Biegeradius des Endprofils. Die Radiensegemente werden im Folgenden sri genannt. Abhängig von der Größe des Radius und der Blechdicke kann die Vernetzung gemäß des Ablaufs nach Abbildung 7-10 erfolgen: 117 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Unterteilung der Radienbereiche in Diskretisierungszonen xSr1 Sr1 (c) (b) (a) (b) (c) l Bestimmung der Segmente sri und der zugehörigen Intervalle (ai) (i = 1…n) xsri : (Position Radius) sri : (einfache Bogenlänge) = Intervalllänge (ai) Bestimmung der Intervalllänge (b) In diesem Bereich ist die Elementanzahl mit nur einem Element festgelegt. Die Länge beträgt 1,6mm, damit bleibt das Elementkantenverhältnis für die Blechdicken 1,0mm und 1,35mm in einem Bereich von 6 bis 8. Bestimmung der Intervalllängen (cl) • In den Bereichen zwischen den Segmenten (clz); (i = 2…n-1) (clz) = xsri – xsri-1 – 2* Intervalllänge (bl) – ½ * Intervalllänge (ai)- ½ *Intervalllänge (ai-1) • Bei x = 0 (c0); (i = 1) (c0) = xsri - Intervalllänge (bl) – ½ * Intervalllänge (ai) • Bei x = l (l: Blechbreite) (cll) (i = n) (cll) = l - xsrn - Intervalllänge (bl) - ½ * Intervalllänge (an) xsr2 xsr1 Intervall (c) Intervall (b) x Abbildung 7-10 Segment sr2 Segment sr1 Intervall (a) Vernetzungszonen im Radienbereich bei 3D-Diskretisierung für das Walzprofilieren Bei Anwendung der vorgestellten Vernetzungsregel auf das komplexe Gesamtprofil werden die Radiensegmente durch Projektion der Lage im Endprofil auf das unverformte Blech ermittelt. Hierdurch ergibt sich die Position der Radiensegmente xsRi entlang der Abwicklungslänge des Profilquerschnitts. 118 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN l1 Längsträger 2D-Schnitt r1 l8 l2 r2 l3 r7 r6 l 7 l6 r3 r4 l4 l5 r5 Xsri: sri=2*(ri*π* φi/360°) Position des Bogensegmentes in x-Richtung (Segmentmitte) xs sr1 xsr2 s l1 sr1 x xsr3 s sr2 l2 xsr4 s sr3 l3 xsr5 s sr4 l4 l5 xsr6 s sr5 l6 sr6 l7 xsr7 sr7 l8 x l1 l5 Hutprofil 2D-Schnitt r4 r1 l2 l4 r2 l3 r3 Xsri: sri=(ri*π* φi/360°) Position des Bogensegmentes in x-Richtung (Segmentmitte) xs r1 l1 xsr2 xs r3 l2 l3 sr1 s r2 xsr4 s r3 l4 x Abbildung 7-11 Diskretisierungszonen für 3D-Idealkonfiguration an Langsträger und Hutprofil 119 sr4 l5 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Verglichen mit der bisher angewandten Methodik kann die 3D-Idealkonfiguration erhebliches Optimierungspotential bei der Vorhersage der Bauteileigenschaften gegenüber aktuellen kommerziellen Methoden aufweisen. Die umfangreiche Verfeinerung der Diskretisierung schlägt sich jedoch signifikant in einer Erhöhung der Elementanzahl nieder. Vernetzung in 3D-Idealkonfiguration (MARC Solid-Element Typ 7) Profil Längsträger Hutprofil Elementanzahl 66040 21840 Elementlänge 0,59 mm bis 5,4 mm 0,82 mm bis 3,2 mm Elementhöhe 0,27 mm 0,2 mm Elementtiefe 5 mm 5 mm Intervall (a) 2,2 bis 3,65 4,08 Intervall (b) 6 6 Intervall (c) 20 16 Elementabmessung Elementkantenverhältnisse Tabelle 7-2 Elementanzahl und -abmessung für Längsträger und Hutprofil in 3D-Idealkonfiguration In Tabelle 7-2 sind die Elementanzahl und deren Abmessungen für die Diskretisierungsintervalle in Idealkonfiguration aufgeführt. Die hohe Anzahl an Elementen verursacht bei impliziter Berechnung für den Längsträger in 3DIdealkonfiguration Rechenzeiten bei über 1000 Stunden. 6 Die 3D-Idealkonfiguration kann daher keine Lösung für den breiten industriellen Einsatz darstellen. Dieser Umstand erfordert die Entwicklung alternativer Ansätze für die numerische Berechnung von Walzprofilierprozessen. 6 bei Verwendung eines 4 CPU-Cluster Servers mit AMD OPTERON-Prozessor Arbeitsspeicher 120 TM 2,4 GHz und 2GB 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.2 Entwicklung von Alternativmethoden für die Simulation von Walzprofilierprozessen Die Problematik extrem hoher Rechenzeiten für die Berechnung des Walzprofilierprozesses mit der 3D-Idealkonfiguration schränkt die Einsatzmöglichkeiten im industriellen Umfeld stark ein. Die durchgeführten Untersuchungen zeigen jedoch, dass die bisher verwendete Vernetzung (ein Volumenelement in Blechdickenrichtung) des Blechs keine ausreichend genauen Ergebnisse liefert. Im Folgenden werden daher zwei alternative Lösungen untersucht: • Simulation in MARC mit Solidshell-Elementen, welche die Eigenschaften von Volumen- und Schalenelementen kombinieren (Kapitel 7.2.1) • Einsatz von LS-DYNA als Solver in Verbindung mit Schalenelementen für die Simulation von Walzprofilierprozessen (Kapitel 7.2.2) 7.2.1 Untersuchung eines alternativen Elementtypen in MARC (SolidshellElement) Aktuelle Entwicklungen neuer Elementtypen für die Blechumformung verfolgen häufig die Zielsetzung Biegespannungen und Spannungszustände der Zug/Druckumformung gleichermaßen abzubilden. Für die Simulation in MARC wurde hierfür der Elementtyp 185 (Solidshell-Element) entwickelt. Solidshell-Elemente kombinieren die Eigenschaften von Volumenelementen (Solid-Elemente) bezüglich der Freiheitsgrade und Knotenkonfiguration und Schalenelementen (Shell) hinsichtlich des Integrationspunktschemas in Dickenrichtung. Solidshell-Elemente für die Walzprofiliersimulation sind bisher nicht im industriellen Einsatz, wurden aber bereits von DAYONG im Rahmen einer wissenschaftlichen Veröffentlichung verwendet [DAYO07]. 121 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN MARC Solidshell-Element TYP 185 Basis Isoparametrischer 8 Knoten Quader Schaleneigenschaften - Hughes-Liu Schale - Belytschko-Lin-Tsay Schale • Integrationspunktanzahl kann gewählt werden (nur ungerade Anzahl größer 3 möglich) • Ein Integrationspunkt in Schalenebene Knoten Abbildung 7-12 Integrationspunkt Aufbau MARC Solidshell-Element Typ 185 (Angaben MARC) Infolge des reduzierten Integrationspunktschemas (siehe Abbildung 7-12) in Verbindung mit Kontaktproblemen steigt die Anfälligkeit der Solidshell-Elemente für so genannte Hourglassing 7-Phänomene. Im Einzelfall müssen daher die verwendeten Integrationsschemen kritisch betrachtet werden. In der numerischen Anwendung sind Elemente mit reduzierter Integration bei Kontaktproblemen meist nicht sinnvoll einsetzbar. Es wird für die folgenden Untersuchungen die Verwendung von mindestens 8 Solidshell-Elementen entlang des Radius definiert. In Blechdickenrichtung werden 11 Integrationspunkte gewählt. Bei Gegenüberstellung des gewählten Falles von 8 Elementen entlang des Radius beim Biegeradius von 8mm, wird verglichen mit den Solid-Elementen (Typ 7) in 3D-Idealkonfiguration im Verlauf der Biegeeigenspannungen ein nahezu kongruenter Verlauf erzielt (siehe Abbildung 7-13). 7 Numerisches Phänomen, welches einem Verformungszustand äquivalent zu Null entspricht; Tritt häufig bei Verwendung von linearen Elementen mit reduzierter Integration im Kontaktproblem auf 122 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Gegenüberstellung der Ergebnisse der Idealkonfigurationen für Solid- und Solidshell-Element DP 800 Winkel 90° Solid-Element 5 Element über der Dicke; 8 Elemente entlang des Radius Eigenspannungsverlauf über der Blechdicke r=8mm 8 Elemente entlang des Radius 1,35 CPU-Zeit [s] 115,4 1,08 Pos. in Blechdickenrichtung [mm] 1,22 Wall-Zeit [s] 133,2 0,95 0,81 Solidshell-Element 13 Integrationspunkte; 8 Elemente entlang des Radius Solidshell-Element 13IP 0,68 Solid-Element;Idealkonf. 0,54 CPU-Zeit [s] 74,8 Zeitersparnis CPU-Zeit 60,2 % Zeitersparnis Wall-Zeit 0,27 45,9 Wall-Zeit [s] 0,41 78,1 % 0,14 0,00 -400 -200 0 200 400 Biegeeigenspannung σx [MPa] Abbildung 7-13 Vergleich der Ergebnisse bei Simulation des 3D-Gesenkbiegeversuchs mit Solid- und SolidshellElementen (DP800, Winkel 90°, r=6mm) Die Zeitersparnis gegenüber der Solid-Elementberechnung von über 75% (Wall-Zeit) unterstreicht das erhebliche Einsatzpotential der Solidshell-Elemente. In der anwendungsorientierten Erprobung der Solidshell-Elemente an der Transfergeometrie Hutprofil kommen jedoch die Problemstellungen der numerischen Instabilität (resultierend aus reduzierter Integration und Kontaktproblemen) zu Tage. Bei einer einheitlichen Diskretisierung mit Solidshell-Elementen über den gesamten Blechquerschnitt stellt sich der Profilflansch zwischen den Rollen 6 und 7 auf und kollidiert anschließend mit Rolle 7 (siehe Abbildung 7-14). 123 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Einheitliche Diskretisierung mit Solidshell-Elementen log. Vergleichsformänderung φv [-] Rolle 6 0,3 0,27 0,24 0,21 0,18 0,15 0,12 0,09 Rolle 7 0,06 0,03 0 Einfädeln in nächste Rolle nicht möglich Aufstellen der Bandkante Diskretisierung mit Solid-Elementen im Steg und Solidshell-Elementen im Radius log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,3 0,27 0,24 0,21 Rolle 6 TYP 185 (Solidshell) TYP 7 (Solid) 0,18 0,15 0,12 0,09 0,06 Rolle 7 0,03 0 Kein Aufstellen der Bandkante Abbildung 7-14 Simulation am Hutprofil mit Solidshell-Elementen Die dargestellte Problemstellung führt bei strukturmechanischer Betrachtung zur Überlegung beide Elementtypen zu kombinieren (siehe Abbildung 7-14 – untere Darstellung). Die Vernetzung mit nur einem Solid-Element in Blechdickenrichtung im Bereich der Biegeschenkel und Solidshell-Elementen in den Radien liefert keine numerischen Probleme in der Simulation des Hutprofils, da die Biegemomente beim 124 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Walzprofilieren größtenteils über die Profilstege eingeleitet werden. Somit werden die Solid-Elemente im Bereich des Blechkontaktes ideal eingesetzt, während die Solidshell-Elemente die komplexen Spannungszustände im Radienbereich durch die hohe Anzahl an Integrationspunkten gut vorhersagen. Die Solid-Elemente (Typ 7) im Stegbereich sorgen im post-processing der Simulation für Erschwernisse bei der Auswertung des Blechdickenverlaufs. Wie aus Abbildung 7-15 erkennbar wird, bilden die Solid-Elemente im Stegbereich keine Ausdünnung des Bleches ab. Im Bereich der Radien werden die erzielten Ausdünnungen im Blech durch die SolidshellElemente tendenziell gut abgebildet. Die vorliegenden Abweichungen sind vor dem Hintergrund der Messgenauigkeit und Größenordnung der Ausdünnungswerte als akzeptabel anzunehmen. Blechdickenabnahme [%] Simulation in MARC Blechdickenverlauf bei Simulation mit gemischter Diskretisierung (Solid-/Solidshell-Elemente) Längsträger PM800 2 R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7 0 -2 R1 -4 Querschnitt Längsträgerprofil -6 R7 R6 -8 R2 R3 -10 0 50 100 150 200 250 R4 R5 300 abgewickelte Profillänge [mm] Simulation; MARC Solid-/Solidshell-Element Abbildung 7-15 Realbauteil Belchdickenverlauf im Realbauteil und bei der Simulation mit kombinierter Diskretisierung (Solidshell/Solid) Gemessen an den vorliegenden Blechdickenabnahmen im Bereich der Stege von unter 2% kann die hybride Vernetzung mit Solidshell- und Solid-Elementen, trotz der Schwächen in der Ausdünnungsvorhersage im Stegbereich, zur Vorhersage der Formänderungen effizient eingesetzt werden. Durch den kombinierten Einsatz zweier Elementtypen mit einer Volumenelementformulierung in der Knotenkonfiguration und 125 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN verschiedenen Integrationspunktlagen kann der Übergang der Berechnungsergebnisse in weiterführende Berechnungen nicht realisiert werden. Die erheblichen Vorteile in Ergebnisqualität und Rechendauer sind daher bei der SolidshellhybridKonfiguration gegenüber der Abbildung einer virtuellen Prozesskette (inkl. Crashmapping) abzuwägen. 7.2.2 Walzprofiliersimulation in LS-DYNA LS-DYNA ist als Solver für umformtechnische FE-Berechnung bereits langjährig etabliert. Weiterhin werden die nachfolgenden funktionalen Berechnungen in der Automobilindustrie am Gesamtfahrzeug (z.B. Crash) häufig ebenfalls in LS-DYNA durchgeführt. Bei der Simulation von Blechumformprozessen kommen bei Verwendung von LS-DYNA in der Regel 4-Knoten-Schalenelemente zum Einsatz. Weiterhin erfolgt die Berechnung des Umformvorganges in LS-DYNA mit explizitdynamischer Zeitintegration. Nur im Fall von nachfolgenden Rückfederungssimulationen kommen implizite Zeitintegrationschemen zum Einsatz. Die am häufigsten in der Blechumformsimulation eingesetzten Schalenelementtypen sind in Abbildung 7-16 dargestellt: σ2 σ1 Mb2 Mb1 τ2 τ1 τ2 τ1 σ1 BelytschkoLyn-Tsay Ebene 5 σ2 Ebene 4 Mb1 Mb2 Ebene 1 Mittelebene Ebene 3 σ2 Ebene 2 Knoten Abbildung 7-16 Fully-Integrated Typ16 Integrationspunkt Aufbau und Integrationspunktschema der verwendeten Schalenelemente in LS-DYNA (verändert nach [LANG93]) Während die Anzahl der Integrationspunktebenen innerhalb eines Elementtyps wählbar sind, wird die Anzahl der Integrationspunkte innerhalb einer Ebene durch 126 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN den Elementtyp definiert. Weit verbreitet sind die Integrationspunktschemen nach BELYTSCHKO-LYN-TSAY (reduzierte Integration) und das Fully-Integrated Element Typ16. Um die Vergleichbarkeit der Ergebnisse mit Berechnungen in Marc sicherzustellen wird in der vorliegenden Arbeit der Elementtyp 16 (Fully-Integrated) für alle Walzprofiliersimulationen verwendet, der ähnlich zum 3D-Volumenelement Typ7 in MARC über 4 Integrationspunkte innerhalb einer Ebene (layer) verfügt. Hierdurch soll auch die in Kapitel 7.4.2 beschriebene Schnittstellenfunktionalität unterstützt werden. Gegenüber dem kinematisch wenig komplexen Tiefziehprozessen treten beim Walzprofilieren wiederkehrende Kontakte des Blechs mit den Umformrollen auf. Schalenelemente und Elemente mit reduzierter Integration sind für den Einsatz bei aufwändigen Kontaktproblemen ungeeignet. Um dieser Problematik zu entgegnen, entwickelte bereits ISTRATE eine gesteuerte Werkzeugbewegung für die Simulation des Walzprofilierens, die das Einfädeln des Blechs in die Rollen durch eine vertikale Rollenbewegung ersetzt [ISTR03]. Infolge der vertikalen Rollenbewegung wird der Kontakt zwischen Rolle und Blech in Blechnormalenrichtung aufgebaut bis der Rollenabstand dem Profilspalt entspricht. Die Rollen bewegen sich dann nacheinander mit definiertem Abstand in Längsrichtung (Rollenachsenabstand) über das Blech (siehe Abbildung 7-17). 127 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Randbedingungen • Werkzeuge Starrkörper x y z • Es werden jeweils nur die für den Lastfall zugehörigen Rollen aktiviert (max. 2 Rollen gleichzeitig im Kontakt) Werkzeugbewegung • Geschwindigkeitsgesteuert (vz=5000mm/s) y • Translatorische Rollenbewegung in horizontaler Richtung über das fest eingespannte Blech x • Reibungsfreier Kontakt zwischen Rollen und Blech • Zusätzliche Werkzeugbewegung in vertikaler Richtung um Kollision zwischen Blech und Rolle zu vermeiden (Einfädeln) vertikale Werkzeugbewegung Ho W le n ta o ri z ze erk un eg ew b ug g Einspannbedingungen: Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest X - Richtung fest Y - Richtung fest Blech • Verformbar • Adaptive Netzverfeinerung x Abbildung 7-17 • Elementtyp: 4-Knoten-Schale Typ16 (5 IP-Ebenen) z y Simulationsaufbau für die Walzprofiliersimulation in LS-DYNA (Längsträger) In der Realität kommt es zwischen den Rollen zur freien Auffederung des Blechs. Für die Abbildung der Rückfederung zwischen den Umformstufen scheint daher der explizit-dynamische Zeitintegrationsansatz in LS-DYNA nicht optimal. Die besonderen Vorteile bei der Verwendung von LS-DYNA als Solver für die Walzprofiliersimulation liegen in der Möglichkeit zur direkten Ergebnisübertragung in eine Crashsimulation (Mapping) und der Vorhersagegenauigkeit kurzen wird Berechnungsdauer. aus diesem Grund Für in die Bewertung Abbildung 7-18 der das Berechnungsergebnis für die Hauptformänderung φ1 und die Nebenformänderung φ2 den Formänderungsanalysen am Realbauteil aus Kapitel 6.2.2 gegenübergestellt: 128 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Simulation und Realbauteil Gegenüberstellung der Vergleichsformänderung am Längsträger PM800 Querschnitt Längsträgerprofil R1 Ermittlung der Formänderungen an der Profil-Außenseite Innenseite R7 R6 R2 R3 R4 R5 Außenseite Vergleichsformänderung in Simulation und Realbauteil PM 800 Längsträger log. Vergleichsformänderung φ v [-] 0,40 R1 0,35 R2 R3 R4 R5 R6 R7 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 50 100 150 200 250 300 350 abgew ickelte Profillänge [m m ] Realbauteil (ARGUS) Abbildung 7-18 MARC SolidShell DYNA Shell-Element Vergleich der Vergleichsformänderung der Walzprofiliersimulation in LS-DYNA und MARC mit dem Fromänderungsverlauf am Realbauteil (Mittelwert aus drei Schnitten) Das Berechnungsergebnis kann nur in Radius 7 hinreichend genau den real vorliegenden Zustand der Vergleichsformänderungen φv abbilden. Während in den Radien R2 und R3 die vorhergesagten Vergleichsformänderungen φv nur halb so groß wie in der Realität sind, werden in den Radien R5 und R6 zu hohe Formänderungen berechnet. Verglichen mit den Ergebnissen in MARC werden tendenziell geringere Maximalwerte der Vergleichsformänderung φv berechnet. In Radius 2 und Radius 3 kommt es zu einer Verschiebung des Maximums in beiden Berechnungen. Bei der Interpretation der vorliegenden Ergebnisse sollte jedoch bedacht werden, dass die Berechnungsergebnisse in LS-DYNA als Werte innerhalb 129 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN der Integrationspunktebenen ausgegeben werden. Die Formänderungsanalyse bildet hingegen den Formänderungszustand an der Blechoberfläche ab. Je nach Anzahl der Integrationspunktebenen (in diesem Fall 5) kann es hierdurch zu Abweichungen kommen (vgl. Abbildung 7-36). Die Methode der Formänderungsanalyse ist weiterhin in ihrer Ortsauflösung im Bereich kleiner Radien durch die Größe der Ätzpunkte erheblich eingeschränkt (siehe Kapitel 4.2.1), weshalb eine abschließende Bewertung der Simulationsmethode durch den Vergleich der Berechnungsergebnisse mit der Formänderungsanalyse gegenüber den Berechnungsergebnissen in MARC abgewogen werden muss. Für die Prozesssimulation innerhalb der Walzprofilierindustrie ist die Vorhersage des Formänderungszustandes bei der Simulation in LS-DYNA in Verbindung mit den geringsten Berechnungszeiten (ca. 50 Stunden 8) als ausreichend genau einzustufen. 7.3 Verfahrensvergleich in der Simulation 7.3.1 Simulationskonfiguration für das Tiefziehen und Abkanten Zur Durchführung des simulativen Verfahrensvergleichs wird die Herstellung der Transferbauteile mittels konventioneller Verfahren (Tiefziehen und Abkanten) in LSDYNA und MARC simuliert. Der kinematische Simulationsaufbau für das Tiefziehen folgt den Erfahrungswerten innerhalb der Blechumformsimulation. Die Modellbildung (Pre-Processing) erfolgt in der kommerziellen Software DYNAFORM. Im Gegensatz zur Walzprofiliersimulation in LS-DYNA wird bei der Simulation des Tiefziehprozesses der Schalenelementtyp BELYTSCHKO-LYN-TSAY mit reduzierter Integration (siehe Abbildung 7-16) eingesetzt. Auch hier werden 5 Integrationspunktebenen gewählt, die jedoch beim BELYTSCHKO-LYN-TSAY-Schalenelement mit jeweils nur einem Integrationspunkt besetzt sind. Am Versuchsbauteil Hutprofil erfolgt analog zum Realversuch der Verfahrensvergleich zwischen Tiefziehen und Walzprofilieren. Auch in der Simulation werden die Versuchsparameter Niederhalterdruck (p=1,5 N/mm²), Werkzeugaufbau und Werkzeugbewegung möglichst realitätsnah modelliert. Die Werkzeuge werden 8 bei Verwendung eines 4 CPU-Cluster Servers mit AMD OPTERON-Prozessor Arbeitsspeicher 130 TM 2,4 GHz und 2GB 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN als Funktionsflächen ohne elastische Eigenschaften abgebildet (Starrkörper). ng tu ic h R X- FNH st fe z z x x y FNH z y x y Blech Matrize • Verformbar Niederhalter • Adaptive Netzverfeinerung • Starrkörper • Elementtyp Belytschko-Lin-Tsay (5IP) • Kraftgesteuert (p=1,5MPa) • Feste Einspannung in x-Richtung • Starrkörper • Reibung μ=0,1 s z x y Stempel • Starrkörper Tiefgezogenes Blech • Weggesteuert Abbildung 7-19 Aufbau der Tiefziehsimulation am Hutprofil in LS-DYNA Um simulative Artefakte (z.B. Singularitäten) zu verhindern, wird auch in der Tiefziehsimulation das Blech in einem translatorischen Freiheitsgrad gesperrt. Durch den Einsatz der adaptiven Netzverfeinerung 9 muss die Feinheit der Vernetzung des unverformten Bleches nicht gesondert untersucht werden. Bei der Wahl der Adaptivitätsparamter wird die vierfache Teilung eines Elements zugelassen. Beim folgenden Vergleich der Ergebnisse aus der MARC-Walzprofiliersimualtion und LSDYNA-Tiefziehsimulation können also unterschiedliche Netzfeinheiten in den Radien vorliegen. 9 Automatische Anpassung der Vernetzungsfeinheit in Bereichen hoher Ergebnisgradienten (z.B. bei hohen Umformgraden in Radienbereich) 131 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Die Simulation des Abkantvorganges in MARC zur Herstellung des Transferbauteils Längsträger wird durch die Mehrstufigkeit des Abkantprozesses erheblich erschwert. Gegenüber dem reinen Tiefziehprozess kann die Abkantsimulation nicht innerhalb eines Rechenlaufes erfolgen (siehe Abbildung 7-20). Wirkflächen Profilgeometrie Stufe 2 Stufe 1 Stufe 4 Stufe 3 Werkzeuge Simulation des Abkantvorgangs Blech • • Matrize Werkzeugbewegung Stufenweise Berechnung des Umformvorgangs Stempel • Niederhalter weggesteuert • Niederhalter • Stempel weggesteuert Das umgeformte Blech der vorherigen Stufe wird als Input (Ergebnisdatei) für die anschließende Stufe verwendet. Stempelbewegung Blech Legende Starrkörper • • MARC Elementtyp 185 und 7 (Solidshell-/Solid-Element) • Abbildung 7-20 Verformbar Adaptive Netzverfeinerung Aufbau der Abkantsimulation am Längsträger in MARC Im Gegensatz zur Tiefziehsimulation wird der Niederhalter beim Abkanten weggesteuert eingesetzt. Da beim Abkanten keine Relativbewegeung zwischen Blech und Niederhalter erwünscht ist, kann die weggesteuerte Kinematik zur vollständigen Festhaltung des Blechs gewählt werden. Um die Werkzeugbewegungsrichtung beizubehalten, wird das Profil zwischen Stufe 3 und Stufe 4 gedreht. 132 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.3.2 Simulativer Verfahrensvergleich am Versuchsbauteil Hutprofil Für den simulativen Verfahrensvergleich zwischen Tiefziehen und Walzprofilieren werden jeweils die Berechnungsergebnisse der Simulationen in LS-DYNA herangezogen, um Einflüsse der Simulationsmethode und Elementformulierung auszublenden. Zielsetzung ist es, den Verfahrensvergleich der Umformmethoden auf Kenngrößen auszuweiten, welche durch die bisherigen Messmethoden am Realbauteil (siehe Kapitel 6.2) nicht erschlossen werden konnten. Beispielsweise konnten am Hutprofil bisher keine Formänderungskenngrößen ausgewertet werden, da beim Tiefziehvorgang die Oberflächenätzung der fotogrammetrischen Muster so stark beschädigt werden, dass keine Auswertung am Realbauteil möglich ist. Abbildung 7-21 zeigt die Gegenüberstellung der beider Verfahren für die berechnete Vergleichsformänderung φv und den berechneten Blechdickenverlauf am Hutprofil: Simulativer Verfahrensvergleich Walzprofilieren und Tiefziehen in LS-DYNA log. Vergleichsformänderung φv log. Vergleichsformänderung φv 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 Tiefziehbauteil Walzprofil Formänderungsverlauf entlang des Profilquerschnitts Blechdickenverlauf entlang des Profilquerschnitts 1 0,2 Blechdicke [mm] log. Vergleichsformänderung nach von Mises φ v [-] 0,25 0,15 0,1 0,995 0,99 0,05 0,985 0 0 0 50 100 150 abgewickelte Länge Profilquerschnitt [mm] 100 150 abgewickelte Länge Profilquerschnitt [mm] Tiefziehbauteil Abbildung 7-21 50 Walzprofil Simulativer Verfahrensvergleich am Hutprofil (Tiefziehen und Walzprofilieren) in LS-DYNA 133 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Neben der qualitativen Darstellung der Vergleichsformänderung φv nach VON MISES werden in der Auswertung des Formänderungsverlaufs entlang des Profilquerschnitts die Unterschiede im Bauteilzustand deutlich. Die Zugspannungen beim Tiefziehen in der Bauteilzarge verursachen Formänderungen in doppelter Größenordnung gegenüber den Biegeformänderungen in den Radien des Walzprofils. Im Verlauf der Vergleichsformänderung φv beim Walzprofil ist in der Symmetrieebene des Profilquerschnitts ein lokales Maximum der Formänderung zu beobachten. Durch die halbseitige Abbildung des Hutprofils im Berechnungsmodell für die Walzprofiliersimulation (siehe Abbildung 7-2) bewirken die Einspannbedingungen in der Symmetrieebene entgegen der Realität eine Verformung in der Profilbodenmitte. Im Blechdickenverlauf zeigen sich ausgelöst durch die hohen Umformgrade im Bereich der Profilzargen auch beim Tiefziehbauteil signifikante Abnahmen der Blechdicken. Gegenüber den gemessenen Abnahmen der Blechdicken in Kapitel 6.2.1 (siehe Abbildung 6-6) fallen die Ausdünnungswerte in der Simulation sowohl beim Tiefziehen, als auch beim walzprofilierten Bauteil erheblich geringer aus. Analog zum Verlauf der Formänderungen liegen auch die Ausdünnungswerte beim tiefgezogenen Hutprofil bei zweifach höheren Werten. Aus Gründen der Volumenkonstanz ist dies beim ebenen Spannungszustand nicht anders zu erwarten. In der Simulation können die Unterschiede der Bauteileigenschaften erheblich deutlicher dargestellt werden, als am Realbauteil. Mit max. 1,5% Ausdünnung am Tiefziehprofil liegen in der Simulation vergleichsweise geringe absolute Blechdickenabnahmen bei beiden Verfahren vor. Dies kann vor dem Hintergrund der Realbauteilvermessung und Erfahrungswerten bei Tiefziehbauteilen als unzureichende Vorhersage eingestuft werden. 7.3.3 Simulativer Verfahrensvergleich am Versuchsbauteil Längsträger Am Versuchsbauteil Längsträger erfolgt analog zu den Versuchen an Realbauteilen der simulative Verfahrensvergleich zwischen Walzprofilieren und Abkanten. In den Untersuchungen der Realbauteile zeigten die beiden Umformverfahren keine signifikanten Unterschiede im Formänderungszustand (siehe Abbildung 6-10 und Abbildung 6-11). Die Simulation am walzprofilierten Bauteil erfolgt in der gemischten Elementkonfiguration gemäß Kapitel 7.2.1 mit Solid- und Solidshell-Elementen. Beim Abkanten werden ausschließlich Solid-Elemente eingesetzt. In Abbildung 7-22 134 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN werden die berechnete Werte für die Vergleichsformänderung φv und den Blechdickenverlauf für beide Verfahren gegenübergestellt: Simulativer Verfahrensvergleich Walzprofilieren und Abkanten in MARC 0,34 0,31 0,27 0,24 0,20 0,17 0,14 0,10 0,07 0,03 0,00 Abkantbauteil 0,34 0,31 0,27 0,24 0,20 0,17 0,14 0,10 0,07 0,03 0,00 Walzprofil log. Vergleichsformänderung φv Blechdickenverlauf entlang des Profilquerschnitts Formänderungsverlauf entlang des Profilquerschnitts 1 0 0,3 Blechdickenabnahme [%] log. Vergleichsformänderung φ v [-] 0,35 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 0 -0,05 log. Vergleichsformänderung φv 0 100 200 300 100 200 300 -2 -3 -4 -5 -6 -7 -8 -9 -10 abgewickelte Profillänge [mm] abgewickelte Profillänge [mm] Abkantbauteil Abbildung 7-22 -1 0 Walzprofil Simulativer Verfahrensvergleich in MARC zwischen Walzprofilieren und Abkanten am Versuchsbauteile Längträger Im Verlauf der Vergleichsformänderung über den Profilquerschnitt werden in ähnlicher Weise zum Realversuch am Abkantteil als auch am Walzprofil nahezu identische Formänderungsverläufe erzielt. Die Abweichungen bei der Höhe der Maximalwerte für φv im Radienbereich können auf die jeweilige Elementanzahl im Radienbereich zurückgeführt werden. Beim Walzprofil sind tendenziell in kleinen 135 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Radien höhere Werte gegenüber dem Abkantteil zu beobachten, während in der Simulation des Abkantbauteils in den übrigen Radien eher höhere Formänderungen auftreten. Analog zur Formänderungsanalyse an den Realbauteilen (siehe Abbildung 6-10) treten die größten Vergleichsformänderungen am Radius eins (bei ca. 40mm Abwicklungslänge) und Radius fünf (ca. 245mm) auf. Grundsätzlich werden in der Simulation für beide Verfahren Vergleichsformänderungen über den real gemessenen Werten vorhergesagt (Abweichung in der Simulation Δφv≈0,05). Verglichen mit der Tiefziehsimulation (Kapitel 7.3.2) werden jedoch gute Ergebnisgenauigkeiten in der Vorhersage des Formänderungszustandes erzielt. Im Verlauf der Blechdickenabnahme zeigt die Simulation eine signifikant höhere Ausdünnung im Bereich der Radien am Walzprofil verglichen mit dem berechneten Abkantbauteil. Wenngleich die Unterschiede am Realbauteil nicht so groß ausfallen, kann diese Tendenz auch in der Realität beobachtet werden (siehe Abbildung 6-8). Auch die Maximalwerte der Ausdünnung (ca. 7,5% am Realbauteil Walzprofil) können in der Simulation (ca. 8,5%) gut abgebildet werden. Im Unterschied zum Realbauteil werden jedoch in der Simulation die Veränderungen der Blechdicken im Stegbereich nicht abgebildet. Wie in Kapitel 7.2.1 beschrieben tritt in der Simulation mit gemischter Diskretisierung (Solid- und Solidshell-Element) keine Blechdickenabnahme in den Biegeschenkeln auf. Die Vorhersage der Ausdünnung kann demnach ebenfalls als quantitativ aussagekräftig eingestuft werden. Verglichen mit dem simulativen Verfahrensvergleich zwischen Tiefziehen und Walzprofilieren (siehe Kapitel 7.3.2 und Abbildung 7-21) am Hutprofil kann die Änderung der Blechdicke deutlich besser vorhergesagt werden. 136 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.4 Simulation der dynamischen Bauteileigenschaften am Längsträger 7.4.1 Crashsimulation mit homogenen Modellen (ungemappt) Im folgenden Kapitel wird die Simulation des Crashkomponentenversuchs aus Kapitel 6.3.2 in LS-DYNA beschrieben. Zielsetzung ist die Simulation des Versuchs bei Verwendung eines Bauteilmodells (Längsträger) mit homogenen Eigenschaften ohne Berücksichtigung der Vorverfestigung. Zur Beschreibung des werkstoffabhängigen Verformungsverhaltens unter dynamischer Lasteinwirkung werden dehnratenunabhängige Werkstoffmodelle (mat36) eingesetzt, die keine Rissvorhersage zulassen. Die Vereinfachung des dehnratenunabhängigen Werkstoffverhaltens wird auf Grund der geringen Aufprallgeschwindigkeiten (siehe Abbildung 7-23) getroffen. Die in der Simulation verwendeten Geschwindigkeiten entsprechen den gemessenen Geschwindigkeiten aus dem Realversuch, und liegen auf Grund des hohen Impaktorgewichts von 488kg vergleichsweise niedrig. Wie in Kapitel 6.3.2 beschrieben spiegelt trotz der geringen Aufprallgeschwindigkeit diese Versuchskonfiguration realitätsnah den Beanspruchungszustand im Gesamtfahrzeug beim seitlichen Mastaufprall wider. Bei der Konstruktion der Einspannung für den Realversuch war bereits die möglichst einfache simulative Abbildung der Einspannbedingungen berücksichtigt worden. Mittels Klemmkräften aufgebracht durch Schraubenleisten wurde im Realversuch die Längsträgerkomponente auf den drehbaren Einspannungen fixiert. Die Anzahl der Schrauben und deren Anzugsmoment (180Nm) wurden hierbei ausreichend hoch gewählt um ein Durchrutschen des Bleches unter der Einspannleiste zu verhindern. Im Aufbau des Simulationsmodells wird keine Haftreibung durch Flächenpressung abgebildet. Die Elementknoten des Blechprofils werden hingegen relativ zur Aufnahme in allen Freiheitsgraden gesperrt (constrained-nodes). Dies erfolgt sowohl an der Oberseite (Verbindung Längsträgerprofil zur Einspannung), als auch an der Anbindung des Längsträgers innen an der Unterseite der Aufnahme (siehe Abbildung 7-23). Die Lagerböcke und die drehbare Einspannung werden in der Simulation als Starrkörper (rigids-mat20) ohne elastisches Verformungsvermögen abgebildet. Gegenüber den Realversuchen fällt der Impaktor nicht aus definierter Höhe auf die Komponente, sondern wird mit einer initialen Geschwindigkeit (vAufprall) und definierter Masse abgebildet. In der energetischen Betrachtung kommt dies dem Zustand kurz 137 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN vor dem Aufprall im Realversuch gleich. Um eine zusätzliche Beschleunigung der Probe unter Gravitationseinwirkung zu verhindern, wird der Impaktor 1mm über der Probe positioniert. Die Berechnung erfolgt in Zeitschritten mit einer Länge von 3,0*10-6s. Simulationsaufbau und Randbedingungen in der Crashsimulation (LS-DYNA) y vAufprall x Blechprofil (mat36) z Ansicht untere Einspannung Starrkörper (rigid-mat20) Ansicht seitliche Einspannung Constrained-nodesFormulierung zur Abbildung der Einspannung/Klemmung (Voraussetzung: Haftreibung) Aufprallmasse: 488kg (Gravitation in y-Richtung) Aufprallgeschwindigkeit: (y-Richtung) V2.5kJ V3.0kJ V3.5kJ V4.0kJ Elementtyp: Blech: LS-DYNA Typ 16, 5 IP (fully integrated) Starrkörper: LS-DYNA Typ2, 3 IP Zeitschritt: 3,0 * 10-6 s Materialmodell: Blech: mat36-Modell Einspannung: mat20-Modell (Starrkörper) Abbildung 7-23 = 3.201m/s = 3.506m/s = 3.787m/s = 4.049m/s Simulationsaufbau Crashkomponentenversuch Längsträger in LS-DYNA 138 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN In der Crashsimulation ohne Berücksichtigung der Vorfestigung (ungemappt) werden für das Blechprofil (rotes Bauteil in Abbildung 7-23) homogene Bauteileigenschaften angenommen. Der Längsträger innen (grünes Bauteil in Abbildung 7-23) wird grundsätzlich (auch in Kapitel 7.4.3) ohne Berücksichtigung der Vorverfestigung eingesetzt, da es sich um ein einfaches Abkantteil mit geringster Umformung handelt. Die Auswertung des Kraft-Weg-Verlaufes erfolgt analog zur Kraftmessung im Realversuch über die Aufnahme des Reaktionskraftverlaufes in der Lagervorrichtung. Gegenüber dem Realversuch wird jedoch in der Berechnung die resultierende Reaktionskraft F in der Zylinderfläche (Kontakt Starrkörper Lagerbock/Starrkörper Einspannung) ausgewertet. Vergleichbar zum Realversuch (siehe Abbildung 6-18) wird auch in der Simulation der maximale Deformationsweg smax betrachtet. In Abbildung 7-24 bis Abbildung 7-27 sind die simulierten Kraft-WegVerläufe der eingesetzten Versuchswerkstoffe dargestellt: Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ) - Simulation ungemappt ZE340 : smax = 249mm 80 TRIP700 : smax = 225mm 70 DP800 : smax = 148mm 60 Kraft [kN] ZE 340 PM800 : smax = 102mm PM1000 : smax = 85mm 50 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-24 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 2,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil 139 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,0kJ) - Simulation ungemappt ZE340 : smax = 253mm 80 TRIP700 : smax = 237mm DP800 : smax = 220mm PM800 : smax = 146mm 70 Kraft [kN] ZE 340 PM1000 : smax = 103mm 60 TRIP700 50 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-25 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,0 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ) - Simulation ungemappt ZE340 : smax = 256mm 80 TRIP700 : smax = 246mm 70 DP800 : smax = 232mm PM800 : smax = 210mm Kraft [kN] 60 PM1000 : smax = 127mm 50 ZE 340 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-26 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil 140 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4,0kJ) - Simulation ungemappt ZE340 : smax = 262mm 80 TRIP700 : smax = 250mm 70 DP800 : smax = 241mm Kraft [kN] 60 PM800 : smax = 241mm PM1000 : smax = 210mm 50 ZE 340 TRIP700 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-27 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 4,0 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil Die dargestellten Kraft-Weg-Verläufe zeigen qualitativ einen vergleichbaren Verlauf zu den Realversuchen aus Kapitel 6.3.2. Die erzielten Maximalkraftwerte im Bereich unter 100mm Deformationsweg liegen über den Werten der Realversuche. Die in den Realversuchen aufgetretenen überlagerten Schwingungen werden in der Simulation nicht abgebildet, da die Einspannungen und Lagerungen in der Simulation als Starrkörper dargestellt werden. Es kommt daher nicht zur überlagerten Schwingung der Einspannung infolge dynamischer Anregung. Die erzielten Deformationswerte liegen in der Simulation trotz Verwendung ungemappter Bauteile niedriger als in den Realversuchen. Mit Berücksichtung der Bauteilverfestigung (durch die Bauteilherstellung - Mapping) in Kapitel 7.4.3 sind grundsätzlich geringere Deformationen zu erwarten. Bei größeren Aufprallenergien rücken in der Simulation die Werte der maximalen Deformation smax näher zusammen. Dies deckt sich nicht mit den Beobachtungen aus dem Realversuch worin bei allen Deformationsenergien die Unterschiede der Intrusionswerte innerhalb eines Energieniveaus tendenziell geringer ausfallen. In der Realität scheint sich demnach der Werkstoffeinfluss geringer als in der Simulation auszuwirken, obwohl für die Materialmodellierung in der Simulation die Fließkurven aus den Zugversuchen (siehe Kapitel 5.1) verwendet werden. 141 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.4.2 Schnittstellenfunktionalität zum Elementmapping Die Berücksichtigung der veränderten Bauteileigenschaften durch die Bauteilherstellung (Umformung) bedarf einer geschlossenen virtuellen Prozesskette zwischen Prozesssimulation und funktionaler Simulation (Crash). Bisheriger Stand der Technik für Pressteile ist die Verwendung von Ergebnisdateien aus der Prozesssimulation (Tiefziehen) als Input für die weiterführenden Crash-Simulationen. In diesem Fall sind jedoch die Randbedingungen einer vorgegebenen Vernetzung aus der Prozesssimulation und die Verwendung identischer Elementtypen und FESolvern zu berücksichtigen. Für die Simulation von Tiefziehprozessen in LS-DYNA mit nachfolgender Crash Simulation ebenfalls in LS-DYNA kann eine durchaus praktikable Methode durch direkte Übergabe der Ergebnisse angewandt werden. Bei der Simulation von Walzprofilierprozessen in MARC kommt es durch die Verwendung von Volumenelementen zum ersten Konflikt mit den zuvor erwähnten Randbedingungen. Es stehen daher folgende Möglichkeiten zur Realisierung einer geschlossenen Prozesskette für die Prozesssimulation und Crashsimulation von walzprofilierten Strukturbauteilen zur Verfügung: (siehe Abbildung 7-28) • Verwendung von LS-DYNA als Solver für die Prozessimulation Walzprofilieren und direkter Übertrag der Ergebnisse als DYNAIN-FILE in die Crashsimulation. • Entwicklung einer Schnittstellenfunktionalität für das vektorielle Ergebnismapping von MARC (Volumenelemente) nach LS-DYNA (Schalenelemente) Die Nachteile sind hierbei: o Verlust von Spannungsinformationen in Elementnormalenrichtung o Umfangreicher Arbeitsaufwand zur Programmierung der Schnittstellen- funktionalität o Lange Rechenzeiten bei der Walzprofiliersimulation in MARC o keine Verwendung von Solidshell-Elementen in MARC möglich 142 Marc VOLUMENelemente Profilieren Simulation Crashsimulation mit gemapptem Bauteil INTERFACE erforderlich CAD Modell Vernetzung Materialmodell Randbedingungen Solving Ergebnis Prozesssimulation Prozesskette geschlossen LS-Dyna Abbildung 7-28 SCHALENelemente Profilieren/Tiefziehen SIMULATION BAUTEILFUNKTION SIMULATION BLECHUMFORMUNG 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Virtuelle Prozessketten zur Crashsimulation mit gemappten walzprofilierten Bauteilen Im folgenden Kapitel wird die Entwicklung einer Schnittstellenfunktion (Interface) zum Mapping von in MARC berechneten Walzprofilen auf LS-DYNA Schalenelemente beschrieben. Das Interface wurde in Zusammenarbeit mit der Daimler Forschung Indien (Daimler AG Research and Technology India) entwickelt. Die Funktionalität der Schnittstelle basiert auf dem Auslesen von MARC-ErgebnisDateien (.t19-file) und Erzeugung eines neuen Schalenelementnetzes. Neben der geometrischen Erzeugung eines Schalenelementnetzes stellt der Übertrag der Integrationspunktergebnisse eine besondere Herausforderung dar. Bei der Schnittstellengestaltung werden deshalb vorab folgende Vereinfachungen getroffen: • Das Schalenelementnetz soll in der geometrischen Mitte des verformten Bleches erzeugt werden • Die Schnittstellenfunktionalität wird auf das Mapping von einem oder fünf Volumenelementen (MARC-Typ 7) auf jeweils ein Schalenelement (LS-DYNA Typ16 fully-integrated) in Blechdickenrichtung beschränkt Die Simulation des Walzprofilierprozesses muss daher mit einem oder fünf Elementen in Blechdickenrichtung erfolgen, um den Einsatz des Schnittstellentools zu ermöglichen. Weiterhin kann nur der Elementtyp 7 (MARC) verwendet werden und 143 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN somit kein Mapping von Solidshellementen (MARC Typ 185) erfolgen. In Abbildung 7-29 sind die möglichen Elementvarianten im Schnittstellenmodul am Beispiel eines V-Gesenkbiegeversuchs dargestellt. Variante 2 Variante1 5 Element über der Blechdicke 1 Element über der Blechdicke Stempelseite (Innenseite) Stempelseite (Innenseite) Stempelseite (Innenseite) K2 K6 Durchgehende Nummerierung K1 K1 Matrizenseite (Außenseite) Matrizenseite (Außenseite) Matrizenseite (Außenseite) 2 Integrationspunkte über der Blechdicke 5 Integrationspunkte über der Blechdicke* Stempelseite (Innenseite) Stempelseite (Innenseite) IP5 IP4 * Für die Spannungstensoren IP2 IP1 IP3 IP2 IP1 Matrizenseite (Außenseite) Abbildung 7-29 Varianten der Elementanzahl und Integrationspunktanzahl im Schnittstellenmodul Die Erzeugung des Schalenelements als Midshell-Element erfolgt durch Auslesen der Knotenkoordinaten der Volumenelemente im .t19-file. Zu beachten ist bei der vorangegangen Simulation des Walzprofilierprozesses, dass eine Ergebnisdatei im ASCI-Format (.t19) und keine binäre Ergebnisdatei (.t16) gewählt wird. Bei einer Diskretisierung des Bleches nach Variante 1 (ein Volumenelement in Blechdickenrichtung) kann die Erzeugung der Knotenkoordinaten des Schalenelements durch eine einfache Projektion gemäß Abbildung 7-30 erfolgen. Die Blechdickenrichtung wird über die Volumenelements identifiziert. 144 kürzeste Elementkantenlänge des 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN η η 6 N4 5 I6 N4 8 N3 7 ζ η I2 I4 I5 4 2 1 ck Di 3 en g tun ch ri I1 I3 ck Di en N3 ξ Dicke ζ N2 I3 I1 I3,I4 N1/N4 0,577 N2/N3 x x I5,I6 I7 I7 ξ x N1 I1,I2 x I4 N3 ζ (0,577/0,577) x ζ I5 x ng I8 N4 (-0,577/0,577) htu ric x I4 I2 I7 N2 N1 I6 η I2 x ζ ξ N2 I8 N4 N3 ξ N1 I6 I8 I7,I8 ξ I5 x (-0,577/-0,577) x (0,577/-0,577) -0,577 N2 N1 I3 I1 Abbildung 7-30 Erzeugung des midshell-Schalenelements bei Diskretisierung nach Variante 1 Wie aus Abbildung 7-30 erkennbar wird, liegen die Integrationspunkte sowohl beim MARC-Volumenelement, als auch beim LS-DYNA-Schalenelement auf identischen parametrischen Koordinaten ( ± 3 / 3;± 3 / 3 ). Dies ist zum einen darauf zurückzuführen, dass bei beiden Elementtypen das GAUß`sche Integrationsschema verwendet wird, als auch auf die Tatsache, dass beim Volumenelement die Elementgröße (in ζ-Richtung) der Blechdicke entspricht. Wie aus Kapitel 7.1.2 hervorgeht ist die Diskretisierung des Walzprofilierprozesses nach Variante 1 trotz geringerer Rechenzeiten nicht aussagefähig. Aus diesem Grund wird die Funktionalität der Schnittstelle ebenfalls für das Elementmapping bei der Verwendung von fünf Volumenelementen in Blechdickenrichtung nach Variante 2 (entspricht der 3D-Idealkonfiguration aus Kapitel 7.1.2) ausgelegt. Die geometrische Ermittlung der Knoten des Schalenelements (N1 bis N4) erfolgt auch in diesem Fall durch die lineare Projektion der Eckknoten des mittleren Volumenelements. Um eine gut angenäherte Abbildung des Spannungszustandes in Blechdickenrichtung zu erzielen wird beim Schalenelement eine Integrationspunktanzahl von fünf gewählt (siehe Abbildung 7-31). Auch in diesem Fall treten Gemeinsamkeiten bei den 145 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Integrationspunktkoordinaten auf, obwohl deren Anzahl nicht übereinstimmt. +0,906 +0,906 ζ N3 η N2 ξ ξ Dicke N4 +0,538 N2,N3 N1,N4 N1,N4 -0,538 N2,N3 -0,538 -0,906 Abbildung 7-31 ξ 0,000 Dicke ζ N1 ζ +0,538 -0,906 Erzeugung des Midshell-Schalenelements bei Diskretisierung nach Variante 2 Analog zur Variante 1 erfolgt der Transfer des Spannungs- und Dehnungstensors für jeden Integrationspunkt des Schalenelements auf den jeweils zugehörigen Integrationspunkt des Volumenelements (siehe Anhang 10). Die Tensoren in der Schalenelementebene werden aus den beiden Integrationspunkten des mittleren Volumenelements gebildet. Dies erfolgt über die Mittelwertbildung der 4 Spannungstensoren einer Ebene und der beiden Maximalwerte der jeweiligen Ebene für alle Tensorkomponenten des Dehnungstensors. Die technische Realisierung des Schnittstellenmoduls erfolgt in JAVA und ermöglicht eine vollautomatische Übertragung der Knotenkoordinaten und Integrationspunkttensoren (siehe Anhang 10) zur Erzeugung der DYNAIN-Datei. Beim späteren Vergleich der übertragenen Ergebnisse mit den Ausgangswerten muss die Art der Knotenwertberechnung berücksichtigt werden. Die Ergebnisse der Berechnung (Dehnungs- und Spannungstensoren) werden für die Integrationspunkte innerhalb des Elements berechnet und können dann zur Darstellung der Ergebnisse auf die Knoten extrapoliert werden. Der Übertrag erfolgt im postprocessing für einzelne Komponenten oder Vergleichsgrößen. Hierzu stehen in MARC für den linearen Elementtyp 7 das Verfahren der Mittelwertbildung und linearen Extrapolation zur Verfügung (Siehe Abbildung 7-32): 146 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Methode 1 Mittelwertbildung 6 I16 7 I17 I132 I18 6 5 I16 7 I15 8 I1 7 I15 8 I18 E1 I11 I12 I14 4 3 Methode 2 lineare Extrapolation 5 2 1 I1 1 I12 1 I1 4 I13 5 6 6 5 7 8 7 8 E2 E1 E3 E4 4 3 1 2 1 2 E6 E7 4 3 E5 E8 Zuordnung der Knoten im FE-Netz • Eckknoten 5 Für die Berechnung des Eckknotens werden alle acht Integrationspunkte des Volumenelements E1 5 herangezogen • Eckknoten 5 Die Werte des Integrationspunktes I15 werden auf den Knoten 5 übertragen 5 I15 E1 • Zwischenknoten 6 Der Wert des Knoten 6 wird aus dem Mittelwert der beiden umliegenden Integrationspunkte I16 und I26 gebildet 6 I26 • Zwischenknoten 6 Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der beiden angrenzenden Elemente E1; E2 6 E2 I16 • Mittelknoten 7 Der Wert des Knoten 7 wird aus dem Mittelwert der umliegenden Integrationspunkte I17; I27; I37 und I47 gebildet I27 7 • Mittelknoten 7 Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der vier angrenzenden Elemente E1; E2; E3; E4 I17 E2 I47 I37 Der Wert des Knoten 3 wird aus dem Mittelwert der umliegenden acht Integrationspunkte I17; I27; I37; I47; I57; I67; I77 und I87 gebildet E3 3 3 I 77 Abbildung 7-32 E1 E2 I47 I 67 E4 • allg. Knoten 3 Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der acht angrenzenden Elemente E1; E2; E3; E4; E5; E6; E7 und E8 I 17 I 37 E1 7 E3 • allg. Knoten 3 I27 E1 I 57 E4 E5 E6 E7 I87 Methoden zur Berechnung der Knotenspannung in MARC für den Elementtyp 7 (Informationen: MSC-Software) 147 E8 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Grundsätzlich können in MARC stets beide Arten der Knotenwertberechnung gewählt werden. In LS-DYNA werden für die Berechnung der Knotendehnung und Knotenspannungen zwei unterschiedliche Integrationspunktschemen innerhalb des Schnittstellenmoduls genutzt. Unabhängig vom Integrationspunktschema erfolgt die Bestimmung der Knotenwerte analog zur Methode 1 in MARC nach dem Prinzip der Mittelwertbildung. In Abbildung 7-33 ist schematisch das Vorgehen zur Berechnung der Knotendehnungen im Schnittstellenmodul in LS-DYNA dargstellt: Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA durch Mittelwertbildung I11 I12 6 5 I13 I14 3 8 9 1 4 2 7 I22 I21 I23 I24 Reduziertes Integrationspunktschema für Dehnungstensoren beim Belytschko Lyn-Tsay Schalenelement in LS-Dyna • Eckknoten 1 1 I11 Die Werte des Integrationspunktes Ix1 werden auf den Knoten 1 übertragen I21 • Zwischenknoten 4 I12 Der Wert des Knoten 4 wird aus dem Mittelwert der beiden umliegenden Integrationspunkte Ix1 und Ix2 gebildet. I22 4 I11 I21 I11 I12 • Mittelknoten 3 I14 Der Wert des Knoten 3 wird aus dem Mittelwert der umliegenden Integrationspunkte Ix1; Ix2; Ix3 und Ix4 gebildet 3 I13 I22 I24 I21 I23 => Für die Berechnung der Knotenwerte werden nur die Integrationspunkte jeweils einer Ebene berücksichtigt Abbildung 7-33 Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA für BELYTSCHKO-Schalenelemente (Informationen: MSC-Software) Die Abbildung Integrationspunkt der in Dehnungswerte der erfolgt im Integrationspunktebene 148 Interface über (bei MARC nur einen liegen 4 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Integrationspunkte vor). Hierbei wird der Maximalwert der vier MARC- Integrationspunkte einer Ebene auf den neuen Dehnungs-Integrationspunkt im LSDyna Schalenelement übertragen. Durch die Zusammenfassung der vier Werte zu einem Maximalwert entsteht eine geringe Abweichung der Dehnungswerte nach dem Bauteilmapping (siehe Abbildung 7-34). log. Formänderung φ x im V-Gesenkbiegeversuch DP800, 90°, 6mm Berechnung in M ARC und Transfer nach LS-DYNA log. Formänderung φ x [-] 0,15 0,13 0,11 0,09 φx; 5Elemente; Marc 0,07 φx; 5IP; LS-Dyna; gemappt 0,05 0,03 0,01 -0,01 35 45 55 65 abgewickelte Länge [mm] Abbildung 7-34 Fehler im Dehnungsergebnis beim Mapping mit Maximalwertübertragung (1IP für Dehnungstensor) Gegenüber dem MARC-Volumenelement Integrationspunkte/Integrationspunktebenen (Typ in 7) ist die Anzahl Blechdickenrichtung der beim Schalenelement Typ 16 in LS-DYNA wählbar (ungerade startend mit drei). Zur Berechnung der Knotenspannungswerte werden daher immer nur die Integrationspunkte einer Ebene (Layer) herangezogen. Die betrachtete Ebene wird im post-processing gewählt. In der vorliegenden Arbeit werden grundsätzlich fünf Integrationspunktebenen bei Walzprofiliersimulationen mit Schalenelementen verwendet. Die Berechnung der Knotenspannungstensoren erfolgt ebenfalls nach dem Prinzip der Mittelwertbildung, berücksichtigt jedoch vier Integrationspunkte innerhalb der Elementebene (siehe Abbildung 7-35). 149 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Berechnung der Knotenspannungen in LS-DYNA durch Mittelwertbildung Ebene 5 1 4 Ebene 4 6 Ebene 1 3 2 Ebene 2 Aufbau Schalenelement Typ 16 3 5 Ebene 3 1 4 8 9 2 7 Zuordnung der Knoten innerhalb des FE-Netzes • Eckknoten 1 1 Über die Werte der vier Integrationspunkte des Schalenelements einer Ebene wird der Mittelwert gebildet und auf den Knoten 1 übertragen • Zwischenknoten 4 4 Bildung des Mittelwerts für die jeweils vier Integrationspunkte der beiden angrenzenden Schalenelemente. Erneutes Bilden des Mittelwerts der beiden Werte und übertragen auf den Knoten 4 • Mittelknoten 3 Bildung des Mittelwerts für die jeweils vier Integrationspunkte der vier angrenzenden Schalenelemente. Erneutes Bilden des Mittelwerts der vier Werte und Übertragung auf den Knoten 3 3 => Für die Berechnung der Knotenwerte werden nur die Integrationspunkte jeweils einer Ebene berücksichtigt Abbildung 7-35 Berechnung der Knotenspannungen in LS-DYNA für Schalenelemente (Informationen: MSCSoftware) Beim Vergleich der Ergebnisse nach dem Transfer der Spannungs- und Dehnungstensoren von MARC nach LS-DYNA ist demnach auf die Verwendung des Mittelwertschemas zu achten. Nur beim Übertrag der Integrationspunktwerte auf die Knoten durch die Bildung von Mittelwerten nach Methode 1 in MARC (siehe Abbildung 7-32) kann auch ein sinnvoller Vergleich mit LS-DYNA-Ergebnissen erfolgen, da in LSDYNA die lineare Extrapolation nicht wählbar ist. Abbildung 7-36 zeigt einen Vergleich 150 zwischen den berechneten Eigen- 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN spannungsverläufen bei einem V-Gesenkbiegeversuch (DP800, 90°, Radius 6mm) mit einem und fünf Elementen in MARC und den Spannungswerten in LS-DYNA nach dem Mapping mittels Schnittstellentool. Pos. in Blechdickenrichtung [mm] Eigenspannungsverlauf DP800, 90°, Radius 6mm 1,2 1 1Element;Marc 0,8 5Elemente;Marc 2IP;gemappt LS-Dyna 0,6 5IP;gemappt LS-Dyna 0,4 0,2 0 -200 -100 0 100 200 300 Biegeeigenspannung σx [MPa] Abbildung 7-36 Vergleich Eigenspannungsverläufe vor und nach Interface-Anwendung (Mapping) Der qualitative Verlauf der Eigenspannungen wird bei beiden Elementtypen und Integrationspunktvarianten auch nach dem Ergebnisübertrag hinreichend gut dargestellt. Auffallend stellt sich die Lage der Spannungswerte in Blechdickenrichtung dar. Während beim Volumenelement in MARC die Berechnung der Knotenwerte auch eine Verlagerung in Blechdickenrichtung (z.B. zur äußeren Randfaser) bewirkt, werden beim Schalenelement in LS-DYNA die Ergebnisse innerhalb der Integrationspunktebene Extrapolationsverfahren wirken demnach dargestellt. bei Die beschriebenen Schalenelementen nicht in Elementnormalenrichtung. Dadurch wird in LS-DYNA kein Ergebnis an der Blechoberfläche errechnet, was einen Vergleich mit röntgenografisch ermittelten Eigenspannungswerten erschwert. Auch in der vorliegenden Grafik wird erneut deutlich, dass ein Volumenelement in Blechdickenrichtung Spannungszustände vollkommen unzureichend abbildet und durch das Mapping sogar noch eine weitere Einschränkung durch die Lage der Integrationspunkte näher an der Blechmitte erzielt wird. Nach durchgeführter Walzprofiliersimulation 151 in MARC kann nun das 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Ergebnismapping an der walzprofilierten Transfergeometrie Längsträger erfolgen. Um eine ausreichende Bauteillänge des gemappten Bauteils für die nachfolgende funktionale Simulation (z.B. Crash) zu erhalten, muss die Länge des vernetzten Blechstreifens bereits in der Walzprofiliersimulation mindestens der Realbauteillänge entsprechen. Längsträger (Vernetzung nach Variante 1) log. Vergleichsformänderung φv[-] log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 M ARC - berechnet LS-DYNA - gemappt 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 Hutprofil (Vernetzung nach Variante 1) log. Vergleichsformänderung φv[-] log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 0,4 0,36 0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0,04 0 M ARC - berechnet Abbildung 7-37 An LS-DYNA - gemappt Qualitative Darstellung der Schnittstellenfunktion an den Transfergeometrien den Transfergeometrien Längsträger und Hutprofil kann qualitativ die Funktionalität der Schnittstelle nachgewiesen werden (siehe Abbildung 7-37). Die gemappten Ergebnisse stehen nun als .DYNAIN-file 10 zur Verfügung und können als Input für die Crash-Simulation verwendet werden. 10 Input-Datei für Die Simulation mit LS-DYNA. 152 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN 7.4.3 Crashsimulation unter Berücksichtigung der Bauteilherstellung Es stünden nun zwei Möglichkeiten zur Crashsimulation mit gemappten Walzprofilen zur Verfügung. Es kann zum einen die Walzprofiliersimulation mit MARC in Verbindung mit der Schnittstellenfunktionalität aus Kapitel 7.4.2 genutzt werden, weiterhin können die direkten Ergebnisse aus der LS-DYNA-Walzprofiliersimulation als DYNAIN-file eingesetzt werden. Vergleichend zur konventionellen Methodik unter Verwendung homogener Modelle stellt Abbildung 7-38 das Vorgehen beim Mapping mit LS-DYNA dar: Crashsimulation in LS-DYNA Konventionelle Simulation ohne Berücksichtigung der Vorverfestigung Simulation mit Berücksichtigung der Vorverfestigung (Mapping) CAD - Bauteilgeometrie Walzprofiliersimulation in LS-DYNA log. Vergleichsformänderung φv [-] 0,278 0,224 0,194 0,167 0,139 0,111 0,083 0,055 0,027 gemapptes Profil (dynain-file) Vernetztes Bauteil Bauteil ungemappt (homogen) Abbildung 7-38 Bauteil gemappt Methodenvergleich zw. ungemapptem und gemapptem Bauteil in der Crashsimulation 153 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Wie in Kapitel 7.4.2 gezeigt wurde, kann der Einsatz des Schnittstellentools in Verbindung mit der Prozesssimulation in MARC als nahezu gleichwertiger Ersatz zur Walzprofiliersimulation in LS-DYNA eingesetzt werden. Nicht zuletzt auf Grund der geringeren Rechenzeit werden im folgenden Abschnitt ausschließlich gemappte Ergebnisse aus der Prozesssimulation in LS-DYNA verwendet. Die Problematik der signifikant höheren Rechenzeiten in MARC wirkt sich für die Vorbereitung der Crashsimulation in noch stärkerem Ausmaß aus, da die gesamte Bauteillänge der Komponente in der Prozesssimulation eingesetzt werden muss. Für Bauteile die demnach länger als der 1,5-fache Rollenabstand bei der Herstellung des Profils sind, kann eine Simulation nur mit der tatsächlichen Bauteillänge erfolgen. Für das Transferbauteil Längsträger ist somit der Einsatz von MARC in der Prozesssimulation und anschließendem Mapping mit der Schnittstellenfunktionalität aus Kapitel 7.4.2 unter praktischen Gesichtspunkten ausgeschlossen. Der Einsatz einer kombinierten Vernetzung aus Solid- und Solidshell-Elementen (gemäß Kapitel 7.2.1) ist durch die Funktionalität der Schnittstelle ebenfalls nicht abgedeckt. Die praktische Anwendung des Bauteilmappings für Walzprofile wird daher in absehbarer Zukunft auf das direkte Mapping mit LS-DYNA begrenzt bleiben. In diesem Zusammenhang muss deutlich gemacht werden, dass die Prozessimulation in LSDYNA mit anschließendem Mapping und Ergebnisübertrag in die Crash-Simulation für Tiefziehbauteile als etablierte Methode angesehen werden kann. Für walzprofilierte Bauteile ist aber auch in LS.DYNA die Simulation eines Blechstreifens mit der Mindestlänge des Bauteils erforderlich. Um Randeffekte (z.B. Einfädeleffekte) auszublenden wird empfohlen, ein geringfügig längeres Profil einzusetzen, welches anschließend auf die Bauteillänge gekürzt wird. Dies sollte unter Abwägung der Rechenzeiterhöhung erfolgen. Im folgenden Abschnitt soll dargestellt werden inwieweit sich in der Simulation Unterschiede im Crashverhalten beim Einsatz von gemappten Modellen gegenüber homogen modellierten Bauteilen aufzeigen lassen. Vor dem Hintergrund des erheblichen Mehraufwandes auch bei der Walzprofiliersimulation in LS-DYNA kann der sinnvolle Einsatz gemappter Bauteile für Walzprofile anhand der Ergebnisverbesserung diskutiert werden. In Abbildung 7-39 bis Abbildung 7-42 sind analog zum Realversuch in Kapitel 6.3.2 und der Simulation mit homogenen (ungemappten) Modellen in Kapitel 7.4.1 die Kraft-Weg-Verläufe der Crashsimulation 154 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN unter Berücksichtigung der Bauteilherstellung (Vorverfestigung) dargestellt. Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ) - Simulation gemappt ZE340 : smax = 248mm 80 TRIP700 : smax = 220mm DP800 : smax = 121mm 70 60 Kraft [kN] ZE 340 PM800 : smax = 100mm PM1000 : smax = 83mm 50 TRIP700 40 DP800 30 20 PM800 10 PM1000 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-39 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im Crash-Komponentenversuch (2,5kJ) mit gemapptem Modell Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,0kJ) - Simulation gemappt ZE340 : smax = 252mm 80 TRIP700 : smax = 234mm DP800 : smax = 214mm 70 60 Kraft [kN] ZE 340 PM800 : smax = 133mm PM1000 : smax = 101mm TRIP700 50 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-40 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,0kJ) mit gemapptem Modell 155 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ) - Simulation gemappt ZE340 : smax = 257mm 80 TRIP700 : smax = 245mm DP800 : smax = 222mm 70 60 Kraft [kN] ZE 340 PM800 : smax = 190mm PM1000 : smax = 128mm TRIP700 50 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-41 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,5kJ) mit gemapptem Modell Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4,0kJ) - Simulation gemappt ZE340 : smax = 263mm 80 TRIP700 : smax = 250mm 70 DP800 : smax = 233mm 60 Kraft [kN] ZE 340 PM800 : smax = 234mm TRIP700 PM1000 : smax = 196mm 50 40 DP800 30 PM800 20 PM1000 10 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 Weg [mm] Abbildung 7-42 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (4,0kJ) mit gemapptem Modell Verglichen mit den Simulationen aus Kapitel 7.4.3 liegen die erzielten maximalen Deformationen smax zum Teil unter den Werten der homogenen Modelle und zum Teil darüber. Die im Walzprofilierprozess eingebrachten Verfestigungen sorgen teilweise für ein späteres Einsetzen der plastischen Verformungen (Fließbeginn) in Bereichen 156 7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN hoher Vorverformung. Hierdurch kann die Struktur auf geringerem Intrusionsweg die Aufprallenergie absorbieren. Analog zur Simulation mit nicht vorverfestigten Modellen liegen die Kraft-Niveaus zu Beginn der Verformung über den Werten des Realversuchs. Im Bereich des zweiten Kraftanstieges beim Aufbau der Zugspannung innerhalb der Komponente werden geringere Werte gegenüber der Realität erzielt. Durch die höhere Energieaufnahme zu Beginn der Verformung innerhalb der Simulation steht zum Aufbau der Zugspannung in der Probe weniger Restenergie zur Verfügung. In Kapitel 8 wird dieser Sachverhalt näher erörtert. Es kann jedoch keine Ergebnisverbesserung durch den Einsatz gemappter Bauteile über alle Werkstoffe hinweg beobachtet werden. 157 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE 8 Diskussion der Ergebnisse Die durchgeführten Versuche zur Werkstoffcharakterisierung zeigen in der konventionellen Ergebnisinterpretation die erwarteten Verhältnisse. Im Normzugversuch erzielen die PM-Stähle die geringsten Bruchdehnungen und höchsten Festigkeiten. ZE340 und TRIP700 verfügen unter einachsigem Zug über die höchsten Dehnungspotentiale. Die besondere Eigenschaft der TRIP-Stähle wird im direkten Vergleich zwischen TRIP700 und ZE340 deutlich. Bei einer fast doppelten Streckgrenze können mittels verformungsinduzierter Phasenumwandlung beim TRIP-Stahl nahezu identische Bruchdehnungswerte erreicht werden. In der praktischen Anwendung wird die singuläre Betrachtung des Zugversuchs für die Beurteilung des Verformungsvermögens immer häufiger in Zweifel gezogen. Die Grundtendenz der abnehmenden Zähigkeit bei steigender Festigkeit trifft beispielsweise im Lochaufweitungsversuch nicht mehr zu. Zusammengefasst stellt Abbildung 8-1 die untersuchten Duktilitätskenngrößen normiert auf die Werte von ZE340 gegenüber: jeweilige Vergleichsgröße auf Werte für ZE340 normiert 140% Normierte Größe [%] 120% 100% Bruchdehnung 80% Kerbbruchdehnung Lochaufweitung 60% ΔRabs*ΔAabs 40% 20% 0% ZE340 TRIP700 DP800 PM800 Konventionelle Duktilitätsbeurteilung (Bruchdehnung/Zugversuch) Abbildung 8-1 PM1000 Technologische Duktilitätsbeurteilung (Widerstand gegen lokale Formänderung) Konventioneller und technologischer Ansatz in der Werkstoffbewertung (normiert auf ZE340) 158 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE In den Versuchsergebnissen von Lochaufweitungsversuch und gekerbtem Zugversuch wurde in der Festigkeitsklasse der PM-Stähle eine Trendwende gegenüber dem Verlauf der Bruchdehnungskennwerte beobachtet. Während beim Kerbzugversuch der DP800 verglichen mit PM800 höhere Dehnungswerte erreicht, liegt beim Lochaufweitungsversuch der PM800 trotz erheblich höherer Streckgrenze über den Werten des DP800. Die Betrachtung der Ergebnisse aus dem einachsigen Zugversuch liefert über die Bildung des Produkts aus ΔRabs und ΔAabs eine, wenn auch wissenschaftlich noch nicht erklärbare, ähnliche Tendenz verglichen mit Kerbzugversuch und Lochaufweitungsversuch. Die ortsaufgelöste Diskussion der Dehnungszustandes im einachsigen Zugversuch (siehe Abbildung 5-8) zeigt weiterhin, dass auch höchstfeste PM-Stähle bei lokaler Betrachtung Dehnungswerte erzielen, welche TRIP- und DP-Stählen gleich kommen. Die begrenzte Ortsauflösung und abnehmende Genauigkeit der ARAMIS-Methode bei hohen Umformgraden schränken die Aussagefähigkeit der Betrachtung jedoch erheblich ein. Der Versuchsaufwand kann daher auch nicht durch die Gewinnung erweiterter Fließkurven als Ersatz für mathematisch extrapolierte Fließkurven (siehe Anhang 7) gerechtfertigt werden. Im V-Gesenkbiegeversuch aus Kapitel 5.1.1 konnten durch Anwendung der Formänderungsanalyse und Messung des Rückfederungswinkels die werkstoffabhängigen Versuchsergebnisse bei verschiedenen Biegewinkeln und Biegeradien diskutiert werden. Die Ergebnisse der Formänderungsanalyse stimmten mit den Erkenntnissen der elementaren Biegetheorie grundsätzlich überein. Der Einfluss des Werkstoffs begrenzt sich demnach darauf, wie weit die Zone der Verformung in den Biegeschenkel hineinreicht. Der Maximalwert der Formänderung wird jedoch nur durch geometrische Begebenheiten bestimmt. Bei der geometrischen Vermessung des Rückfederungswinkels wurden erwartungsgemäß höhere Rückfederungswinkel für steigende Streckgrenzen, größere Radien und geringere Winkel festgestellt. Einzig beim Biegeradius 2mm traten bei einzelnen Werkstoffen (meist Werkstoffe mit Blechdicken an der oberen Toleranzgrenze) unplausible Rückfederungswinkel Δα<0° auf. Diese Beobachtung kann nur auf ein fehlerhaftes Versuchswerkzeug mit zu geringem Spaltmaß oder Werkzeugversatz zurückgeführt werden, welches ein Verquetschen des Blechs verursacht. Die Versuchsergebnisse mit Biegeradius 2mm können demnach nicht vollständig in den Werkstoffvergleich einfließen. 159 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE Der Verfahrensvergleich an den Transfergeometrien Hutprofil und Längsträger liefert die entscheidenden Hinweise zur Beurteilung der verfahrensspezifischen Werkstoffeignung (siehe 6.2.1und 6.2.2). Während beim Tiefziehen gegenüber dem Walzprofilieren erheblich höhere Formänderungen stattfinden, zeigen sich zwischen Walzprofil und Abkantteil kaum erkennbare Unterschiede. Der am Hutprofil gemessene Blechdickenverlauf (siehe Abbildung 6-6) zeigt stärkere Ausdünnungen am tiefgezogenen Profil verglichen mit dem walzprofilierten Bauteil. Im Härtescan können wiederum nur geringe Unterschiede zwischen Tiefziehen und Walzprofilieren ausgemacht werden. Dies kann in diesem Fall auf das vergleichsweise geringe Verfestigungspotential des Vesuchswerkstoffs (St14) und der rein prototypischen Versuchsanordnung zurückgeführt werden. Im Verfahrensvergleich zwischen Abkanten und Walzpofilieren können nahezu identische Formänderungszustände festgestellt werden. Die Methode der Formänderungsanalyse liefert bei Betrachtung des Grenzfomänderungsschaubildes (siehe Abbildung 6-10) weitere Grundlagen für die Bewertung des idealen Werkstoffkonzepts. Bei beiden Verfahren liegen reine Biegeumformungen vor, die je nach Radienkrümmung und betrachteter Messoberfläche einen linearen Dehnungspfad achsparallel zur φ1- oder φ2-Achse erzeugen. Die Höhe der erzielten Dehnungen (Maxima im Formänderungsverlauf) ist hierbei jedoch lediglich vom Verhältnis zwischen Radius, Blechdicke und Biegwinkel abhängig. Die elementaren Betrachtungen zum Formänderungszustand im VGesenkbiegeversuch stützen diesen Grundsatz. Im Walzprofil und Abkantteil liegen daher im größten Teil des Bauteilvolumens nahezu unverformte Bereiche vor, welche die Eigenschaften (Fließspannung) des Grundwerkstoffs aufweisen. Zur verformungsinduzierten Verfestigung kommt es demnach nur im Radienbereich. Bisherige Entwicklungen von hochfesten Stählen für Blechanwendungen zielten jedoch genau auf die Erzielung niedriger Ausgangstreckgrenzen gepaart mit hohem Verfestigungsexponent ab. Da beim Walzprofil nur lokale Verformungen begrenzten Umfangs auftreten, ist die Formulierung eines neuen Anforderungsprofils an den eingesetzten Werkstoff erforderlich. Die Erkenntnisse aus der Werkstoff- und Prozesscharakterisierung können demnach wie folgt zusammengefasst werden: 160 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE • Die Verfahren Abkanten und Walzprofilieren erzeugen Bauteile mit nahezu identischen Eigenschaften. Es dominieren reine Biegeumformungen. Es traten in der vorliegenden Arbeit keine messbaren plastischen Längsformänderungen beim Walzprofilieren auf. Aus prozesstechnischer Sicht ist jedoch beim Walzprofilieren die Kompensation von eigenspannungsbedingten Rückfederungseffekten besser realisierbar. • Ein ideales Werkstoffkonzept für Walzprofile sieht hohe Streckgrenzen der eingesetzten Werkstoffe vor. Der Verfestigungsexponent spielt eine untergeordnete Rolle. • PM-Stähle zeigen in technologischen Versuchen bessere Duktilitätskennwerte als DP-Stähle • TRIP-Stähle können gegenüber PM-Stählen bei Walzprofilen ihr Verfestigungspotential nur in den Radien nutzen. Über das gesamte Bauteil hinweg liegen jedoch bei TRIP-Stählen geringere mittlere Festigkeiten (Fließspannungen) vor. • Das Formänderungsanalysesystem ARGUS bietet im Bereich engerer Radien nur begrenzte Messgenauigkeit durch die eingeschränkte Ortsauflösung des Punktrasters. Die Versagensvorhersage im FLC unter „plain-strain- Beanspruchung“ (φ2=o) ist daher nicht gegeben. Aus den Beobachtungen im Crashkomponentenversuch (siehe Kapitel 6.3.2) folgt ebenfalls die Erkenntnis, dass das lokale Formänderungsvermögen des DP800 stark eingeschränkt ist. Bei allen geprüften Aufprallenergien kam es beim DP800 zur Rissbildung in einer Falte unter der Impaktoraufprallfläche (siehe Abbildung 8-2). Aus den Erkenntnissen des Lochaufweitungs- und Kerbzugversuchs konnte bereits die eingeschränkte Duktilität des DP800 abgeleitet werden, welche im Normzugversuch nicht erkennbar war. Das frühzeitige Versagen von PM800 (Risse ab 3,5 kJ) und PM1000 (Risse ab 3,0 kJ) war jedoch nicht vorherzusehen, zumal der TRIP700 bei allen geprüften Aufprallenergien ohne erkennbare Risse bleibt. Trotzdem zeigen die PM-Güten die besten Intrusionswerte und bieten somit bei tolerierbarer Rissbildung das höchste Leichtbaupotential zur Erzielung Fahrgastzelle im Seitenaufprall. 161 geringer Verformungen der 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE Intrusions- und Versagensverhalten dynamische Bauteilprüfung (Crashversuch) Riss in der Einspannung Riss im Impaktorbereich - Riss in der Einspannung - Riss im Impaktorbereich 200 Intrusion [mm] 160 2,5 kJ 3,0 kJ 3,5 kJ 120 80 4,0 kJ 40 0 ZE340 Abbildung 8-2 TRIP700 DP800 PM800 PM1000 Intrusions- und Versagensverhalten im Crashkomponentenversuch Die Verhältnisse im Crashversuch konnten am ehesten durch den Kerbzugversuch abgebildet werden. Eine vollständige Substitution der komplexen Werkstoffcharakterisierung durch einfache Versuche (z.B. Kerbzugversuch oder Bruchdehnungsprodukt) kann jedoch nicht empfohlen werden, da die technologischen Versuche der Lochaufweitung und des Kerbzugversuchs bereits untereinander variierende Ergebnisse liefern. Allen Versuchen gemein bleibt jedoch die Erkenntnis, dass DP-Güten trotz hoher Bruchdehnungen in den technologischen Versuchen das geringste lokale Formänderungsvermögen (auch unter Crash-Beanspruchung) zeigen. Ansätze zur Antwort auf die Frage, warum die DP-Stähle zur Rissbildung in den technologischen Versuchen der vorliegenden Arbeit neigen, können die Hinweise und Beobachtungen aus der Literatur liefern. KAWALLA stellte fest, dass die Gefügeanteile in Mehrphasenstählen abhängig von deren Härte unterschiedlich stark 162 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE an der Verformung teilnehmen [KAWA03]. Hierdurch könnte begründet werden, dass die Ferritanteile im DP-Stahl lange Zeit alleinig die Verformung aufnehmen müssen und somit ein hoher Verformungsgradient zwischen martensititschen und ferritischen Gefügeanteilen entsteht. Bei den PM-Stählen ist der Härtegradient zwischen bainitischer Matrix und martensitischen Gefügeanteilen erheblich geringer. Die Homogenität im Sinne der Härtewerte der Gefügebestandteile könnte demnach als ein Maß für die Rissanfälligkeit herangezogen werden. Diese Erkenntnis wurde bereits in der Arbeit von W URM beschrieben und kann durch die Ergebnisse der vorliegenden Arbeit bestätigt werden [WURM07]. PM-Stähle sind demnach TRIP und DP-Stählen für walzprofilierte Festigkeitsanforderungen definitiv Produkte im vorzuziehen. Fahrzeugbau Weiterentwickelte mit hohen DP-Stähle verfügen bereits über angelassene Martensitphasen zur Reduktion des Spannungsgradienten zwischen Ferrit und Martensit. Im Kapitel 7 werden die Möglichkeiten zur numerischen Abbildung von Walzproflierprozessen diskutiert. Der Stand der Technik bietet eine nicht zufrieden stellende Lösung in MARC, worin der Blechstreifen mit nur einem linearen Volumenelement in Blechdickenrichtung abgebildet wird. Im industriellen Umfeld ist trotz des eingeschränkten Abbildungsvermögens von komplexen Spannungszuständen, diese Konfiguration verbreitet im Einsatz. Die in Kapitel 7.1.2 entwickelte 3D-Idealkonfiguration bietet eine deutlich verbesserte Vorhersage der Biegespannungsverteilung, ist aber wie die genauen Betrachtungen in den zweidimensionalen V-Gesenkberechnungen zeigen, ebenfalls in der Vorhersage des Spannungszustandes ungenau. Eine hinreichend feine Diskretisierung (20 Elemente in Blechdickenrichtung) der zweidimensionalen Untersuchungen erfordert bereits am V-Gesenk über 100.000 Elemente. Die Diskretisierung in 3D-Idealkonfiguration für den Walzprofilierprozess benötigt ca. 100.000 Elemente für das Gesamtprofil Längsträger und verursacht eine Berechnungsdauer von über 10 Wochen. SolidElemente vom Typ7 in MARC können daher nicht wirtschaftlich in der Prozesssimulation für das Walzprofilieren eingesetzt werden. Die weiterentwickelten Lösungsansätze mit Solidshell-Elementen und Methoden zur Simulation mit Schalenelementen in LS-DYNA besitzen jeweils individuelle Vor- und Nachteile, die abhängig vom Anwendungsfall abgewogen werden sollten. Abbildung 163 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE 8-3 stellt die Eignung der drei entwickelten Lösungsansätze für die Simulation von Walzprofilierprozessen im Hinblick auf die wichtigsten Bewertungskriterien dar. Im Netzdiagramm stellen 100% die höchste Eignung für die jeweilige Zielgröße dar. Abhängig von der Zielsetzung und Aufgabenstellung kann anhand von Abbildung 8-3 die optimale Methode gewählt werden: Marc Solid Idealkonfig. (Typ 7) Marc Solidshell/Solid (Typ185+Typ7) Rückfederungsvorhersage 100% 80% Ls-Dyna Schalenelement 60% 40% Anwenderfreundlichkeit Rechenzeit 20% 0% Stabilität Abbildung 8-3 Crash-Mapping Schematische Bewertung der Simulationskonfiguration für das Walzproflieren Zusammenfassend kann aus der Methodenbewertung entnommen werden, dass der methodische Ansatz mit Solver LS-DYNA optimale Einsatzmöglichkeiten für die Vorhersage der Bauteileigenschaften in der Crashsimulation bietet. Durch die direkte Verwendungsmöglichkeit der Berechnungsergebnisse aus der Prozesssimulation ergibt sich eine geschlossen Prozesskette für die Berechnung des dynamischen Bauteilverhaltens unter Berücksichtigung der eingebrachten Formänderungen durch die Profilfertigung. Weiterhin sprechen kurze Rechenzeiten für den Einsatz von LSDYNA. Zur Prozessauslegung und Rückfederungsvorhersage eignet sich die Walzprofiliersimulation in LS-DYNA nur eingeschränkt, da die implizite Rückfederungsberechnung nur am Ende des Profiliervorgangs erfolgen kann. Die 164 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE Anwendung von Schalenelementen erfordert weiterhin eine komplexe Werkzeugbewegung um Kontaktprobleme zu umgehen, welche jedoch mit der realen Anordnung der Werkzeuge nicht übereinstimmt. Für die Prozessanalyse und –optimierung innerhalb einer Profilfertigung stellen die Lösungen in MARC in Verbindung mit dem kommerziellen Modul COPRA FEA eine anwenderfreundliche Kombination dar. Die vollständige Diskretisierung mit SolidElementen kann bei Verwendung der 2D-Konfiguration aus Kapitel 7.1.2 zwar die genauesten Ergebnisse liefern (siehe Eigenspannungsverlauf in Abbildung 7-5) erfordert jedoch enorme Rechenzeiten. Mittels der entwickelten Schnittstellenfunktionalität (siehe Kapitel 7.4.2) kann eine geschlossene Prozesskette bei Verwendung von einem und fünf Volumenelementen in Blechdickenrichtung bei Berechnungen in MARC realisiert werden. Die in Abbildung 7-34 dargestellten Unterschiede im Dehnungsverlauf der direkten Berechnungsergebnisse gegenüber dem gemappten Modell zeigen jedoch die Grenzen einer Schnittstellenmethodik auf. Durch den Übertrag der Ergebnistensoren auf unterschiedliche Integrationspunktschemen kommt es zur Verzerrung der Ergebnisse. Den besten Kompromiss zur reinen Prozesssimulation stellt die Methode der hybriden Vernetzung mit Solid- und Solidshell-Elementen in MARC dar (siehe Kapitel 7.2.1). Hierbei können gute Vorhersagen des Dehnungs- und Eigen- spannungszustandes bei einer um 80% reduzierten Rechenzeit erreicht werden. Die Instabilität der Solidshell-Elemente legt die Forderung an die Software-Entwicklung nahe, die Anfälligkeit gegenüber Hourglassing, ausgelöst durch das reduzierte Integrationsschema, zu verbessern. Der Reifegrad dieser Methode lässt bisher keinen industriellen Einsatz zu. Auf Grund der hohen Komplexität des Walzprofilierprozesses in seiner numerischen Abbildung kann selbst mit höchstem Rechenaufwand lediglich eine grobe Vorhersage des Formänderungszustandes erzielt werden. Zur Vorhersage der Bandkantendehnung stehen analytische Lösungsansätze zur Verfügung, welche unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten der numerischen Berechnung vorzuziehen sind (z.B. COPRA FT-Modul). Die Rückfederungsvorhesage zur Verbesserung der Maßhaltigkeit kann für komplexe Profile nur eingeschränkt erfolgen. 165 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE In der Simulation des Crash-Komponentenversuchs kamen gemappte und homogene Bauteilmodelle für die Trasnfergeometrie Längsträger zum Einsatz. In der Crashsimulation traten tendenziell höhere Verformungen gegenüber den Realversuchen auf. Bei Betrachtung des Kraft-Weg-Verlaufes fällt weiterhin auf, dass das Kraft-Niveau zu Beginn des Versuchs in der Simulation grundsätzlich höher als in der Realität liegt. Vergleicht man die Randbedingungen der Simulation (siehe Abbildung 7-23) mit dem Aufbau des Realversuchs (siehe Abbildung 4-8) wird deutlich, dass die Modellierung der Aufnahmeelemente und Einspannungen in der Realität nicht den Starrkörpern in der Simulation entspricht. Durch die numerische Abbildung der Einspannung als Starrkörper wird mit dem Aufprall keine elastische Verformung der Einspannung abgebildet. In der Realität sind auf Grund der hohen Reaktionskräfte beim Aufprall trotz der massiven Ausführung der Einspannung Verformungen zu erwarten. Hierdurch entstehen weiterhin überlagerte Schwingungen, welche im Realversuch, jedoch nicht in der Simulation, zu beobachten sind (siehe Abbildung 8-4). Vergleich Realversuch/Simulation DP800 - 3,5kJ 60 50 Kraft [kN] 40 Simulation ungemappt 30 Simulation gemappt Realversuch 20 10 0 0 50 100 150 200 250 Weg [mm] Abbildung 8-4 Vergleich Simulation und Realversuch im Crashhkomponententest am Längsträger Im Kraftanstieg bei Deformationsweg s>200mm treten weiterhin in der Realität höhere Werte gegenüber der Simulation auf. Die Simulation am gemappten Modell 166 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE liefert zwar einen abweichenden Kraft-Weg-Verlauf, kann aber den maximalen Deformationswert smax im dargestellten Fall nahezu exakt vorhersagen. Diese verbesserte Vorhersage durch Verwendung des gemappten Modells ist, wie Abbildung 8-5 zeigt, nicht durchgängig für alle Werkstoffe festzustellen: 300 TRIP700 smax [mm] 250 200 Real 150 Gemappt Ungemappt 100 50 0 2,5 kJ 3,0 kJ 300 3,5 kJ 4,0 kJ DP800 smax [mm] 250 200 Real Gemappt 150 Ungemappt 100 50 0 2,5 kJ 3,0 kJ 300 3,5 kJ 4,0 kJ PM800 smax [mm] 250 200 Real 150 Gemappt Ungemappt 100 50 0 2,5 kJ Abbildung 8-5 3,0 kJ 3,5 kJ 4,0 kJ Vergleich der maximalen Deformation smax in Realversuch und bei Berechnung mit ungemappten und gemappten Modellen an den Werkstoffen TRIP700, DP800 und PM800 für die geprüften Aufprallenergien 167 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE Während beim TRIP700 die simulierten Maximalwerte der Deformation smax über den Realwerten liegen, sind beim PM800 zu geringe Verformungen vorhergesagt worden. Mit steigender Aufprallenergie scheint sich die Vorhersagegüte der Simulation zu verbessern. Erwartungsgemäß liegen bei gemappten Modellen tendenziell geringere Verformungswerte gegenüber homogenen Modellen vor. Die Abweichungen bei den Aufprallenergien über 3,5kJ können als minimal eingestuft werden. Die Simulation zeigt demnach bei den hohen Aufprallenergien, welche im Bezug zum Gesamtfahrzeugversuch relevant sind, eine sehr gute Abbildung der Realität. Der Einsatz von gemappten Bauteilen bringt jedoch für die Deformationsvorhersage ohne Rissbildung nur geringe Vorteile. Crashsimulation DP800 – 3,5 kJ Simulation gemappt Simulation ungemappt log. φv [-] 0.778 0.400 0.350 0.300 0.250 0.200 0.150 0.100 0.050 0.000 Abbildung 8-6 φvmax=0,771 Realversuch φvmax=0,778 Vergleich der Formänderungswerte in der Simulation im Bereich der RIssbildung unter dem Impaktor Zur Vorhersage von Rissen muss ein entsprechendes Materialmodell (z.B. GURSONModell) eingesetzt werden. In der vorliegenden Arbeit erfolgte keine Vorhersage der Rissbildung. In Abbildung 8-6 wird jedoch deutlich, dass durch die Verwendung von gemappten Bauteilen Unterschiede in den berechneten Formänderungen auftreten. 168 8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE Bei Einsatz eines Materialmodells mit Rissvorhersage könnte demnach beim Einsatz gemappter Modelle eine verbesserte Abbildung der Rissneigung erfolgen. Abschließend kann der Mehraufwand der Prozesssimulation in LS-DYNA zur Erzeugung gemappter Modelle gegenüber homogenen Netzen maximal durch eine verbesserte Rissvorhersage in der Crashsimulation gerechtfertigt werden. Für den Einsatz innerhalb des Wirkungskreises der Fahrzeugentwicklung muss daher methodisch die Walzprofiliersimulation in LS-DYNA empfohlen werden, obgleich durch das Bauteilmapping bei Walzprofilen nur geringfügig verbesserte Vorhersagen zu erwarten sind. Die Walzprofiliersimulation in MARC kann bei Verwendung von SolidElementen keine hinreichend guten Ergebnisse bei wirtschaftlich vertretbaren Rechenzeiten liefern. Für den Einsatz im industriellen Umfeld der Walzprofilierindustrie bieten Ansätze mit Schalenelementen oder weiterentwickelten Solidshell-Elementen ein signifikant höheres Einsatzpotential, können aber nicht für weiterführende Crash-Simulationen verwendet werden. 169 9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK 9 Zusammenfassung und Ausblick Als Zielsetzung der vorliegenden Arbeit wurden sowohl die Bewertung der Werkstoffeignung hochfester Stähle für Profilbauteile, als auch die simulative Abbildung der Bauteileigenschaften formuliert. Die Bewertung der Werkstoffeigenschaften erfolgte zunächst über die grundlegende Charakterisierung Diskussion der des ausgewählten einachsigen Versuchsergebnisse der hochfesten Zugversuchs technologischen Stähle. und Versuche In bei der erweiterten Betrachtung der (Kerbzugversuch und Lochaufweitungsversuch) konnte eine signifikante Korrelation zwischen dem Produkt aus Bruchdehnungs- (ΔAabsolut) und Bruchspannungsdifferenz (ΔRabsolut) und den Duktilitätskennwerten aus Lochaufweitungs- und Kerbzugversuch beobachtet werden. Hierdurch konnten die bisherigen Erkenntnisse anderer Autoren (z.B. W URM [WURM07]) auch innerhalb der Problemstellung der vorliegenden Arbeit bestätigt werden. Die Beurteilung der Duktilität eines Werkstoffs einzig durch die Bewertung der Bruchdehnung im einachsigen Zugversuch ist demnach nicht ausreichend. Im Crashversuch aus Kapitel 6.3.2 zeigen beispielsweise DP-Stähle eine ausgeprägte Rissbildung bereits bei niedrigen Aufprallenergien, wohingegen bei PM-Stählen trotz erheblich geringerer Bruchdehnung gegenüber DP-Stählen erst bei höheren Energieniveaus die Rissbildung einsetzt. Die Konstrukteure crashrelevanter Strukturbauteile schrecken in der Praxis häufig vor dem Einsatz hochfester Stähle mit geringen Bruchdehnungen zurück, um das Risiko der Rissbildung unter CrashBeanspruchung zu umgehen. Dem Bauteilkonstrukteur stehen jedoch für die Beurteilung meist nur die Festigkeits- und Bruchdehnungskennwerte aus dem einachsigen Zugversuch zur Verfügung. In zukünftigen Werkstoffempfehlungen sollten daher auch technologische Duktilitätskennwerte wie z.B. die Kerbbruchdehnung oder das Lochaufweitungsvermögen eines Werkstoffs ihre Berücksichtigung finden. Speziell im Anwendungsfall von walzprofilierten Strukturbauteilen müssen die bisherigen Anforderungen aus der Tiefziehtechnologie bei der Werkstoffauswahl überdacht werden. Die speziell für das Tiefziehen optimierten Stähle DP800 und TRIP700 profitieren bei großen Umformgraden von der niedrigen Streckgrenze und dem hohen Umformvermögen. Hierdurch können beim Tiefziehen komplexe Formen 170 9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK mit hohen Bauteilfestigkeiten erzielt werden. Innerhalb der Biegeumformung können die DP- und TRIP-Stähle das vorhandene Verfestigungspotential nicht nutzen. Bei geringen Umformgraden profitieren wiederum die PM-Güten von ihrer hohen Ausgangsstreckgrenze zur Erzielung höchster Bauteilfestigkeiten. Die Fragestellung des idealen Werkstoffkonzepts für walzprofilierte Strukturbauteile kann nach den gewonnen Erkenntnissen klar beantwortet werden: „PM-Stähle (CP-Stähle) eignen sich durch ihre hohe Ausgangstreckgrenze und Duktilität bei lokaler Verformung in besonderem Maße für walzprofilierte Strukturbauteile im Bereich von PKWFahrgastzellen“. Für die simulative Abbildung der Bauteileigenschaften von Walzprofilen waren bereits kommerzielle Lösungen auf dem Markt zu finden. In den meisten Fällen erfolgte die Simulation in MARC mit nur einem linearen Volumenelement in Blechdickenrichtung, wobei bereits hierbei enorme Rechenzeiten erforderlich waren. Bei genauerer Betrachtung der auftretenden Spannungszustände innerhalb der Biegeumformung wurde deutlich, dass ein Volumenelement in Blechdickenrichtung keine sinnvollen Ergebnisse liefern kann. Im V-Gesenkbiegeversuch konnte eine Konfiguration (3D-Idealkonfiguration) ermittelt werden, welche die Rückfederung des Bleches tendenziell richtig abbildet. Hierfür waren mindestens fünf Elemente in Blechdickenrichtung erforderlich. Zur korrekten Abbildung des Eigen- spannungszustandes waren in 2D-Berechnungen bis zu zwanzig Elemente in Blechdickenrichtung erforderlich. Mit fünf Volumenelementen in Blechdickenrichtung kann jedoch kein wirtschaftlicher Einsatz der 3D-Simulation in MARC mehr erfolgen. Die erforderlichen Rechenzeiten lägen hierbei bereits im Bereich mehrer Monate für komplexe Profile. Die Entwicklung alternativer Ansätze in MARC (SolidshellElemente) und LS-DYNA (Schalenelement) zeigten, dass eine anwendungsspezifische Unterscheidung der idealen Simulationsmethode erforderlich wird. Für die Prozesssimulation in der Walzprofilierindustrie können weiterentwickelte Ansätze mit Solidshell-Elementen ein alternativer Lösungsansatz sein, wenngleich das reduzierte Integrationsschema die Kontaktproblematik erschwert. Der Einsatz von LS-DYNA empfiehlt sich vor allem hinsichtlich einer geschlossenen Prozesskette für das Elementmapping in der Crashsimulation. Im Vergleich der Crashsimulationen mit gemappten und ungemappten Bauteilen mit den Realversuchen waren jedoch keine verbesserten Vorhersagen beim Einsatz gemappter Bauteile zu beobachten. Mit 171 9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK Implementierung von Rissvorhersagen im Materialmodell der Crashsimulation könnte das Einsatzpotential gemappter Modelle steigen. Als Aufgabenstellung zukünftiger Forschungsvorhaben kann auf Grundlage der vorliegenden Arbeit die Gewinnung neuer Erkenntnisse über das Werkstoffverhalten hochfester Stahlbleche im einachsigen Zugversuch bei Dehnungswerten ε>Ag abgeleitet werden. pannungsprodukt Die und Korrelation dem zwischen Verhalten dem hochfester Bruchdehnungs-/BruchsMehrphasenstähle in technologischen Versuchen kann bisher nicht vollständig erklärt werden. Besonders der Einfluss der Gefügezusammensetzung von DP-, TRIP- und PM-Stählen sollte in Zusammenhang mit dem Versagensverhalten in dynamischen Versuchen diskutiert werden. Innerhalb der Prozesssimulation für Walzprofilierprozesse sollte in erster Linie die Verkürzung der Rechendauer und Verbesserung der Ergebnisqualität Triebfeder zukünftiger Arbeiten sein. Die Umsetzung der alternativen Ansätze aus Kapitel 7.2 für kommerzielle Lösungen bedarf Untersuchungen an weiteren Profilgeometrien und Simulationsrandbedingungen. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit konnten nur methodische Ansätze zur Verbesserung der Prozesssimulation entwickelt werden. Für den Einsatz im industriellen Umfeld sind erheblich umfangreichere Arbeiten erforderlich. 172 10 LITERATURHINWEISE 10 Literaturhinweise [ABEL03] ABELE, E.; KLUGE, J.: HAWK2015: Herausforderungen Automobile Wertschöpfungskette; Verband der Automobilindustrie e. 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und Krafteinleitung beim Tiefziehen [SSAB00] ................................................................ 11 Abbildung 2-3 Werkzeugaufbau beim Abkanten ................................................................................................................. 12 Abbildung 2-4 Spannungszustände und resultierender Eigenspannungsverlauf in der Biegumformung [LANG90].......... 13 Abbildung 2-5 Minimales Radienverhltnis r/t (Radius/Blechdicke) beim Biegen und Rollformen [AHSS06] ....................... 15 Abbildung 2-6 Formänderung und Bandkantendehnung beim Walzprofilieren .................................................................. 16 Abbildung 2-7 Fertigungskosten für Umformteile am Beispiel der Mercedes-Benz C-Klasse [FLEG05] ............................ 19 Abbildung 2-8 Abweichende Verläufe bei der Fließkurvenextrapolation abhängig von der Gleichmaßdehnung Ag ........... 26 Abbildung 2-9 Fließkriterien nach VON MISES und TRESCA für den ebenen Spannungszustand [ISSL97]........................... 27 Abbildung 2-10 Verfestigungsansätze in Zusammenhang mit der Fließortskurve (ergänzt nach [ROHL02] und [ARETZ04]) ..................................................................................................................................................................... 28 Abbildung 2-11 Formänderungen im ebenen Spannungszustand und FLC (verändert nach [BLECK99]) .......................... 29 Abbildung 2-12 Anteile der Stahlgüten im Rohbau der Mercedes-Benz C-Klasse [verändert nach VOEH03] ..................... 33 Abbildung 2-13 Mechanische Kennwerte bei DP-Stählen abhängig von Martensitanteil [verändert nach WOEST05]......... 34 Abbildung 2-14 Schematische Darstellung der Temperaturführung für die Hertstellung von DP und PM-Stählen im ZTUDiagramm [verändert nach HEIN07b und ENGL99] .................................................................................... 35 Abbildung 3-1 Zielsetzung der vorliegenden Arbeit............................................................................................................. 38 Abbildung 3-2 Aufbau und Inhalt der vorliegenden Arbeit ................................................................................................... 39 Abbildung 4-1 Versuchsaufbau zur Formänderungsanalyse im Zugversuch (in-situ) mit ARAMIS ....................................... 41 Abbildung 4-2 Versuchanordnung im Lochaufweitungsversuch.......................................................................................... 44 Abbildung 4-3 Formänderungsanalyse in ARGUS ................................................................................................................ 46 Abbildung 4-4 Schematische Darstellung des UCI- Härtescan-Verfahren ......................................................................... 47 Abbildung 4-5 Diagnoalenbestimmung abhängig vom ψ-Wert im UCI-Verfahren nach VICKERS [KLEE68]........................ 48 Abbildung 4-6 Lichtmikroskopische Blechdickenmessung und Fehlerabschätzung ........................................................... 49 Abbildung 4-7 Darstellung der Methodik zur dynamischen Bauteilprüfung im Fallturm ...................................................... 52 Abbildung 4-8 Versuchsaufbau zur dynamischen Bauteilprüfung am ZB-Längsträger ....................................................... 53 Abbildung 4-9 Werkzeugaufbau und Versuchgeometrien V-Gesenkbiegen ....................................................................... 54 Abbildung 5-1 Gefügebilder der Versuchswerkstoffe bei 500- und 1000-facher Vergrößerung.......................................... 58 Abbildung 5-2 Vergleich der Spannungs-Dehnungskurven der Versuchswerkstoffe .......................................................... 59 Abbildung 5-3 Vergleich der Fließkurven aller Versuchswerkstoffe .................................................................................... 60 Abbildung 5-4 Ergebnisse der E-Modul-Messung mit GRINDOSONIC................................................................................... 60 Abbildung 5-5 Grenzformänderungsschaubilder der Versuchswerkstoffe (Quelle: VOESTALPINE) ...................................... 62 Abbildung 5-6 Bruchspannungsdifferenz und Bruchdehnungsdifferenz der Versuchswerkstoffe ...................................... 64 Abbildung 5-7 Produkt aus Bruchspannungdifferenz und Bruchdehnungsdifferenz ........................................................... 65 189 11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS Abbildung 5-8 Ortsaufgelöste Betrachtung der Formänderungen und Fließkurven im Zugversuch mit ARAMIS ................. 67 Abbildung 5-9 Kennwertbildung, Probengeometrie und Spannungszustand beim gekerbten Zugversuch......................... 69 Abbildung 5-10 Vergleich der Kennwerte aus Normzugversuch und gekerbtem Zugversuch .............................................. 69 Abbildung 5-11 Ergebnisse des Lochaufweitungsversuchs mit gestanzter und gefräster Ronde......................................... 70 Abbildung 5-12 Bestimmung des Rückfederungswinkels beim V-Gesenkbiegen ................................................................. 71 Abbildung 5-13 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 90°-V-Gesenk ................................................................. 72 Abbildung 5-14 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 60°-V-Gesenk ................................................................. 72 Abbildung 5-15 Auswertung Formänderungsanalyse im V-Gesenk...................................................................................... 73 Abbildung 5-16 Einfluss des Biegewinkels auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 ....................................................... 74 Abbildung 5-17 Einfluss des Biegeradius auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 ......................................................... 75 Abbildung 5-18 Einfluss des Werkstoffs (Streckgrenze) auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1 ................................. 76 Abbildung 5-19 Vergleich der berechneten und experimentell ermittelten Rückfederungswerte .......................................... 78 Abbildung 5-20 Transfergeometrie Hutprofil.......................................................................................................................... 79 Abbildung 5-21 Transfergeometrie Längsträger und Lage im Gesamtfahrzeug .................................................................. 80 Abbildung 6-1 Aufbau der Versuchsanlage Walzprofilieren (Profiliereinheit, Nachstanzeinheit) ........................................ 82 Abbildung 6-2 Aufbau der Versuchanlage Walzprofilieren (Coilladestuhl, Kalibriereinheit, Trennmesser) ........................ 83 Abbildung 6-3 Profilblume (Biegefolge) in der Profilfertigung bei den Versuchsbauteilen Hutprofil und Längsträger......... 84 Abbildung 6-4 Werkzeugaufbau beim Tiefziehen der Hutprofile ......................................................................................... 86 Abbildung 6-5 Werkzeugaufbau beim Abkanten des Längsträgerprofils............................................................................. 87 Abbildung 6-6 Blechdickenverlauf am Hutprofil beim Tiefziehen und Walzprofilieren......................................................... 88 Abbildung 6-7 Härtescan an tiefgezogenem und walzprofiliertem Hutprofil ....................................................................... 89 Abbildung 6-8 Vergleich der Blechdickenverläufe am walzprofilierten und abgekanteten Längsträger .............................. 91 Abbildung 6-9 Formänderungsanalyse in ARGUS (Raster 1) am Längsträger (im Bild Raster 2)......................................... 92 Abbildung 6-10 Vergleich der Formänderungskenngrößen und erzielten Fließspannungen beim Abkanten und Walzprofilieren mit PM800 .......................................................................................................................... 93 Abbildung 6-11 Haupt- Nebenformänderungswerte für Abkanten und Profilieren im Grenzformänderungsschaubild ......... 94 Abbildung 6-12 Werkstoffvergleich PM800 und PM1000 am walzprofilierten Längsträger................................................... 96 Abbildung 6-13 Werkstoffvergleich am walzprofilierten Längsträger (ARGUS) zwischen PM800 und PM1000 ..................... 97 Abbildung 6-14 Restaustenitmessung und Härtescan am abgekanteten Längsträger in TRIP700) ..................................... 98 Abbildung 6-15 Werkstoffvergleich am Abkantprofil Längsträger zwischen TRIP700 und PM800 ....................................... 99 Abbildung 6-16 Vergleich der Versuchswerkstoffe am Längsträgerprofil im Härtescan...................................................... 100 Abbildung 6-17 Komponentenaufbau Crashtest Längsträger ............................................................................................. 102 Abbildung 6-18 Bestimmung von Intrusion und smax im Crashkomponentenversuch.......................................................... 103 Abbildung 6-19 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 2,5 kJ Aufprallenergie ..................... 104 Abbildung 6-20 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,0 kJ Aufprallenergie ..................... 104 Abbildung 6-21 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,5 kJ Aufprallenergie ..................... 105 Abbildung 6-22 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 4,0 kJ Aufprallenergie ..................... 105 Abbildung 7-1 Aufbau MARC 3D-Volumenelement Typ 7 .................................................................................................. 107 Abbildung 7-2 Freiheitsgrade und kinemtaische Randbedingungen in der Walzprofiliersimulation mit MARC .................. 108 Abbildung 7-3 Einfluss der Diskretisierung auf den berechneten Verformungszustand (DP800, 90°, 6mm V-Gesenk) . 110 190 11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS Abbildung 7-4 Berechnete Formänderungskenngrößen abhängig von der Elementanzahl im 2D-V-Gesenkbiegeversuch (MARC)........................................................................................................................................................ 111 Abbildung 7-5 Berechneter Eigenspannungsverlauf im 2D-V-Gesenkbiegeversuch abhängig von der Elementanzahl in Blechdickenrichtung (MARC)....................................................................................................................... 112 Abbildung 7-6 Simulationsaufbau und Diskretisierung im V-Gesenkbiegeversuch........................................................... 113 Abbildung 7-7 Einfluss der Elementanzahl auf das Rückfederungsergebnis im 3D-V-Gesenkbiegeversuch (MARC)....... 114 Abbildung 7-8 Simulationsvalidierung der Idealkonfiguration (Solid-Element Typ7)mit röntgenografischer Eigenspannungsmessung .......................................................................................................................... 116 Abbildung 7-9 Simulationsvalidierung mit Idealkonfiguration anhand der Hauptformänderung φ1 ................................... 117 Abbildung 7-10 Vernetzungszonen im Radienbereich bei 3D-Diskretisierung für das Walzprofilieren ............................... 118 Abbildung 7-11 Diskretisierungszonen für 3D-Idealkonfiguration an Langsträger und Hutprofil ......................................... 119 Abbildung 7-12 Aufbau MARC Solidshell-Element Typ 185 (Angaben MARC).................................................................... 122 Abbildung 7-13 Vergleich der Ergebnisse bei Simulation des 3D-Gesenkbiegeversuchs mit Solid- und Solidshell-Elementen (DP800, Winkel 90°, r=6mm) ..................................................................................................................... 123 Abbildung 7-14 Simulation am Hutprofil mit Solidshell-Elementen...................................................................................... 124 Abbildung 7-15 Belchdickenverlauf im Realbauteil und bei der Simulation mit kombinierter Diskretisierung (Solidshell/Solid) ................................................................................................................................................................... 125 Abbildung 7-16 Aufbau und Integrationspunktschema der verwendeten Schalenelemente in LS-DYNA (verändert nach [LANG93]) .................................................................................................................................................. 126 Abbildung 7-17 Simulationsaufbau für die Walzprofiliersimulation in LS-DYNA (Längsträger) ............................................. 128 Abbildung 7-18 Vergleich der Vergleichsformänderung der Walzprofiliersimulation in LS-DYNA und MARC mit dem Fromänderungsverlauf am Realbauteil (Mittelwert aus drei Schnitten)...................................................... 129 Abbildung 7-19 Aufbau der Tiefziehsimulation am Hutprofil in LS-DYNA ............................................................................ 131 Abbildung 7-20 Aufbau der Abkantsimulation am Längsträger in MARC ............................................................................. 132 Abbildung 7-21 Simulativer Verfahrensvergleich am Hutprofil (Tiefziehen und Walzprofilieren) in LS-DYNA ...................... 133 Abbildung 7-22 Simulativer Verfahrensvergleich in MARC zwischen Walzprofilieren und Abkanten am Versuchsbauteile Längträger .................................................................................................................................................. 135 Abbildung 7-23 Simulationsaufbau Crashkomponentenversuch Längsträger in LS-DYNA.................................................. 138 Abbildung 7-24 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 2,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil.................................. 139 Abbildung 7-25 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,0 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil.................................. 140 Abbildung 7-26 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil.................................. 140 Abbildung 7-27 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 4,0 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil.................................. 141 Abbildung 7-28 Virtuelle Prozessketten zur Crashsimulation mit gemappten walzprofilierten Bauteilen ............................ 143 Abbildung 7-29 Varianten der Elementanzahl und Integrationspunktanzahl im Schnittstellenmodul.................................. 144 Abbildung 7-30 Erzeugung des midshell-Schalenelements bei Diskretisierung nach Variante 1 ....................................... 145 Abbildung 7-31 Erzeugung des Midshell-Schalenelements bei Diskretisierung nach Variante 2 ....................................... 146 Abbildung 7-32 Methoden zur Berechnung der Knotenspannung in MARC für den Elementtyp 7 (Informationen: MSCSoftware) .................................................................................................................................................... 147 Abbildung 7-33 Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA für BELYTSCHKO-Schalenelemente (Informationen: MSCSoftware) .................................................................................................................................................... 148 191 11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS Abbildung 7-34 Fehler im Dehnungsergebnis beim Mapping mit Maximalwertübertragung (1IP für Dehnungstensor)...... 149 Abbildung 7-35 Berechnung der Knotenspannungen in LS-DYNA für Schalenelemente (Informationen: MSC-Software)... 150 Abbildung 7-36 Vergleich Eigenspannungsverläufe vor und nach Interface-Anwendung (Mapping)................................. 151 Abbildung 7-37 Qualitative Darstellung der Schnittstellenfunktion an den Transfergeometrien.......................................... 152 Abbildung 7-38 Methodenvergleich zw. ungemapptem und gemapptem Bauteil in der Crashsimulation.......................... 153 Abbildung 7-39 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im Crash-Komponentenversuch (2,5kJ) mit gemapptem Modell......................................................................................................................................................... 155 Abbildung 7-40 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,0kJ) mit gemapptem Modell......................................................................................................................................................... 155 Abbildung 7-41 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,5kJ) mit gemapptem Modell......................................................................................................................................................... 156 Abbildung 7-42 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (4,0kJ) mit gemapptem Modell......................................................................................................................................................... 156 Abbildung 8-1 Konventioneller und technologischer Ansatz in der Werkstoffbewertung (normiert auf ZE340) ................ 158 Abbildung 8-2 Intrusions- und Versagensverhalten im Crashkomponentenversuch......................................................... 162 Abbildung 8-3 Schematische Bewertung der Simulationskonfiguration für das Walzproflieren ........................................ 164 Abbildung 8-4 Vergleich Simulation und Realversuch im Crashhkomponententest am Längsträger ............................... 166 Abbildung 8-5 Vergleich der maximalen Deformation smax in Realversuch und bei Berechnung mit ungemappten und gemappten Modellen an den Werkstoffen TRIP700, DP800 und PM800 für die geprüften Aufprallenergien ................................................................................................................................................................... 167 Abbildung 8-6 Vergleich der Formänderungswerte in der Simulation im Bereich der RIssbildung unter dem Impaktor ... 168 Tabelle 2-1 Kommerzielle FE-Solver [verändert nach LANG93]..................................................................................... 24 Tabelle 4-1 Angewandte Ätzmittel und Ätzzeiten............................................................................................................ 43 Tabelle 4-2 Verwendete Punktrastertypen bei der Formänderungsanalyse mit ARGUS .................................................. 45 Tabelle 5-1 Eingesetzter Werkstoff am Transferbauteil Hutprofil.................................................................................... 56 Tabelle 5-2 Auswahl der Versuchswerkstoffe für das Transferbauteil Längsträger ........................................................ 56 Tabelle 5-3 Zusammenfassung der mechanischen Kennwerte der Versuchswerkstoffe................................................ 61 Tabelle 5-4 Einflussfaktoren auf die Rückfederung im V-Gesenkbiegeversuch ............................................................. 77 Tabelle 7-1 Extrapolationskoeffizienten für die Fließkurvenextrapolationen der Versuchswerkstoffe nach HOLLOMON109 Tabelle 7-2 Elementanzahl und -abmessung für Längsträger und Hutprofil in 3D-Idealkonfiguration ......................... 120 192 12 ANHANG 12 Anhang Anhang 1 Probengeometrie Flachzugversuch mit ungekerbter und gekerbter Probe 250 ± 1 120 ± 0.5 A 30 ± 0.2 // 0 , 1 A R2 0 20 ± 0.2 Rz 6,3 Flachzugprobe nach DIN 10002 [DIN10002] Probengeometrie gekerbte Flachzugprobe Anhang 2 Fehlerabschätzung der E-Modul-Messung Einflussgröße Toleranzen der Messapparatur Fortpflanzung Blechdicke +/- 0,01 mm (Messschraube) +/- 3,54 GPa Probenlänge +/- 0,02 mm (Messschieber) +/- 0,15 GPa Dichte +/- 0,05g/cm³ +/- 0,6 GPa Eigenfrequenz +/- 1 Hz +/- 0,7 GPa 193 12 ANHANG Anhang 3 Metallografische Gefügeuntersuchungen NITAL-Lösung: 100ml Ethanol (H3C-CH2OH) [WURM07] 6ml 65%-ige Salptersäure (HNO3) KLEMM-Lösung: 1000g Natriumthiosulfat (Na2O3S2) [WURM07] 300 ml Wasser (H2O) 2g Kaliummetabisulfit (K2S2O5) (weiterführende Literatur: [GIRA89]) Schleifparameter: Körnung Zeit [min] Anpresskraft [N] U/min 80 5 90 300 180 5 90 300 320 5 90 300 600 5 90 300 800 5 90 300 1200 5 90 300 Zeit [min] Anpresskraft [N] U/min 6 4 70 150 3 4 70 150 1 4 70 150 Polierparameter: Korndurchmesser [µm] 194 12 ANHANG Anhang 4 Stempelgeometrie im Lochaufweitungsversuch (VOESTALPINE und TU BERGAKADEMIE FREIBERG) Konus - Stempel DSt = [mm] 55.0 Stempelform 60° konisch DZ = [mm] 63.0 RZ = [mm] 0.75 d = [mm] 90.0 d0 = [mm] 10.0 vSt = [mm/s] 0.51 FNh = [kN] max. 220 kN FSt = [kN] max. 400 kN Anhang 5 Chemische Zusammensetzung der Versuchswerkstoffe (Herstellerangaben VOESTALPINE): Massenanteile der Legierungselemente [ %] Werkstoff C Si Mn P S Al N Cr Nb ZE 340 0,0680 0,0110 0,3200 0,0120 0,0072 0,0560 0,0047 0,0380 0,0560 TRIP 700 0,2100 0,3100 1,9400 0,0090 0,0010 1,0300 0,0017 0,0200 0,0010 DP 800 0,1310 0,2000 2,1700 0,0110 0,0019 0,0470 0,0063 0,2600 0,0200 PM 800 0.12-0.17 < 0.7 1.5-2.5 < 0.05 < 0.015 < 0.1 <50ppm <1 < 0.05 PM 1000 0.15-0.20 < 0.7 1.5-2.5 < 0.05 < 0.015 < 0.1 <50ppm <1 < 0.05 195 12 ANHANG Anhang 6 Fotogrammetrische Vermessung der Versuchsbauteile Längsträger TRIP 700 Fotogrammetrische Bauteilvermessung Referenz • Fehlfarbendarstellung: Abweichung zur Sollgeometrie 2,0 1,5 1,0 0,5 0 -0,5 -1,0 -1,5 -2,0 • Teile hergestellt mit optimierter Rollensatzeinstellung (Methode) für TRIP700 Abweichung [mm] ZE 340 DP 800 2,0 1,5 1,0 0,5 0 -0,5 -1,0 -1,5 -2,0 2,0 1,5 1,0 0,5 0 -0,5 -1,0 -1,5 -2,0 Abweichung [mm] Abweichung [mm] PM 800 PM 1000 2,0 1,5 1,0 0,5 0 -0,5 -1,0 -1,5 -2,0 Abweichung [mm] 2,0 1,5 1,0 0,5 0 -0,5 -1,0 -1,5 -2,0 Abweichung [mm] 196 12 ANHANG Anhang 7 Extrapolationsverfahren für Fließkurven 11 HOLLOMON n σ W = k Hε w H σW wahre Spannung εw log. plastische Dehnung kh Koeffizient nH Verfestigungsexponent LUDWIK (allgemeine Form) [LUDWIK03] n σ W = σ 0 + k lε w 1 kl werkstoffabhängige Konstante σW wahre Spannung σ0 σ 0 = σ (ε pl = 0) εw log. plastische Dehnung nl Verfestigungsexponent GOSH n K (ϕ ) = B(C + ϕ ) − D f B, C φ log. Formänderung n Verfestigungsexponent D 11 Approximationskonstanten Sättigungsspannung Die verwendeten Formelzeichnen sind direkt beschrieben und werden nicht im Symbolverzeichnis geführt. Es wurden jeweils die originären Formelzeichen und Indizes der Autoren verwendet 197 12 ANHANG VOCE [VOCE48] ⎛ − εw ⎞ ⎟ kv ⎟ ⎝ ⎠ σ W = σ s + (σ 0 − σ s ) exp⎜ ⎜ σs Sättigungsspannung σ0 Fließgrenze kv Fließspannung σW wahre Spannung σ0 σ 0 = σ (ε pl = 0) εw log. plastische Dehnung SWIFT/KUPROWSKI [SWIFT52] K (ϕ ) = B(C + ϕ ) f n B, C Approximationskonstanten φ log. Formänderung n Verfestigungsexponent HOCKET/SHERBY n K (ϕ ) = B(B − C ) exp( −Dϕ ) f B, C Approximationskonstanten φ logarithmische Formänderung n Verfestigungsexponent D Sättigungsspannung SWFT-HOCKET/SHERBY APPROXIMATION σ = (1 − α ){C(ε pl + ε 0 ) m } + α {σ s − (σ s − σ j )e α α =0 α =1 p − aε pl } Relation zw. Swift und HOCKET/SERBY entspricht dem Ansatz nach SWIFT/KUPROVSKI entspricht dem Ansatz nach HOCKET/SHERBY 198 12 ANHANG Anhang 8 Fließkriterium nach HILL und BARLAT (anisotrope Modelle) Anisotropiemodellierung in MSC.MARC: Fließkriterium nach HILL: [HILL50] ⎛ a1 (σ y − σ z )2 + a 2 (σ z − σ x )2 + a3 (σ x − σ y )2 σv = ⎜ + ⎜ 2 ⎝ 2 2 2 3a 4τ zx + 3a5τ yz + 3a 6τ xy ⎞ ⎟ ⎟ 2 ⎠ 1/ 2 = kf σv Vergleichsspannung nach HILL kf Fließspannung a1…a6 Anisotropiekoeffizienten nach HILL Fließkriterium nach BARLAT: [BARLAT91] Definition der Fließfunktion im 3-achsigen Spannungszustand: f = S1 − S 2 m + S 2 − S3 m + S3 − S1 m = 2k f m ⎡C3(σxx −σyy) −C2(σzz −σxx) ⎤ C6σxy C5σzx ⎢ ⎥ 3 ⎢ ⎥ C1(σyy −σzz) − C3(σxx −σyy) ⎢ ⎥ Si = C6σxy C4σzy ⎢ ⎥ 3 ⎢ C3(σzz −σxx) −C2(σyy −σzz)⎥ C5σzx C4σzy ⎢ ⎥ 3 ⎢ ⎥ ⎣ ⎦ Si =1, 2,3 KIRCHHOFF`sche Spannungstensoren m Fließkriterienexponent (meist abhängig von der Kristallstruktur; m=1 TRESCA; m=2 oder 4 V. MISES) Ci=1,2,3 Anisotropiekoeffizienten nach BARLAT 199 12 ANHANG Anhang 9 Simulierte Eigenspannungszustände im V-Gesenkbiegeversuch (Simulation mit MARC Elementtyp 7 und 5 Elementen in Blechdickenrichtung) ZSTE 340 – 60°– 2mm 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 25 146 -127 -163 289 σ [MPa] -120 -6 154 289 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 -163 0,81 Position quer zur 1,08 -127 146 0,54 25 0,27 -64 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 σ Biegeeigenspannung 400 600 800 0,27 σ [MPa] -122 6 1,35 -89 158 σ [MPa] 0,27 Position quer zur 0,27 -122 -82 56 200 σ 400 600 -600 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 92 -243 199 σ [MPa] Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 86 0,27 -85 0,00 -200 0 200 Biege eige ns pannung σ 0,27 0,54 -51 24 80 400 600 800 0,81 1,08 1,35 92 -63 -98 163 92 0,54 5 0,27 -70 0,00 -600 -200 Pos. [mm] -64 -69 129 σ [MPa] Position quer zur 24 0,27 -51 0,00 200 Biege eige nspannung σ 0 200 σ 400 600 800 [MPa] ZSTE 340 – 90°– 8mm 1,35 0,00 0,27 0,54 -68 34 94 400 600 200 1,35 -85 -65 118 0,81 94 0,54 34 0,27 -68 0,00 -600 -400 -200 0 200 Bie ge e igens pannung [MPa] 1,08 1,08 -85 -800 800 0,81 118 1,35 -65 Blechdickenrichtung [mm] Blechdickenrichtung [mm] -400 129 0 163 0,81 1,08 0,54 -200 800 0,54 Bie ge e ige ns pannung 80 -400 600 5 [MPa] 0,81 -600 400 [MPa] 1,08 -63 -800 1,08 -64 -800 σ 0,27 1,35 -98 0,81 1,35 -69 200 -70 ZSTE 340 – 90°– 6mm 0,00 0 0,00 199 0,54 -17 σ [MPa] -200 ZSTE 340 – 90°– 4mm 92 Pos. [mm] -400 Biege eigenspannung 86 -400 140 0,00 0,54 -600 -79 0,27 -82 [MPa] 1,08 -800 -120 140 173 -17 0,81 1,35 56 -800 800 1,08 0,54 0,27 1,35 800 0,81 0,00 -243 600 1,08 -120 -85 σ [MPa] 400 [MPa] 0,81 1,35 -79 Blechdickenrichtung [mm] Pos. [mm] σ 173 0,00 0 200 0,54 Blechdickenrichtung [mm] Blechdickenrichtung [mm] 1,08 6 -200 0 0,00 ZSTE 340 – 90°– 2mm Position quer zur -200 ZSTE 340 – 60°– 8mm Pos. [mm] 0,54 Bie gee ige ns pannung Position quer zur -400 Biegee ige ns pannung 164 -400 154 0,00 -600 [MPa] 0,81 -600 178 -6 -800 1,08 -104 -800 -127 0,27 -120 158 1,35 -89 -51 0,54 -104 164 1,35 178 0,81 0,81 0,54 Position quer zur 0,00 1,08 1,08 -51 ZSTE 340 – 60°– 6mm Pos. [mm] 0,81 1,35 -127 Blechdickenrichtung [mm] σ [MPa] Position quer zur ZSTE 340 – 60°– 4mm 0,00 -64 Pos. [mm] σ 400 [MPa] 600 800 12 ANHANG TRIP 700 – 60°– 2mm TRIP 700 – 60°– 4mm 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 -59 σ [MPa] 0,00 36 163 -118 -281 439 σ [MPa] -210 -13 272 -96 -215 307 439 Blechdickenrichtung [mm] 1,08 -118 0,81 163 0,54 36 0,27 -59 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigenspannung σ 400 307 1,35 Position quer zur Position quer zur 1,35 -281 600 -215 Blechdickenrichtung [mm] Pos. [mm] 800 1,08 -96 0,81 272 0,54 -13 0,27 -210 0,00 -800 -600 [MPa] -400 -200 0 200 Bie gee igenspannung TRIP 700 – 60°– 6mm σ 400 600 800 [M Pa] TRIP 700 – 60°– 8mm 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -212 10 295 -197 -150 275 σ [MPa] -144 97 312 -225 -136 250 275 Position quer zur 1,08 -197 0,81 295 0,54 10 0,27 -212 1,08 -225 0,81 312 0,54 97 0,27 -144 0,00 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigens pannung σ 400 600 -800 800 250 1,35 -136 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 -150 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Pos. [mm] -600 -400 -200 0 200 σ Bie ge eigenspannung [M Pa] TRIP 700 – 90°– 2mm 400 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Position [mm] 0,00 0,27 0,54 σ [MPa] -147 -28 151 148 -413 346 σ [MPa] -125 6 157 346 Position quer zur 1,08 148 0,81 151 0,54 -28 0,27 -147 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 0,54 37 130 6 0,27 -125 0,00 -600 0 0,27 -115 220 σ [MPa] -121 55 161 Position quer zur 0,27 -91 0,00 σ 600 800 400 600 800 1,35 -151 -108 206 206 0,81 161 0,54 55 0,27 -121 0,00 -600 -400 -200 0 200 Biege eigenspannung 201 1,08 1,08 -151 -800 [MPa] 0,81 1,35 -108 Blechdickenrichtung [mm] 37 200 400 σ [MPa] 0,54 -111 Bie gee igenspannung 200 TRIP 700 – 90°– 8mm 0,00 220 0 -200 Pos. [mm] 0,54 -200 -400 1,35 130 -400 277 157 1,08 0,81 -600 -163 0,54 Bie ge e ige nspannung 1,08 -111 -800 -107 277 0,81 1,35 -115 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 0,27 -91 σ [MPa] 0,00 1,35 0,81 TRIP 700 – 90°– 6mm Position [mm] 1,08 1,08 -107 -800 Biegeeigenspannung σ [MPa] 0,81 1,35 -163 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Blechdickenrichtung [mm] 0,00 1,35 800 TRIP 700 – 90°– 4mm Pos. [mm] -413 600 [M Pa] σ 400 [MPa] 600 800 12 ANHANG DP 800 – 60°– 2mm DP 800 – 60°– 4mm 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 -99 σ [MPa] 0,00 79 289 -304 -323 608 σ [MPa] -240 -8 312 -125 -241 352 608 Blechdickenrichtung [mm] 1,08 -304 0,81 289 0,54 79 0,27 -99 -800 -600 0,00 -200 0 -400 200 Biegee igenspannung σ 400 600 352 1,35 Position quer zur Position quer zur 1,35 -323 -241 Blechdickenrichtung [mm] Pos. [mm] 1,08 -125 0,81 312 0,54 -8 0,27 -240 0,00 -800 800 -600 -400 -200 0 200 DP 800 – 60°– 6mm 400 σ Bie ge e ige ns pannung [M Pa] 600 800 [MPa] DP 800 – 60°– 8mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -241 16 327 -214 -177 318 σ [MPa] -158 119 342 -253 -154 284 318 0,81 0,54 -600 327 16 0,27 -241 -800 0,00 -200 0 -400 Position quer zur -214 1,08 200 400 600 1,35 -154 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Blechdickenrichtung [mm] 1,35 -177 800 1,08 -253 0,81 342 0,54 119 0,27 -158 0,00 -800 -600 Biegeeigenspannung σ [MPa] 0,27 0,54 σ [MPa] -169 -24 134 193 -200 0,81 1,08 1,35 -474 424 σ [MPa] -122 34 183 -146 -175 336 Position quer zur 134 0 200 400 600 800 1,08 -146 0,81 0,54 0,00 -800 -600 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -104 46 160 -126 -133 254 σ [MPa] Position quer zur 160 46 0,27 -104 -400 0,27 200 200 0,54 -145 64 176 254 1,08 -126 -600 0 0,00 400 600 800 400 600 800 1,35 -169 -123 235 235 0,81 176 0,54 64 0,27 -145 0,00 -600 -400 -200 0 200 Biegee ige ns pannung 202 1,08 1,08 -169 -800 Biegeeigenspannungσ [MPa] 0,81 1,35 -123 Blechdickenrichtung [mm] Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 0,00 0,00 -200 0 -200 DP 800 – 90°– 8mm Pos. [mm] -800 -400 Biege eigenspannung σ [MPa] Pos. [mm] 0,54 183 34 0,27 -122 DP 800 – 90°– 6mm 0,81 336 1,35 -175 Biegeeigenspannung σ [MPa] 1,35 -133 800 0,54 0,00 -400 600 0,27 0,27 -169 -600 400 [M Pa] 0,00 0,54 -24 -800 σ Pos. [mm] 193 0,81 200 1,35 Blechdickenrichtung [mm] 1,08 0 1,08 424 1,35 -474 -200 DP 800 – 90°– 4mm 0,81 Position quer zur Blechdickenrichtung [mm] 0,00 -400 Biegee igenspannung DP 800 – 90°– 2mm Pos. [mm] 284 σ 400 [MPa] 600 800 12 ANHANG PM 800 – 60°– 2mm PM 800 – 60°– 4mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 σ [MPa] -200 -59 173 299 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 -548 381 σ [MPa] -265 -22 357 -139 381 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 1,08 299 0,81 173 0,54 -59 0,27 -200 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigenspannung 400 σ 600 -272 394 394 1,08 -139 0,81 357 0,54 -22 0,27 -265 0,00 -800 800 1,35 -272 0,00 -800 1,08 1,35 -548 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 Position quer zur 1,08 -600 -400 -200 0 200 σ Biegee ige nspannung [MPa] PM 800 – 60°– 6mm 400 600 800 [MPa] PM 800 – 60°– 8mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -281 9 405 -274 -201 367 σ [MPa] -199 120 423 -307 -186 332 367 Position quer zur 1,08 -274 0,81 405 0,54 9 0,27 -281 1,35 -186 Blechdickenrichtung [mm] Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 1,35 -201 1,08 -307 0,81 423 0,54 120 0,27 -199 0,00 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigens pannung σ 400 600 -800 800 -600 PM 800 – 90°– 2mm 0,27 0,54 0,81 σ [MPa] -174 -32 182 163 800 0,54 0,81 1,08 1,35 -478 405 σ [MPa] -206 -40 217 -115 -199 358 1,35 Position quer zur 182 0,54 -32 0,27 -174 0,00 200 400 358 600 -199 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Blechdickenrichtung [mm] 600 0,27 163 σ 400 [M Pa] 0,00 0,81 Biege eige ns pannung σ Pos. [mm] 1,08 0 200 1,35 405 1,35 -200 0 1,08 -478 -400 -200 PM 800 – 90°– 4mm 0,00 -600 -400 Bie ge eigenspannung [MPa] Pos. [mm] -800 332 800 1,08 -115 0,81 217 0,54 -40 0,27 -206 0,00 -800 -600 [MPa] -400 -200 0 200 Bie ge eigenspannung PM 800 – 90°– 6mm σ 400 600 800 [MPa] PM 800 – 90°– 8mm 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 s [MPa] -226 33 328 -268 -154 328 s [MPa] -163 61 191 -198 -127 277 328 Position quer zur 1,08 -268 0,81 328 0,54 33 0,27 -226 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegee ige ns pannung σ 400 600 800 1,08 -198 0,81 191 0,54 61 0,27 -163 0,00 -800 [MPa] 277 1,35 -127 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 -154 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Pos. [mm] -600 -400 -200 0 200 Bie ge e igens pannung 203 σ 400 [MPa] 600 800 12 ANHANG PM 1000 – 60°– 2mm PM 1000 – 60°– 4mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 σ [MPa] -250 -83 188 1,08 424 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 452 σ [MPa] -332 -23 445 -182 452 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 1,08 424 0,81 188 0,54 -83 0,27 -250 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Bie geeigenspannung 400 σ 1,08 600 -336 491 -336 1,08 -182 0,81 445 0,54 -23 0,27 -332 0,00 -800 800 1,35 491 1,35 -672 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 Position quer zur 1,35 -672 0,81 -600 -400 -200 0 200 Biege eige nspannung [M Pa] PM 1000 – 60°– 6mm σ 400 600 800 [MPa] PM 1000 – 60°– 8mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -347 13 503 -348 -242 451 σ [MPa] -244 150 515 -403 -211 425 451 1,35 Position quer zur 1,08 -348 0,81 503 0,54 13 0,27 -347 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigens pannung σ 400 600 -211 Blechdickenrichtung [mm] -242 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 1,35 425 1,08 -403 0,81 515 0,54 150 0,27 -244 0,00 -800 800 -600 -400 -200 0 200 Bie gee ige ns pannung [MPa] PM 1000 – 90°– 2mm σ 400 600 800 [MPa] PM 1000 – 90°– 4mm Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -242 -71 211 363 -675 474 σ [MPa] -264 -48 271 -147 -243 448 474 Position quer zur 1,08 363 0,81 211 0,54 -71 0,27 -242 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biegeeigenspannung σ 400 448 1,35 600 -243 Blechdickenrichtung [mm] Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur 1,35 -675 800 1,08 -147 0,81 271 0,54 -48 0,27 -264 0,00 -800 -600 [MPa] -400 -200 0 200 Bie gee igens pannung PM 1000 – 90°– 6mm σ 400 600 800 [MPa] PM 1000 – 90°– 8mm 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 Pos. [mm] 0,00 0,27 0,54 0,81 1,08 1,35 σ [MPa] -182 1 181 -217 -137 305 σ [MPa] -203 72 232 -243 -153 338 305 Position quer zur 1,08 -217 0,81 181 0,54 1 0,27 -182 0,00 -800 -600 -400 -200 0 200 Biege eigens pannung σ 400 600 800 1,08 -243 0,81 232 0,54 72 0,27 -203 0,00 -800 [MPa] 338 1,35 -153 Blechdickenrichtung [mm] 1,35 -137 Blechdickenrichtung [mm] Position quer zur Pos. [mm] -600 -400 -200 0 200 Biegee ige ns pannung 204 σ 400 [MPa] 600 800 12 ANHANG Anhang 10 Aufbau MARC .t19-file Im folgenden Abschnitt werden relevante Bausteine im Aufbau der .t19 Ergebnisdatei im ASCI-Format für den Elementtyp 7 in MARC beschrieben: Allgemeine Informationen zum Rechenlauf im .t19-file: =beg=50200 (Analysis Verification Data) 24 0 2 1872 =end= 4104 12 5 4371 1950 3 0 0 3 7 0 0 8 0 0 0 9 11 0 0 x11 = Anzahl der post-codes (24) x12 = Anzahl der Knoten (4104) x13 = Anzahl der Elemente (1950) =beg=50600 (Element variable postcodes) 1 2 Code Beschreibung 3 1-6 Dehnungstensor für idealplastisches Fließverhalten, Tensor für Dehnungsgeschwindigkeiten … 11 – 16 Spannungstensor …. 27 Equivalente plastische Dehnung … 99 =end= =beg=50700 (Element Connectivities) 1 7 8 1 55 3 2 56 58 7 8 3 57 5 4 58 60 6 J ITYPE NNODMX N1 N2 N4 N5 N6 N7 N8 Element 1 4 2 J IYPE NNODMX N1…N8 57 59 N3 = Element Nummer = Element Typ = Maximale Anzahl an Knoten pro Element = Anordnung der Knoten die das Element bilden 205 Element 2 12 ANHANG Knotenkoordinaten und Knotenverschiebungen im .t19-file: =beg=50800 (Nodal Coordinates) 1 0.257155E+03 0.322383E+03 - 0.222439E+03 2 0.257155E+03 0.323883E+03 - 0.222439E+03 … … … … NID X- COORD Y- COORD Z- COORD NID X- COORD Y- COORD Z- COORD = Knotennummer = globale X- Koordinate des Knotens = globale Y- Koordinate des Knotens = globale Z- Koordinate des Knotens 206