View
243
Download
2
Category
Preview:
Citation preview
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
I
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 Prüfungs-
vorsitzes 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 Zusammen-
arbeit 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.
II
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.
III
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 Probleme bei der Bauteilherstellung mittels Tiefziehen durch
vermindertes Formänderungsvermögen und Rückfederungseffekte 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 Duktilitäts-
beurteilung 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 Walzprofilier-
simulation 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.
IV
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 TRIP-
steels 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.
SYMBOLVERZEICHNIS
V
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]
Bi0 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]
SYMBOLVERZEICHNIS
VI
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 [° ]
SYMBOLVERZEICHNIS
VII
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) [-]
INHALTSVERZEICHNIS
1
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
INHALTSVERZEICHNIS
2
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 (Solidshell-
Element) ............................................................................................... 121
7.2.2 Walzprofiliersimulation in LS-DYNA ....................................................... 126
7.3 Verfahrensvergleich in der Simulation................................................. 130
INHALTSVERZEICHNIS
3
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
1 EINLEITUNG
4
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
1 EINLEITUNG
5
Baugruppen durch hohe Kundenanforderungen an Komfort und neuer
Antriebstechnologien zukünftig kaum Potential zur 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].
zunehmend
Entwicklung der Gewichtsanteile
gleichbleibend
abnehmend
zunehmend
Entwicklung der Gewichtsanteile
gleichbleibend
abnehmend
Elektrik/ Elektronik
4%
Fahrwerk17%
Interieur25%
Exterieur28%
Antrieb26%
Im Beispiel: Mercedes-Benz
S-Klasse alt zu S-Klasse neu
Abbildung 1-2 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
1 EINLEITUNG
6
unerwünschte Formabweichungen durch Rückfederung und erhöhen die Belastung
der Umformwerkzeuge enorm [HALL04].
Neue Studien zeigen einen alternativen Weg zur Anwendung moderner
Leichtbaustähle im Automobil auf [FREY03]. Durch das 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 Produktentstehungs-
prozesse 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.
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
7
2 Stand der Technik und Grundlagen
2.1 Umformtechnik
In 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 Geometrie-
genauigkeit 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 Zug-
Druck-Umformung (Tiefziehen), sowie in die Biegeumformung mit linearer
(Abkanten) und drehender Werkzeugbewegung (Walzprofilieren) unterteilt werden.
[DIN8584] [DIN8586].
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
8
Fertigungsverfahren
UmformenDIN 8582
Zug-/Druck-umformen
DIN 8584-1 bis -6
BiegeumformenDIN 8586
Biegeumformen mit linearer Werkzeugbewegung
Biegeumformen mit drehender Werkzeugbewegung
Urformen Trennen Fügen Beschichten Stoff ändern
Druckumformen Zugumformen Schubumformen
Tiefziehen Abkanten Walzprofilieren
Fertigungsverfahren
UmformenDIN 8582
Zug-/Druck-umformen
DIN 8584-1 bis -6
BiegeumformenDIN 8586
Biegeumformen mit linearer Werkzeugbewegung
Biegeumformen mit drehender Werkzeugbewegung
Urformen Trennen Fügen Beschichten Stoff ändern
Druckumformen Zugumformen Schubumformen
Tiefziehen Abkanten Walzprofilieren
Abbildung 2-1 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:
⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢
⎣
⎡
=
zzyzx
yzyyx
xzxyx
S
στττστττσ
(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:
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
9
0
3
2
1
=−
−−
=−σσττ
τσστττσσ
σ
zzyzx
yzyyz
xzxyx
iES )det( (2-2)
Durch lösen des Eigenwertproblems erhält man den Hauptspannungstensor SH mit
den Werten σ1, σ2, und σ3:
⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢
⎣
⎡=
3
2
1
000000
σσ
σ
HS (2-3)
In der Blechumformung werden 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:
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛=d
l11 lnϕ (2-4)
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛=d
l22 lnϕ (2-5)
Aus der Volumenkonstanz resultiert (φ3 in Blechnormalenrichtung):
0321 =++ ϕϕϕ (2-6)
Für die logarithmische Vergleichsformänderung nach VON MISES gilt:
l2
l1d
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
10
( )23
22
213
2 ϕϕϕϕ ++=v (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.
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
11
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)
FNH FNH
FStempel
Zug-spannung
TangentialeDruckspannung
TangentialeDruckspannung
Zarge
Boden
Matrize
Niederhalter
Bodenplatte
Stempel
FStempel
FNH
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]
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
12
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 wird. Abhängig von der Anzahl der erforderlichen
Biegeoperationen werden die Bauteile meist in mehrstufigen 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.
FNH
Matrize
Niederhalter
StempelFNH
Matrize
Niederhalter
FStempel
Mb
Stempel
Abbildung 2-3 Werkzeugaufbau beim Abkanten
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
13
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)
Mb1σ
Elastischer Fall
Mb2σ
Plastischer Fall
σEntlastung /
Eigenspannungen
Mb2> Mb1
σMel
Elastisches Rückstellmoment
Abbildung 2-4 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
14
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 Fliesen-
abschlusskanten.
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 beim Walzprofilieren in Verbindung mit einer
Justageeinheit (Kalibriereinheit) können gezielte 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
15
2-5). Zur Erzielung hoher Flächenmomente von Profilquerschnitten tragen kleinere
Radien positiv bei.
0
1
2
3
4
5
1150 950 700 500 350 300
Streckgrenze [MPa]
Min
imal
es R
adie
nver
hältn
is r/
t
Biegen
Rollformen
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).
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
16
Mb
Achsabstand
Profilie
rrichtu
ng
Gerüstabstand
Bandkanten-dehnung ΔεB
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 WEIMAR 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
17
(Stichen) und wird Einformlänge L genannt. Einen analytischen Ansatz zur
Berechnung der Einformlänge lieferten BHATTACHARYYA et al. [BHAT84]:
ta
L3
8 3 θΔ= (2-8)
a Steghöhe
Δθ Biegewinkel
t 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 Längs-
biegeformänderungen entstehen. Diese führen zu einer Krümmung des
Gesamtprofils (Säbelform). Längsbiegeformänderungern verringern sich 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
18
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 Fahrzeug-
hersteller. 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].
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
19
0%
25%
50%
75%
100%
C-Klasse BR203(Markteinführung 2000)
C-Klasse BR204(Markteinführung 2007)
Ferti
gung
skos
ten
umge
form
tes
Ble
ch
100 %
65 %
-35 %
Abbildung 2-7 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
20
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).
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
21
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-Element-
Methode 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-Element-
Methode 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
22
der Elemente definieren den Elementtyp (z.B. Schalenelement oder Volumen-
element). 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].
01
=⋅= ∑=
i
n
iie uFW δδ (2-9)
iuδ Virtuelle Verschiebung am Angriffspunkt der äußeren Kraft
ieF 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:
dAutdVubdVES iA
iiV
iV
ijij δδδ ∫∫∫ +=000
00 (2-10)
ijS PIOLA-KIRCHOFF`scher Spannungstensor
ijE GREEN-LAGRANGer Dehnungstensor
0ib wirkende Kräfte auf das Referenzvolumen
0it wirkende Kräfte auf die Referenzflächen
iuδ 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
23
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:
im uxNxu )()( = (2-11)
Weiterhin gilt für virtuelle Verschiebungen:
im uxNxu δδ )()( = (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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
24
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 explizit-
dynamischen 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/
PAM-STAMP
ESI (F) Explizit-dynamisch
Tabelle 2-1 Kommerzielle FE-Solver [verändert nach LANG93]
In der vorliegenden Arbeit werden die Solver LS-DYNA und MARC eingesetzt. LS-
DYNA 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.
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
25
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].
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
26
kf kf
0,2 1 10,05
Fließkurve bis φplast≈0,2 aus Zugversuch
Extrapolation ExtrapolationVergleichweise geringe Streuung
Ergebnisse liegen weiter auseinander
Fließkurve bis φplast≈0,05 aus Zugversuch
Stahl mit hoher Gleichmaßdehnung Ag Stahl mit niedriger Gleichmaßdehnung Ag
φ [-]
AgAg
φ[-]
Abbildung 2-8 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 maxτ im
Element die Schubfließgrenze Fτ des Werkstoffs übersteigt:
2
31 σστ
−=max (2-13)
σ3 3. Hauptspannung
maxτ maximale Schubspannung
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
27
Bei Stählen wird als Annäherung häufig für Fτ 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 vσ dar, deren Betrag dem Fließbeginn eR aus dem
einachsigen Spannungszustand gegenübergestellt wird. Fließen tritt für ev R=σ ein:
( ) ( ) ( )[ ] ev R=−+−+−= 213
232
2212
1 σσσσσσσ (2-14)
σv Vergleichsspannung
σ2 2. Hauptspannung
eR Fließbeginn im einachsigen Zugversuch (Streckgrenze)
σ1
Re
-Re
Tresca
von Mises
σ2
-Re 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
28
unterschiedliche Verfestigungsansätze zur Anwendung (siehe Abbildung 2-10):
σ3
σ1 σ2
0
σ3
σ1 σ2
0
σ3
σ1 σ2
0
σ3
σ1 σ2
0
Keine Verfestigung Isotrope Verfestigung
Kinematische Verfestigung(BAUSCHINGER-Effekt)
Anisotrope Verfestigung(Distorsionsverfestigung)
Abbildung 2-10 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 Formänderungsvermögen metallischer
Werkstoffe schränkt die Anwendung bei komplexen Bauteilen ein. Das
Werkstoffversagen infolge zu hoher Dehnungswerte muss durch die
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
29
Prozesssimulation vorhergesagt werden können. Um die Dehngrenzen (Rissbeginn)
unter 2-achsiger Verformung beschreiben zu können, werden Grenz-
formänderungsschaubilder (FLD - forming-limit-diagram) eingesetzt. Im
Grenzformänderungsschaubild stellt die Versagenskennlinie (FLC – forming-limit-
curve) die Rissbildung in Abhängigkeit von Hauptformänderung φ1 und
Nebenformänderung φ2 dar (siehe Abbildung 2-11) [RAMA00] [HORA00a]
[HORA00b]:
0
reines Tiefziehen
zweia
chsig
es gl
eichm
äßige
s Stre
ckzie
hen
Versagen
FLC
Hau
ptfo
rmän
deru
ngφ 1
Nebenformänderung φ2
l2
l1d
φ1=ln(l1/d)
φ2=ln(l2/d)
φ1 =-φ
2
φ 1=φ 2
einachsiger Zug
φ1 =- 2φ
2
Abbildung 2-11 Formänderungen im ebenen Spannungszustand und FLC (verändert nach [BLECK99])
Die 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
30
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 der
Plattenbiegung) betrachtet werden [ISTR99]. Volumenelemente sind 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 FE-
Berechnungen 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-Elemente-
Methode 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 PAM-
STAMP [HEIS96]. Neben der Anwendung von 3D FE-Solvern wurden auch
gekoppelte 2D/3D-Lösungen zur Methodenauslegung und FE-Simulation entwickelt.
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
31
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 Versuchumfänge bei der
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
32
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 50,k -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 Multi-
Disziplinären-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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
33
(siehe Abbildung 2-12).
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
C-Klasse BR203(Markteinführung 2000)
C-Klasse BR204(Markteinführung 2007)
Gew
icht
sant
eil [
%]
UHSS (ultrahochfest)AHSS (höchstfest)HSS (hochfest)Weiche Stähle
Abbildung 2-12 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
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
34
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).
Martensitanteil [%]
Bruchdehnung [%]Zugfestigkeit [MPa]Streckgrenze [MPa]
Rm
Rp0,2
A80
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)
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
35
Martensitphasen in einer bainitischen Matrix stabil eingestellt werden. Dadurch
werden noch höhere Festigkeitskennwerte gegenüber den Dualphasenstählen erzielt
(siehe Abbildung 2-14).
Temp. [°C]
log. Zeit [s]
Bainit
Ferrit
Perlit
Ms
DP PM/CP
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]. Die entstehenden Eigenspannungen zwischen den
Gefügebestandteilen bei plastischer Verformung können aufgebrachten
2 STAND DER TECHNIK UND GRUNDLAGEN
36
Betriebsspannungen entgegenwirken. YOKOI führt die auftretenden Eigen-
spannungen als Begründung für die verbesserten Betriebsfestigkeitseigenchaften
von TRIP-Stählen gegenüber DP- und mikrolegierten Stählen an [YOKO95]. TRIP-
Stähle 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)
3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE
37
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 Fahrzeug-
strukturbauteilen.
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).
3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE
38
Bauteilanforderungen
Leichtbau
• Hohe Festigkeit
• Hohe Steifigkeit
• Crash-Performance (Energieabsorbtion)
Herstellung/Prozess
• Hohe Qualität (Reproduzierbarkeit)
• Geringer Verschleiß
• Sichere Vorhersage der Bauteileigenschaften
Kosten
• Geringe Fertigungskosten
• Geringe Werkzeugkosten
• Hohe Materialausnutzung
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
Werkstoff-charakterisierung
Bauteil-charakterisierung
Verfahrens-vergleich
Werkstoff-vergleich
Simulation Crash-Komponentenversuch
Material-modellierung
Diskretisierung
Abstrahierter Biegeversuch
ProzesssimulationHerstellprozess
Komponenten-versuch
Transfergeometrie Längsträger
Transfergeometrie Dachrahmen
Transfergeometrie Längsträger
Walzprofilierte Fahrzeugstrukturbauteile aus höchstfestem Stahl
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
3 AUFGABENSTELLUNG UND VORGEHENSWEISE
39
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 8 diskutiert werden.
Kap
itel 5
W
erks
toffe
Kap
itel 6
B
aute
ilcha
rakt
eris
ieru
ng
Kapitel 7 Simulation
Verfahrensvergleich
Tiefziehen vs. Profilieren
Abkanten vs. Profilieren
Vergleich der Werkstoffeignung
Dynamische Bauteilprüfung (Crash)
Modellbildung und Diskretisierung
Entwicklung und Bewertung von Simulationsmethoden für das Walzprofilieren
Verfahrensvergleich in der Simulation
Tiefziehen vs. Profilieren
Simulation dynamisches Verhalten (Crash)
Simulationsvalidierung
Mechanische Kennwerte
Metallografische Grundlagen
Grundlagen
Verfahren
Bewertung
Transfer
Abkanten vs. Profilieren
Abbildung 3-2 Aufbau und Inhalt der vorliegenden Arbeit
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
40
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
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
41
Verformung. Da der erzielte Spannungszustand beim Kerbzugversuch den
Spannungsverhältnissen beim Umformen nahe kommt, können aus der gewonnen
Kerbzugdehnung (Kerbbruchdehnungslänge) L Rückschlüsse zur Tief-, bzw. Streck-
zieheignung 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).
0,075
0,150
0,225
0,300
0,375
0,450
0,525
φv log. [-]
0,075
0,150
0,225
0,300
0,375
0,450
0,525
φv log. [-]
Stereo CCD-Kamera Probe Errechneter Formänderungszustand
Abbildung 4-1 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
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
42
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 Eigen-
frequenz 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:
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
lt
t
lb
mfE
2
3
325856194650 ,, (4-1)
E Elastizitätsmodul [GPa]
m Masse der Probe [g]
b Breite der Probe [mm]
l Länge der Probe [mm]
t Blechdicke der Probe [mm]
f 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
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
43
(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 Angewandte Ätzmittel und Ätzzeiten
Die 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
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
44
erfolgen die Versuche mit konischem Stempel in Anlehnung an ISO/TS16630
[ISO16630] (siehe Abbildung 4-2 und Anhang 4).
Versuchsaufbau Lochaufweitungsversuch mit Konus-Stempel
So
DSt
DzRz
d
do
60°
F Nh/2
F Nh/2
F st
So
DSt
DzRz
d
do
60°
F Nh/2
F Nh/2
F st
Ronde im verformten Zustand
Auswertung in ARGUS
φv [log]
0,025
0,075
0,125
0,175
0,225
Abbildung 4-2 Versuchanordnung im Lochaufweitungsversuch
%*)( 1000
0
dddfinal −=λ (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.
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
45
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 Kreisdurchmesser
Raster 1 1,0mm 0,5mm
Raster 2 2,0mm 1,0mm
Tabelle 4-2 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 WURM 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 Methoden2. Hierbei ermöglichen Bildmarken die
Berechnung der Probenorientierung bei jeder Aufnahme (siehe Abbildung 4-3):
2 Die angewandte Methode basiert auf dem Triangulationsprinzip
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
46
Probenaufnahme Auswertung in ARGUS
Bildmarken Probe Errechnetes Probennetz
perspektivische Aufnahmen
Raster 2Raster 1
Abbildung 4-3 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 UCI-
Verfahrens liegen in der leichten Automatisierbarkeit und der guten
Reproduzierbarkeit der Ergebnisse bei Berücksichtigung der erforderlichen
Eichaufwände. Bei der UCI-Methode erfolgt ein Härteeindruck durch einen
prismatischen VICKERS-Diamant, der an der Stirnseite eine schwingenden Stabes
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
47
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).
HV1150
200
250
300
HV1150
200
250
300
min. Abstand
d
f
F
137°
Probe
Auswertung
Aufbau
F Prüfkraft [N]f Frequenz [Hz] d Diagonalenlänge [mm]
Abbildung 4-4 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 UCI-
Verfahren 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 ψ abhängig von der
gemessenen Frequenzabweichung Δf [KLEE68]:
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
48
nrff
n,
Δ= 22πψ (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
0,8
0,6
0,4
0,2
20 40 60 80 100 120 140 160
1,2
1,4
1,6
Ψ [-]
Diagonalendurchmesser [μm]
Stah
l
Aluminium
Magnesium
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.
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
49
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)
realgemessen ss )(cos δΔ=
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5
Kippwinkel [°]
proz
entu
ale
Abw
eich
ung
[%]
1,350
1,351
1,352
1,353
1,354
1,355
1,356
gem
. Ble
chdi
cke
[mm
] be
i s=1
,35
Messung im Schliff (Lichtmikroskop)
Messfehler durch Verkippen
Fehlerauswirkung bei verkippter Probe
Probe ideal
Einbettmasse
Probe gekippt
geschliffeneProbe
senkrechterSchnitt
Δδ
Abbildung 4-6 Lichtmikroskopische Blechdickenmessung und Fehlerabschätzung
In Abbildung 4-6 sind weiterhin die Auswirkungen einer verkippten Probeneinbettung
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
50
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 beschriebenen TRIP-Stähle nutzen gezielt die
verformungsinduzierte Umwandlung der Restaustenitphase zur 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 TRIP-
Stähle 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 bei der röntgenografischen Eigen-
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
51
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]:
hkl
hklhklhkl
d
dd
0
0−= ϕψ
ϕψε (4-4)
hklϕψε Gitterdehnung in der Ebene hkl [-]
hkldϕψ Gitterparameter der Netzebenenschar hkl unter Eigenspannung [nm]
hkld0 Gitterparameter der Netzebenenschar hkl im Ausgangszustand [nm]
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
52
Durch Messung der Reflexlagen bei mehreren Winkeln ψ (ψ Winkel zwischen
Oberflächennormale und Messrichtung) kann aus der Auftragung der hklϕψε - 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).
Messplatte mit piezzoelektrischenAufnehmern
Schematische Darstellung Fallturm(3-Punkt-Biegung)
Lagervor-richtung
Bauteil
Impaktor
F[N]
s[mm]
Kraft-Weg-Verlauf
Energieerhaltung [J]: 2
2v
mmghEges +=
Aufprallgeschwindigkeit [m/s]: ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡=
mkg
tk
mgv atan
Luftwiderstandskonst. [kg/m]: Ack wρ21
=
maxF
maxs
Instabilität Aufbau Zugspannung ∫ = plastEFds
Abbildung 4-7 Darstellung der Methodik zur dynamischen Bauteilprüfung im Fallturm
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
53
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 3-
Punkt-Biegung. (siehe Abbildung 4-8)
xFyF zF
v
xF
xF−
zF−
zF
yF
yF
Versuchsaufbau
Abbildung 4-8 Versuchsaufbau zur dynamischen Bauteilprüfung am ZB-Längsträger3
3 Die dynamische Prüfung erfolgt an einer aus zwei Bauteilen gefügten Längsträgerkomponente.
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
54
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 Impaktor-
aufprallfläche.
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 V-
Gesenkbiegeversuch 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
4 BESCHREIBUNG DER EINGESETZTEN VERSUCHE UND METHODEN
55
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).
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
56
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-
bezeichnung
Norm-
bezeichnung
Blechdicke
[mm] Oberfläche Hersteller Bemerkung
St14 DC 04 1,00 ZE 75/75 Voestalpine Weiche
Tiefziehgüte
Tabelle 5-1 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
Kurz-
bezeichnung
Norm-
bezeichnung (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
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
57
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.
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
58
500-fach 1000-fach
ZE 340
TRIP 700
DP 800
PM 800
PM 1000
Walzrichtung Walzrichtung
Ferrit
Ausscheidungen(Nb, Ti- Verbindungen)
Ferrit + bainitischer Ferrit
Restaustenit
Ferrit
Martensit
Bainit (Ferrit)
Martensit+ angelassener Martensit
Bainit (Ferrit)
Martensit+ angelassener Martensit
Abbildung 5-1 Gefügebilder der Versuchswerkstoffe bei 500- und 1000-facher Vergrößerung
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
59
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°)
0
200
400
600
800
1000
1200
0 5 10 15 20 25 30 35
Dehnung ε [%]
Span
nung
σ [N
/mm
²]
ZE 340_1,35 mmTRIP 700_1,35 mmDP 800_1,36 mmPM 800_1,30 mmPM 1000_1,37 mm
Abbildung 5-2 Vergleich der Spannungs-Dehnungskurven der Versuchswerkstoffe
Die PM-Güten zeigen im Verhalten bei ε>Ag einen starken Abfall des
Spannungsniveaus bis zum Bruch der Probe. Diese spezielle Eigenschaft der PM-
Stähle 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 Spannungs-
Dehnungsdiagramme (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
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
60
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°)
0
200
400
600
800
1000
1200
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25log. Umformgrad φ [-] (wahre Dehnung)
wah
re S
pann
ung σ
w [N
/mm
²]
ZE 340 1,35 mmTRIP 700 1,35 mmDP 800 1,36 mmPM 800 1,30 mmPM 1000 1,37 mm
Abbildung 5-3 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:
210210209
201
209
150
160
170
180
190
200
210
220
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
E-M
odul
[GPa
]
Abbildung 5-4 Ergebnisse der E-Modul-Messung mit GRINDOSONIC
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
61
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 fest-
zustellen. (siehe Abbildung 5-4)
Zusammenfassend können die mechanischen Kennwerte der vorliegenden
Versuchswerkstoffe Tabelle 5-3 entnommen werden:
Kenngröße Symbol Einheit ZE 340 TRIP 700 DP 800 PM 800 PM 1000
Lage zur Walzrichtung - - L Q L Q L Q L Q L Q
Zugfestigkeit 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 Verfestigungsexponent
n4-6 - 0,75 1,07 0,84 1,08 0,71 0,85 0,83 0,91 0,80 0,97
senkrechte Anisotropie r - 0,75 1,07 0,83 1,08 0,71 0,85 0,84 0,92 0,83 0,97
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 elementaren Zusammenhang zwischen der
Vergleichsformänderung eines finiten Elements 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
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
62
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):
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
-0,3 -0,2 -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Nebenformänderung ϕ2 [-]
Haup
tform
ände
rung
ϕ1 [
-]
ZE 340 1,35mmTRIP 700 1,35 mmDP 800 1,36 mmPM 800 1,30 mmPM 1000 1,37 mm
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 dargestellten Dehnungspfade unter Tief- und
Streckziehbeanspruchung, werden die Unterschiede zum 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
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
63
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 sich mit den Umformeigenschaften hochfester
Mehrphasenstähle im Bereich von Schnittkanten [WURM07]. Bei diesen
Untersuchungen zeigten die Mehrphasenstähle ebenfalls ein tolerantes Verhalten
gegenüber der Umformung im Flanschbereich. WURM 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 Spannungs-
Dehnungs-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:
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
64
bmabsolut RRR −=Δ (5-1)
Rm Zugfestigkeit [N/mm²]
Rb Bruchfestigkeit [N/mm²]
gabsolut AAA −=Δ 80 (5-2)
A80 Bruchdehnung [%]
Ag Gleichmaßdehnung [%]
6,45,6 6,2
4,3
12,7
6,95,5
4,73,7
15,1
02468
10121416
∆Aab
solu
t [%
]
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
97 88101
204
256
152
6787
168
280
0
50
100
150
200
250
300 Längs zur WR Quer zur WR
∆Rab
solu
t [M
Pa]
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Längs zur WR Quer zur WR
Abbildung 5-6 Bruchspannungsdifferenz und Bruchdehnungsdifferenz der Versuchswerkstoffe
σ
ε
Rm
Rb
Ag A80
ΔRabsolut
ΔAabsolut
σ
ε
Rm
Rb
Ag A80
ΔRabsolut
σ
ε
Rm
Rb
Ag A80
ΔRabsolut
ΔAabsolutΔAabsolut
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
65
In Abbildung 5-6 werden die Bruchspannungsdifferenz ΔRabsolut und
Bruchdehnungsdifferenz ΔAabsolut der Versuchswerkstoffe gegenüber gestellt. In der
Darstellung wird deutlich, dass die PM-Stähle trotz deutlich höherer
Bruchdehnungsdifferenz ΔRabsolut gegenüber den TRIP- und 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:
)()( gbmabsolutabsolut AARRAR ⋅⋅−=Δ⋅Δ 80 (5-3)
1468
562 561
1270
1100
459 476
781
1048
1928
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Längs zur WR Quer zur WR
ΔR
abso
lut*Δ
Aab
solu
t [N
/mm
²]
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Abbildung 5-7 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 –
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
66
dehnungsdifferenzfläche zeigt bereits die Grenzen des technischen Spannungs-
dehnungsdiagramms 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.
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
67
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
log. Dehnung φ nach v. MISES [-]
Flie
ßspa
nnun
g [N
/mm
2 ]
ZE 340 1,35mm
TRIP 700 1,35mm
DP 800 1,36mm
PM 800 1,30cm
PM 1000 1,37mm
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
log. Dehnung φ nach v. MISES [-]
Flie
ßspa
nnun
g [N
/mm
2]
ZE 340 1,35mm
TRIP 700 1,35mm
DP 800 1,36mm
PM 800 1,30cm
PM 1000 1,37mm
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
log. Dehnung φ nach v. MISES [-]
Flie
ßspa
nnun
g [N
/mm
2]
ZE 340 1,35mm
TRIP 700 1,35mm
DP 800 1,36mm
PM 800 1,30cm
PM 1000 1,37mm
Punktbetrachtung in der Verformungszone
Linienschnitt in der Verformungszone
Integrale Betrachtung Verformungszone
Abbildung 5-8 Ortsaufgelöste Betrachtung der Formänderungen und Fließkurven im Zugversuch mit ARAMIS
Abbildung 5-8 zeigt die Auswertung des Zugversuchs in ARAMIS mit drei
unterschiedlichen Ortsauflösungen. Dargestellt ist in den Diagrammen die
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
68
Fließspannung kf abhängig von der logarithmischen Dehnung φv
(Vergleichsformänderung nach VON 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)
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
69
σ
ε
Rm
Rb
Lbei Rm L
ΔRabsolutΔRabsolut
F
σ
xF
y
σmaxσnenn σy
σx
Abbildung 5-9 Kennwertbildung, Probengeometrie und Spannungszustand beim gekerbten Zugversuch
320
667
732
335
736766
733790
740691
250
350
450
550
650
750
850
Ker
bbru
chsp
annu
ng R
b [M
Pa]
1,57 1,55
1,161,06
1,401,47 1,49
1,100,96
1,05
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
Prob
enlä
ngun
g L
bei
Bru
ch [
mm
]
342
642
716
632
739
301
660
737
674
747
250
350
450
550
650
750
850
Bru
chsp
annu
ng R
b [M
Pa]
32,4 32,5
20,6
13,1
9,2
28,931,4
20,3
9,87,9
05
101520253035
Bru
chde
hnun
g A
[%]
KerbzugversuchFlachzugversuch Normprobe (A80)
Längs zur WR Quer zur WR Längs zur WR Quer zur WR
Längs zur WR Quer zur WR Längs zur WR Quer zur WR
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000 ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Abbildung 5-10 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-
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
70
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. Eine besondere Bedeutung kommt hierbei dem
Bearbeitungszustand (Kerbwirkung von Mikrorissen) der Schnittkanten zu
[WURM07]. In Abbildung 5-11 sind daher die Ergebnisse des Lochaufweitungs-
versuchs für gestanzte und gefräste Ronden dargestellt.
0
40
80
120
160
200
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Loch
aufw
eitu
ngsv
erhä
ltnis
λ [%
]
λ gestanzt [%]λ gefräst [%]
Abbildung 5-11 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.
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
71
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):
αsoll
αist
Δα
sollist ααα −=Δ (5-4)
Abbildung 5-12 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.
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
72
Gesenkbiegeversuch 90°
-4
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
ZE340 TRIP 700 DP800 PM800 PM1000
Rüc
kfed
erun
gsw
inke
l Δα
[°]
Radius 2mmRadius 4mmRadius 6mmRadius 8mm
αsoll
αist
Δα90°
Abbildung 5-13 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 90°-V-Gesenk
Gesenkbiegeversuch 60°
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
ZE340 TRIP 700 DP800 PM800 PM1000
Rüc
kfed
erun
gsw
inke
l Δα
[°]
Radius 2mmRadius 4mmRadius 6mmRadius 8mm
αsoll
αistΔα
60°
Abbildung 5-14 Experimentelle Rückfederungsergebnisse beim 60°-V-Gesenk
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
73
Die Betrachtung der Formänderungskenngrößen (Hauptformänderung φ1) der V-
Gesenkproben kann zur Erklärung der auftretenden Rückfederungseffekte als
weitere experimentelle Methode herangezogen werden, da das
Rückfederungsverhalten in der Simulation durch viele 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):
φ1
Abwicklungslänge [mm]
Schnitte 0 bis 2V-Gesenkprobe
Raster 1:
Punktabstand 1,0mm
Punktdurchmesser 0,5mm
Fehler: [GOM01]φ=+/- 0,00499
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:
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
74
ZE 340 Winkel 60°
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abw icklungslänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1 [-]
ZE 340 Winkel 90°
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1 [-]
Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2
Werkstoff ZE 340, Biegeradius 6mm
Abbildung 5-16 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 sich die Werte des
Eigenspannungsverlaufs im Scheitelbereich kaum unterscheiden, aber das
Wirkvolumen sich bei kleineren (engeren) Biegewinkeln vergrößert. 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:
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
75
Werkstoff PM 800, Winkel 90°
Radius 2 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
[-]
Radius 4 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
[-]
Radius 6 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
[-]
Radius 8 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
[-]
Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2
Abbildung 5-17 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
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
76
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:
DP 800
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1 [-]
ZE 340
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1 [-]
PM 1000
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abw icklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
φ1 [
-]
PM 800
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Abwicklungslänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
φ1 [
-]
Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2
Biegeradius 4mm, Winkel 60°
Abbildung 5-18 Einfluss des Werkstoffs (Streckgrenze) auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
77
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 Werkstoff-
festigkeit höhere Rückfederungswinkel zu beobachten.
Zusammenfassend lassen sich die experimentell ermittelten Einflussfaktoren auf die
Rückfederung in Tabelle 5-4 darstellen:
Rückfederung Maximalwert von φ1
Winkelgröße - o
Radiusgröße + -
Streckgrenze + o
Tabelle 5-4 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 Rückfederungskompensation4 angewendet. Beim freien Biegen
bis 90° kommt oft folgende Faustformel zum Einsatz [SSAB00]:
( )10
94001430,
,, ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=Δ
tr
Reα (5-5)
r Innenradius (Biegeradius) [mm]
t Blechdicke [mm]
eR Streckgrenze [MPa]
4 Methodik zur Verhinderung unerwünschter Formabweichung infolge von Rückfederung durch
Berücksichtigung der zu erwartenden Rückfederungseffekte bei der Konstruktion des
Umformwerkzeuges
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
78
Radius 4mm, Winkel 90°
0
2
4
6
8
10
12
14
16
ZE340 TRIP 700 DP800 PM800 PM1000
Rück
fede
rung
swin
kel Δ
α [°]
experimentell
analytisch
Abbildung 5-19 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.
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
79
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).
r=5mm
r=5mm
ca. 80mm
ca. 80mm
Länge: 80mm
Blechdicke: 1,0mm
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 Fahrzeug-
bau mit geringen Festigkeitsanforderungen denkbar. In Kombination mit Biege-
verfahren (z.B. Streckbiegen für Walzprofile) könnten Versteifungselemente für
Außenhautbauteile (Beplankungen) hergestellt werden. Mittels vorhandener
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
80
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 Crash-
Anforderungen 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.
Länge: 2000mm
Blechdicke: 1,35mm
r=5mm
r=4mm
r=3mm
r=4mm
r=10mm
r=5mm
r=8mm
Abbildung 5-21 Transfergeometrie Längsträger und Lage im Gesamtfahrzeug
Nicht zuletzt die komplexe Einbausituation durch diverse Anbindungen an Vorder-
5 CHARAKTERISIERUNG DER VERSUCHSWERKSTOFFE UND AUSWAHL DER TRANSFERBAUTEILE
81
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 Werkstoffe eine besondere
Herausforderung dar und eröffnet hierdurch Anwendungspotentiale für die
Walzprofiliertechnologie.
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
82
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).
Profiliereinheit NachstanzeinheitVorstanzeinheit
Abbildung 6-1 Aufbau der Versuchsanlage Walzprofilieren (Profiliereinheit, Nachstanzeinheit)
In der Nachstanzeinheit können am Profil durch hydraulisch angetriebene
Werkzeuge Beschnittoperationen und Verprägungen in das Bauteil eingebracht
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
83
werden. Weiterhin befindet sich in der Nachstanzeinheit das Trennmesser zur
Ablängung des Profilstrangs auf die erforderliche Bauteillänge (siehe
Abbildung 6-2).
Coilladestuhl Kalibriereinheit Trennmesser(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 Simulations-
validierung 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 700-
Werkstoffs konfiguriert. Formabweichungen infolge Rückfederung außerhalb der
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
84
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):
12
3
4
5
6
7
89
1011
12131415161718192021
22
23,24Kalibrierstufen
Biegewinkelfolge Längsträger
Anzahl Stiche: 24
Rollenabstand: 400mm
1
2
34
56
7891011,12
Kalibrierstufen
Biegewinkelfolge Hutprofil
Anzahl Stiche: 12
Rollenabstand: 160mm
Abbildung 6-3 Profilblume (Biegefolge) in der Profilfertigung bei den Versuchsbauteilen Hutprofil und Längsträger
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
85
Die Abfolge der Biegestufen wird mittels analytischer Modelle (z.B.
Formänderungstechnologiemodul FTM) zur Berechnung der 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 Rand-
bedingungen 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 Crash-
Tests. 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
86
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)
Matrize
Niederhalter(1,5 N/mm²)
Stempel
Werkzeug mit Blech im Querschnitt(geschlossener Zustand - unterer Umkehrpunkt)
Abbildung 6-4 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
87
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.
OP10 OP20 OP30 OP40
Werkzeugaufbau mehrstufiges Abkantwerkzeug (Längsträger)
Matrize
Niederhalter
Stempel
Abbildung 6-5 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
88
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 Walz-
profilieren) 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.
850
900
950
1000
1050
0 20 40 60 80 100
Messpunkte [-]
Dic
ke t
[µm
]
850
900
950
1000
1050
0 20 40 60 80 100
Messpunkte [-]
Dic
ke t
[µm
]
Tiefziehteil Walzprofil
Ausgangsblechdicke t=1,0mm
Abbildung 6-6 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
89
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 Kapitel 2.1.1) erzeugt. Im Bereich der Niederhalter-
wirkungsfläche wirken Tangentialspannungen der Ausdünnung entgegen,
wohingegen in der Bauteilzarge die wirkenden Zugspannungen die maximalen
Ausdünnungswerte verursachen.
Tiefziehteil WalzprofilHV1
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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
90
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 verfahrens-
bedingten Verhältnisse im Bauteil gut dar.
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
91
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:
-8
-6
-4
-2
0
2
4
0 50 100 150 200 250 300Abgewickelte Länge [mm]
Ble
chdi
cken
ände
rung
[%]
PM800 WalzprofilPM800 Abkantteil
r=5
r=10
r=4 r=3
r=4 r=8
r=5Radius [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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
92
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)
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
93
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
φ v n
ach
Mis
es [-
]walzprofiliert abgekantet
750
800
850
900
950
1000
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
Flie
ßspa
nnun
g [M
Pa]
walzprofiliert abgekantet
Messfehler Δφ=+/- 0,00499
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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
94
Bauteils liegen jedoch Festigkeitswerte in der Größenordnung der Werkstoff-
kennwerte 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:
-0,05
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0 100 200 300
Schnittlänge [mm]
log
. Hau
ptfo
rmän
deru
ng
φ1 [
-]
walzprofiliert abgekantet
-0,25
-0,20
-0,15
-0,10
-0,05
0,00
0,05
0 100 200 300
Schnittlänge [mm]
log.
Neb
enfo
rmän
deru
ng
φ2 [
-]
walzprofiliert abgekantet
-0,05
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
-0,30 -0,20 -0,10 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40
log. Nebenformänderung φ2 [-]
log.
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1 [-]
walzprofiliert abgekantet FLC
Verfahrensvergleich im Grenzformänderungsschaubild (ARGUS)PM800 - Längsträger
Messfehler Δφ=+/- 0,00499
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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
95
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 TRIP-
Stählen 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
96
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):
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
φv [
-]
PM 800 PM 1000
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
Flie
sssp
annu
ng [M
Pa]
PM 800 PM 1000
Werkstoffvergleich Walzprofile (ARGUS)PM800 vs.PM1000 - Längsträger
Messfehler Δφ=+/- 0,00499
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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
97
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.
1200
1125
1050
975
900
825
750
675
590
Fließspannung kf [MPa]
0,450
0,400
0,350
0,300
0,250
0,200
0,150
0,100
0,050
0,000
log. Vergleichsformänderung φv [-]
Werkstoffvergleich Formänderungsanalyse in ARGUSLängsträger - Walzprofiliert
PM800 PM1000
PM800 PM1000
Abbildung 6-13 Werkstoffvergleich am walzprofilierten Längsträger (ARGUS) zwischen PM800 und PM1000
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
98
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.
TRIP 700 abgekantet
Restaustenitgehalt im unverformten Blech= 7 Vol.% (Δ3%)
RA=4,8 Vol.%(Δ1,3%)
RA=7,5 Vol.%(Δ1,6%)
160
200
240
280
320
360
HV1
160
200
240
280
320
360
HV1
TRIP700 abgekantet
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.
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
99
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
φv [
-]TRIP 700 PM 800
600
650
700
750
800
850
900
950
1000
0 50 100 150 200 250 300 350
Schnittlänge [mm]
Flie
sssp
annu
ng [M
Pa]
TRIP 700 PM 800
Werkstoffvergleich Abkantprofile (ARGUS)TRIP700 vs.PM1000 - Längsträger
Messfehler Δφ=+/- 0,00499
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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
100
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 ZE 340ZE 340
TRIP 700 DP 800
PM 800 PM 1000
130
450
195
260
320
385
Härtewert nach VICKERS HV0,5
Abbildung 6-16 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
101
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 gefügt. Der
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
102
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
ZE340 t=1,35 mm
TRIP700 t=1,35 mm
DP800 t=1,36 mm
PM800 t=1,30 mm
PM1000 t=1,37 mm
ZE340 t=1,35 mm
Längsträger innen
Abbildung 6-17 Komponentenaufbau Crashtest Längsträger
Die Versuchsauswertung erfolgt zum einen über eine in-situ-Messung des Kraft-
Weg-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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
103
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 von smax* (Kraft-Weg-Verlauf)
Bestimmung der Intrusion(Messung vor und nach Versuch))
Intrusion [mm]
s[mm]
F[N]
maxF
maxs*angewandter Messwert zur Simulationsvalidierung
F[N]
maxF
maxs*angewandter Messwert zur Simulationsvalidierung
smax [mm]
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-Weg-
Verlauf 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
104
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)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=228 mm
PM1000: smax=137 mmPM800: smax=198 mm
TRIP700: smax=207 mmDP800: smax=211 mm
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=228 mm
PM1000: smax=137 mmPM800: smax=198 mm
TRIP700: smax=207 mmDP800: smax=211 mm
Abbildung 6-19 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 2,5 kJ Aufprallenergie
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=225 mmDP800: smax=217 mm
TRIP700: smax=203 mmPM800: smax=199 mm
PM1000: smax=177 mm
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=225 mmDP800: smax=217 mm
TRIP700: smax=203 mmPM800: smax=199 mm
PM1000: smax=177 mm
Abbildung 6-20 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,0 kJ Aufprallenergie
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
105
ZE340: smax=250 mm
PM1000: smax=200 mm
TRIP700: smax=227 mm
PM800: smax=223 mmDP800: smax=224 mm
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=250 mm
PM1000: smax=200 mm
TRIP700: smax=227 mm
PM800: smax=223 mmDP800: smax=224 mm
ZE340: smax=250 mm
PM1000: smax=200 mm
TRIP700: smax=227 mm
PM800: smax=223 mmDP800: smax=224 mm
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340: smax=250 mm
PM1000: smax=200 mm
TRIP700: smax=227 mm
PM800: smax=223 mmDP800: smax=224 mm
Abbildung 6-21 Kraft-Weg-Verlauf im dynamischen Bauteilversuch Längsträger bei 3,5 kJ Aufprallenergie
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kra
ft [k
N]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
PM800: smax=232 mm
ZE340: smax=266 mm
PM1000: smax=208 mm
DP800: smax=241 mmTRIP700: smax=238 mm
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4kJ)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kra
ft [k
N]
ZE340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
PM800: smax=232 mm
ZE340: smax=266 mm
PM1000: smax=208 mm
DP800: smax=241 mmTRIP700: smax=238 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
6 VERSUCHSENTWICKLUNG UND EXPERIMENTELLE BAUTEILCHARAKTERISIERUNG
106
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 smax-
Werten 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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
107
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 (3D-
Solid-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 ( 33 /± ; 33 /± ;
33 /± zyklisch getauscht für η, ζ und ξ) (siehe Abbildung 7-1).
σx
z
x
y σy
σz
τyx
τyz
τxz
τxy
τzy
τzx
z
x
y σy
σz
τyx
τyz
τxz
τxy
τzy
τzx
I1
I2
I3
I4
I5 I7
I8I6
η
ζ
ξ
Knoten Integrationspunkt
Abbildung 7-1 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:
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
108
Einspannbedingungen:
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
Einspannbedingungen:
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
yzx
yzx
Einspannbedingungen:
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
Einspannbedingungen:
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
yzx
yzx
Hutprofil
LängsträgerW
erkze
ugbe
wegun
gW
erkze
ugbe
wegun
g
Abbildung 7-2 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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
109
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):
Hn
wHW k εσ = (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 HOLLOMON-Koeffizient kH [N/mm²] HOLLOMON-Verfestigungsexponent nH
5 [-]
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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
110
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).
0,017
0,026
0,036
0,045
0,054
0,064
log. Vergleichsformänderung φv [-]
1 Element in Blechdickenrichtung
5 Elemente in Blechdickenrichtung
Abbildung 7-3 Einfluss der Diskretisierung auf den berechneten Verformungszustand (DP800, 90°, 6mm V-Gesenk)
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 zur Netzfeinheit in der zwei- und
dreidimensionalen numerischen Abbildung des V-Gesenkbiegens 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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
111
Verlauf der log. Vergleichsformänderung φv
an der V-Gesenkprobe
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0 1 2 3 4 5abgewickelte Profillänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
. φv [
-]
1 El./Blechdicke3 El./Blechdicke5 El./Blechdicke7 El./Blechdicke8 El./Blechdicke20 El./Blechdicke
log. Vergleichsformänderung φvan der Profilaußenseite
0 mm
Maximalwert der log. Vergleichsformänderung φv
abhängig von der Elementanzahl
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
Elementanzahl über der Blechdicke
log.
Ver
glei
chsf
orm
. φv [
-]
Maximalwert im Scheitelpunkt
Konvergenzuntersuchung zur Elementanzahl im V-GesenkbiegeversuchQUAD 4 Solid-Element Typ 11
2D V-Gesenkbiegesimulation DP800 r=6mm Winkel 90°
Abbildung 7-4 Berechnete Formänderungskenngrößen abhängig von der Elementanzahl im 2D-V-Gesenkbiegeversuch (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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
112
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°
0
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-700 -500 -300 -100 100 300 500 700
Biegeeigenspannugen σx [MPa]
Pos
. übe
r der
Ble
chdi
cke
[mm
]
1El/Blechdicke3El/Blechdicke5El/BLechdicke10El/Blechdicke20El/Blechdicke
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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
113
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
Matrize
Einspannbedingungen:
• Fixierung in x- und z-Richtung beim Einfahren des Stempel
• Fixierung in x-; y- und z-Richtung beim Auseinanderfahren
• Angriffspunkte der Einspannbedingungen entlang der Symmetrieebene:
y
x
y
x
y
z
xy
z
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-
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
114
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. Gegenüber den Untersuchungen in den
zweidimensionalen Berechnungen wird im dreidimensionalen 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 Blechdickenrichtung
0
2
4
6
1 3 5 7 9 11
Anzahl Elemente über der Blechdicke
Rüc
kfed
erun
g [°
]
Realbauteil
SIMULATION(16Elemente/Radius*)
Diskretisierung entlang des Radius(5 Elemente in Blechdickenrichtung)
0
2
4
6
8 12 16 20 24 28 32
Anzahl Elemente entlang der Bogenlänge
Rüc
kfed
erun
g [°
]
Realbauteil
SIMULATION(5Eemente/Dicke)
Diskretisierung in 3D-V-Gesenksimulation MARC Volumenelementen Typ 7
DP 800 Winkel 90° Radius 6mm
Abbildung 7-7 Einfluss der Elementanzahl auf das Rückfederungsergebnis im 3D-V-Gesenkbiegeversuch (MARC)
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
115
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 Walzprofilier-
simulationen 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 Blech-
dickenrichtung (jeweils 16 Elemente entlang der Radiusabwicklung) und die
Messergebnisse der röntgenografischen Eigenspannungsmessung an einer V-
Gesenkprobe gegenüber:
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
116
Röntgenografische Eigenspannungsmessung und Simulation ZE 340 Winkel 90° Radius 6mm
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400
Spannung (σx) [MPa]
Pos
ition
in D
icke
nric
htun
g [m
m]
Idealkonfiguration (5 El./Blechdicke) 10 Elemente/Blechdicke
Messung äußere Randfaser Messung innere Randfaser
Abbildung 7-8 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 „3D-
Idealkonfiguration“ dargestellt) Zur singulären Simulation des V-
Gesenkbiegeversuchs ist der Einsatz von mehr als 5 Elementen und die zwei-
dimensionale 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:
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
117
PM 800 Winkel 60° Radius 4 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Schnittlänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
φ1[-
]
DP 800 Winkel 60° Radius 4 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Schnittlänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1[-]
ZE 340 Winkel 60° Radius 4 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Schnittlänge [mm]
Hau
ptfo
rmän
deru
ng φ
1[-]
PM 1000 Winkel 60° Radius 4 mm
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0 2 4 6 8 10 12 14
Schnittlänge [mm]
Haup
tform
ände
rung
φ1[-
]
Schnitt0 Schnitt1 Schnitt2 SimulationSchnitt0 Schnitt1 Schnitt2 Simulation
Abbildung 7-9 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:
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
118
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
Segment sr1 Segment sr2
Intervall (c)
Intervall (b)
Intervall (a)
xsr2
xsr1
Segment sr1 Segment sr2
Intervall (c)
Intervall (b)
Intervall (a)
Intervall (c)
Intervall (b)
Intervall (a)x
l
(a) (b) (c)(c) (b)
l
(a) (b) (c)(c) (b)
Sr1
xSr1
Unterteilung der Radienbereiche in Diskretisierungszonen
Abbildung 7-10 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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
119
l1
l5
l2
l4l3
l8
l6
l7
r1
r2
r6
r5r4
r3
r7
sri=2*(ri*π* φi/360°)Xsri:
Position des Bogensegmentes in x-Richtung (Segmentmitte)
Längsträger 2D-Schnitt
r1
l1
l2
r2 r3
l4
l3
r4
l5Hutprofil 2D-Schnitt
Xsri:
Position des Bogensegmentes in x-Richtung (Segmentmitte)
sri=(ri*π* φi/360°)
x
x
xsr2 xsr3 xsr4 xsr5
x
s
xsr6 xsr7sr1 sr5sr4sr3sr2 sr6 sr7l1 l2 l5l4l3 l6 l7 l8
xs xs xs xs
x
sr1
xs x
xs r1xs
l1 s l2 sr2 sr3 sl3 l4 l5
xs xs xs
l1 s l2 s s sl3 l4 l5
xs xs xs
r1 r4
x
r2 r3r4
Abbildung 7-11 Diskretisierungszonen für 3D-Idealkonfiguration an Langsträger und Hutprofil
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
120
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
Elementabmessung
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
Elementkantenverhältnisse
Intervall (a) 2,2 bis 3,65 4,08
Intervall (b) 6 6
Intervall (c) 20 16
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 3D-
Idealkonfiguration 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-ProzessorTM 2,4 GHz und 2GB
Arbeitsspeicher
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
121
7.2 Entwicklung von Alternativmethoden für die Simulation von Walzprofilierprozessen
Die Problematik extrem hoher Rechenzeiten für die Berechnung des Walzprofilier-
prozesses 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 Blechdicken-
richtung) 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 (Solidshell-Element)
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].
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
122
Knoten Integrationspunkt
Isoparametrischer8 Knoten Quader
Basis Schaleneigenschaften - Hughes-Liu Schale- Belytschko-Lin-Tsay Schale
MARC Solidshell-Element TYP 185
• Integrationspunktanzahl kann gewählt werden(nur ungerade Anzahl größer 3 möglich)
• Ein Integrationspunkt in Schalenebene
Abbildung 7-12 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 Hourglassing7-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 Biegeeigen-
spannungen 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
123
Eigenspannungsverlauf über der Blechdicke r=8mm8 Elemente entlang des Radius
0,00
0,14
0,27
0,41
0,54
0,68
0,81
0,95
1,08
1,22
1,35
-400 -200 0 200 400
Biegeeigenspannung σx [MPa]
Pos
. in
Ble
chdi
cken
richt
ung
[mm
] Solidshell-Element 13IP
Solid-Element;Idealkonf.
78,1 %Zeitersparnis Wall-Zeit
60,2 %Zeitersparnis CPU-Zeit
74,8Wall-Zeit [s]
45,9CPU-Zeit [s]
Solidshell-Element13 Integrationspunkte;8 Elemente entlang des Radius
133,2Wall-Zeit [s]
115,4CPU-Zeit [s]
Solid-Element5 Element über der Dicke;8 Elemente entlang des Radius
78,1 %Zeitersparnis Wall-Zeit
60,2 %Zeitersparnis CPU-Zeit
74,8Wall-Zeit [s]
45,9CPU-Zeit [s]
Solidshell-Element13 Integrationspunkte;8 Elemente entlang des Radius
133,2Wall-Zeit [s]
115,4CPU-Zeit [s]
Solid-Element5 Element über der Dicke;8 Elemente entlang des Radius
Gegenüberstellung der Ergebnisse der Idealkonfigurationen für Solid- und Solidshell-ElementDP 800 Winkel 90°
Abbildung 7-13 Vergleich der Ergebnisse bei Simulation des 3D-Gesenkbiegeversuchs mit Solid- und Solidshell-Elementen (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).
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
124
Aufstellen der Bandkante Einfädeln in nächste Rolle nicht möglich
Einheitliche Diskretisierung mit Solidshell-Elementen
TYP 185 (Solidshell)
TYP 7 (Solid)
TYP 185 (Solidshell)
TYP 7 (Solid)
0,3
0,27
0,24
0,21
0,18
0,15
0,12
0,09
0,06
0,03
0
0,3
0,27
0,24
0,21
0,18
0,15
0,12
0,09
0,06
0,03
0
log. Vergleichsformänderung φv [-]
0,3
0,27
0,24
0,21
0,18
0,15
0,12
0,09
0,06
0,03
0
0,3
0,27
0,24
0,21
0,18
0,15
0,12
0,09
0,06
0,03
0
log. Vergleichsformänderung φv [-]
Diskretisierung mit Solid-Elementen im Steg und Solidshell-Elementen im Radius
Rolle 6
Rolle 7
Rolle 6
Rolle 7
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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
125
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 Solidshell-
Elemente tendenziell gut abgebildet. Die vorliegenden Abweichungen sind vor dem
Hintergrund der Messgenauigkeit und Größenordnung der Ausdünnungswerte als
akzeptabel anzunehmen.
-10
-8
-6
-4
-2
0
2
0 50 100 150 200 250 300
abgewickelte Profillänge [mm]
Ble
chdi
cken
abna
hme
[%]
Simulation; MARC Solid-/Solidshell-Element Realbauteil
R1
R2R6
R5R4R3
R7
R1
R2R6
R5R4R3
R7
Querschnitt Längsträgerprofil
Simulation in MARCBlechdickenverlauf bei Simulation mit gemischter Diskretisierung (Solid-/Solidshell-Elemente)
Längsträger PM800
R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7
Abbildung 7-15 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
126
verschiedenen Integrationspunktlagen kann der Übergang der Berechnungs-
ergebnisse in weiterführende Berechnungen nicht realisiert werden. Die erheblichen
Vorteile in Ergebnisqualität und Rechendauer sind daher bei der Solidshellhybrid-
Konfiguration 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 explizit-
dynamischer Zeitintegration. Nur im Fall von nachfolgenden Rückfederungs-
simulationen kommen implizite Zeitintegrationschemen zum Einsatz. Die am
häufigsten in der Blechumformsimulation eingesetzten Schalenelementtypen sind in
Abbildung 7-16 dargestellt:
σ1
τ1
σ1
σ2
τ1
σ2
Mittelebene
τ2
τ2Mb1
Mb2
Mb1
Mb2
σ2
Ebene 5
Ebene 4
Ebene 1
Ebene 3
Ebene 2
Knoten Integrationspunkt
Belytschko-Lyn-Tsay
Fully-IntegratedTyp16
Abbildung 7-16 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
127
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).
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
128
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest
X - Richtung fest
Y - Richtung fest
zxy zxy
Blech
• Verformbar
• Adaptive Netzverfeinerung
• Elementtyp: 4-Knoten-Schale Typ16(5 IP-Ebenen)
Randbedingungen
• Werkzeuge Starrkörper
• Es werden jeweils nur die für den Lastfall zugehörigen Rollen aktiviert (max. 2 Rollen gleichzeitig im Kontakt)
Werkzeugbewegung
• Geschwindigkeitsgesteuert (vz=5000mm/s)
• Translatorische Rollenbewegung in horizontaler Richtung über das fest eingespannte Blech
• Reibungsfreier Kontakt zwischen Rollen und Blech
• Zusätzliche Werkzeugbewegung in vertikaler Richtung um Kollision zwischen Blech und Rolle zu vermeiden (Einfädeln)
Horizontale Werkzeugbewegung
x
y
x yz
vertikale Werkzeugbewegung
Einspannbedingungen:
Abbildung 7-17 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 kurzen Berechnungsdauer. Für die Bewertung der
Vorhersagegenauigkeit wird aus diesem Grund in Abbildung 7-18 das
Berechnungsergebnis für die Hauptformänderung φ1 und die Nebenformänderung φ2
den Formänderungsanalysen am Realbauteil aus Kapitel 6.2.2 gegenübergestellt:
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
129
Simulation und RealbauteilGegenüberstellung der Vergleichsformänderung am Längsträger PM800
R1
R2R6
R5R4R3
R7
R1
R2R6
R5R4R3
R7
Querschnitt Längsträgerprofil
Ermittlung der Formänderungen an der
Profil-Außenseite
Innenseite
Außenseite
Vergleichsformänderung in Simulation und RealbauteilPM 800 Längsträger
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0 50 100 150 200 250 300 350
abgewickelte Profillänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
φ
v [-
]
Realbauteil (ARGUS) MARC SolidShell DYNA Shell-Element
R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7
Abbildung 7-18 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
130
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 Berechnungs-
ergebnisse 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
Stunden8) 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 LS-
DYNA 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-ProzessorTM 2,4 GHz und 2GB
Arbeitsspeicher
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
131
als Funktionsflächen ohne elastische Eigenschaften abgebildet (Starrkörper).
Matrize
• Starrkörper
Blech
• Verformbar
• Adaptive Netzverfeinerung
• Elementtyp Belytschko-Lin-Tsay (5IP)
• Feste Einspannung in x-Richtung
Niederhalter
• Starrkörper
• Kraftgesteuert (p=1,5MPa)
• Reibung μ=0,1
yx
z
yx
z
X-Rich
tung fe
st
FNH
FNH
yx
z
FNH
FNH
yx
z
yx
z
yx
z
yx
z
Stempel
• Starrkörper
• Weggesteuert
s
yx
z
yx
z
Tiefgezogenes Blech
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 Netzverfeinerung9 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 LS-
DYNA-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)
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
132
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).
Blech
Matrize
Stempel
Niederhalter
Stempelbewegung
Legende
Blech
Matrize
Stempel
Niederhalter
Stempelbewegung
Legende
Stufe 1 Stufe 2
Stufe 3 Stufe 4
Werkzeuge
• Starrkörper
Werkzeugbewegung
• Niederhalter weggesteuert
• Stempel weggesteuert
Blech
• Verformbar
• MARC Elementtyp 185 und 7 (Solidshell-/Solid-Element)
• Adaptive Netzverfeinerung
Simulation des Abkantvorgangs
• Stufenweise Berechnung des Umformvorgangs
• Das umgeformte Blech der vorherigen Stufe wird als Input (Ergebnisdatei) für die anschließende Stufe verwendet.
Wirkflächen Profilgeometrie
Abbildung 7-20 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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
133
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:
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv
Tiefziehbauteil Walzprofil
Formänderungsverlauf entlang des Profilquerschnitts
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0 50 100 150abgewickelte Länge Profilquerschnitt [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
na
ch v
on M
ises
φv
[-]
Simulativer Verfahrensvergleich Walzprofilieren und Tiefziehen in LS-DYNA
Blechdickenverlauf entlang des Profilquerschnitts
0,985
0,99
0,995
1
0 50 100 150
abgewickelte Länge Profilquerschnitt [mm]
Blec
hdic
ke [m
m]
Tiefziehbauteil Walzprofil
Abbildung 7-21 Simulativer Verfahrensvergleich am Hutprofil (Tiefziehen und Walzprofilieren) in LS-DYNA
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
134
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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
135
werden die berechnete Werte für die Vergleichsformänderung φv und den
Blechdickenverlauf für beide Verfahren gegenübergestellt:
Simulativer Verfahrensvergleich Walzprofilieren und Abkanten in MARC
Abkantbauteil Walzprofil
Abkantbauteil Walzprofil
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
log. Vergleichsformänderung φv
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
log. Vergleichsformänderung φv
Formänderungsverlauf entlang des Profilquerschnitts
-0,05
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0 100 200 300
abgewickelte Profillänge [mm]
log.
Ver
glei
chsf
orm
ände
rung
φ
v [-
]
Blechdickenverlauf entlang des Profilquerschnitts
-10-9
-8-7-6
-5-4
-3-2-1
01
0 100 200 300
abgewickelte Profillänge [mm]
Blec
hdic
kena
bnah
me
[%]
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
log. Vergleichsformänderung φv
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00
log. Vergleichsformänderung φv
Abbildung 7-22 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
136
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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
137
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 dehnraten-
unabhängige 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
138
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.
Aufprallmasse: 488kg (Gravitation in y-Richtung)
Aufprallgeschwindigkeit: V2.5kJ = 3.201m/s(y-Richtung) V3.0kJ = 3.506m/s
V3.5kJ = 3.787m/sV4.0kJ = 4.049m/s
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-ModellEinspannung: mat20-Modell (Starrkörper)
Starrkörper (rigid-mat20)
Blechprofil (mat36)
Constrained-nodes-Formulierung zur Abbildung der Einspannung/Klemmung
(Voraussetzung: Haftreibung)
vAufprall
Simulationsaufbau und Randbedingungen in der Crashsimulation (LS-DYNA)
Ansicht untere EinspannungAnsicht untere Einspannung
Ansicht seitliche Einspannung
z
yx
Abbildung 7-23 Simulationsaufbau Crashkomponentenversuch Längsträger in LS-DYNA
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
139
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-Weg-
Verläufe der eingesetzten Versuchswerkstoffe dargestellt:
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ) - Simulation ungemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kra
ft [k
N]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 249mm
TRIP700 : smax = 225mmDP800 : smax = 148mm
PM800 : smax = 102mmPM1000 : smax = 85mm
Abbildung 7-24 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 2,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
140
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,0kJ) - Simulation ungemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 253mm
TRIP700 : smax = 237mm
DP800 : smax = 220mmPM800 : smax = 146mm
PM1000 : smax = 103mm
Abbildung 7-25 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,0 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ) - Simulation ungemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 256mmTRIP700 : smax = 246mm
DP800 : smax = 232mm
PM800 : smax = 210mm
PM1000 : smax = 127mm
Abbildung 7-26 simulierter Kraft-Weg-Verlauf bei 3,5 kJ Aufprallenergie mit ungemapptem Bauteil
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
141
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (4,0kJ) - Simulation ungemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 262mm
TRIP700 : smax = 250mm
PM800 : smax = 241mm
DP800 : smax = 241mm
PM1000 : smax = 210mm
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.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
142
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 FE-
Solvern 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 (Schalen-
elemente)
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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
143
VOLUMEN-elemente
SCHALEN-elemente
Simulation
INTERFACEerforderlich
Profilieren
CAD Modell SolvingVernetzung
MaterialmodellRandbedingungen
Profilieren/Tiefziehen
SIM
ULA
TIO
N B
LECH
UM
FORM
UN
G
Crash-simulation
mit gemapptem
Bauteil
ProzessketteProzesskettegeschlossen
Marc
LS-Dyna
Ergebnis Prozesssimulation
SIM
ULA
TIO
N B
AU
TEIL
FUN
KTI
ON
Abbildung 7-28 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-Ergebnis-
Dateien (.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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
144
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.
Variante1 Variante 2
Matrizenseite (Außenseite)
Stempelseite (Innenseite)
1 Element über der Blechdicke
K1
K2
Matrizenseite (Außenseite)
Stempelseite (Innenseite)
2 Integrationspunkte über der Blechdicke
Stempelseite (Innenseite)
IP2
IP1
K1
K6
Matrizenseite (Außenseite)
Stempelseite (Innenseite)
5 Element über der Blechdicke
5 Integrationspunkte über der Blechdicke*
IP2IP3IP1
IP4IP5
Stempelseite (Innenseite)
Matrizenseite (Außenseite)
Durchgehende Nummerierung
* Für die Spannungstensoren
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 kürzeste Elementkantenlänge des
Volumenelements identifiziert.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
145
1
24
3
5 7
86
N1 N2
N3N4
Dickenrich
tung N1 N2
N3N4
I1
I2
I3
I4
I5 I7
I8I6
Dickenrich
tung
η
ξ
ζ x x
x x
I1
I2
I3
I4
I5I7
I8I6η
ξ
N3N4
N1 N2
x x
x x
I1
I2
I3
I4
I5I7
I8I6η
ξ
N3N4
N1 N2
ζ
η
ξ
ζ
N4
x x
x x
I1
I2
I3
I4
I5
I7
I8I6η
ξ
N3
N1 N2
(-0,577/0,577) (0,577/0,577)
(-0,577/-0,577) (0,577/-0,577)
ζ
N4
x x
x x
I1
I2
I3
I4
I5
I7
I8I6η
ξ
N3
N1 N2
(-0,577/0,577) (0,577/0,577)
(-0,577/-0,577) (0,577/-0,577)
ζ x x
I1,I2 I3,I4
I5,I6 I7,I8
Dic
ke
0,577
-0,577
ζ
ξx x
I1,I2 I3,I4
I5,I6 I7,I8
Dic
ke
0,577
-0,577
x x
I1,I2 I3,I4
I5,I6 I7,I8
Dic
ke
0,577
-0,577
ζ
ξN1/N4 N2/N3
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 ( 3333 /;/ ±± ). 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
146
Integrationspunktkoordinaten auf, obwohl deren Anzahl nicht übereinstimmt.
N1,N4 N2,N3
+0,538
+0,906
-0,538
-0,906
Dic
ke
N1,N4 N2,N30,000
+0,538
+0,906
-0,538
-0,906
ζ
ξ
ζ
ξ
N1 N2
N3N4
N1 N2
N3N4
Dic
ke
ζ
ξ
η
Abbildung 7-31 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 Integrations-
punkttensoren (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):
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
147
Zuordnung der Knoten im FE-Netz• Eckknoten 5Die Werte des Integrationspunktes I15 werden auf den Knoten 5 übertragen
• Zwischenknoten 6Der Wert des Knoten 6 wird aus dem Mittelwert der beiden umliegenden Integrationspunkte I16und I26 gebildet
• Mittelknoten 7Der Wert des Knoten 7 wird aus dem Mittelwert der umliegenden Integrationspunkte I17; I27; I37und I47 gebildet
• allg. Knoten 3Der Wert des Knoten 3 wird aus dem Mittelwert der umliegenden acht Integrationspunkte I17; I27; I37; I47; I57; I67; I77 und I87 gebildet
3I47
I17I27
I37
I87
I57I67
I77
7
I47
I27
I37
I17
6
I16I26
5
I15
12
43
I13
I17
I14
I18
I12I11
I15I16
87
56
43
7 8
12
6 5
12
I13
I17
I14
I18
I12 I11
I15I168
7
6 5
E1
43
7 8
12
6 5
E1E2
E3 E4
E6 E5
E7 E8
• Eckknoten 5Für die Berechnung des Eckknotens werden alle acht Integrationspunkte des Volumenelements E1 herangezogen
• Zwischenknoten 6Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der beiden angrenzenden Elemente E1; E2
• Mittelknoten 7Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der vier angrenzenden Elemente E1; E2; E3; E4
• allg. Knoten 3Berechnung des Knotens unter Einbeziehung aller Integrationspunkte der acht angrenzenden Elemente E1; E2; E3; E4; E5; E6; E7 und E8
5
E1
6
E2 E1
7E2
E3 E4
E1
3
E2E3 E4
E1
E6E7 E8
E53
E2E3 E4
E1
E6E7 E8
E5
Methode 1 Mittelwertbildung Methode 2 lineare Extrapolation
Abbildung 7-32 Methoden zur Berechnung der Knotenspannung in MARC für den Elementtyp 7 (Informationen: MSC-Software)
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
148
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:
8
3 2
9
5
4 16
7
I11I12
I14 I13
I21
I23I24
I228
3 2
9
5
4 16
7
I11I12
I14 I13
I21
I23I24
I22
1I11
I21
I11I12
I21I22
4I11I12
I21I22
4
3
I11I12
I14 I13
I21I23I24
I22
3
I11I12
I14 I13
I21I23I24
I22
• Eckknoten 1
Die Werte des Integrationspunktes Ix1 werden auf den Knoten 1 übertragen
• Zwischenknoten 4
Der Wert des Knoten 4 wird aus dem Mittelwert der beiden umliegenden Integrationspunkte Ix1und Ix2 gebildet.
• Mittelknoten 3
Der Wert des Knoten 3 wird aus dem Mittelwert der umliegenden Integrationspunkte Ix1; Ix2; Ix3und Ix4 gebildet
=> Für die Berechnung der Knotenwerte werden nur die Integrationspunkte jeweils einer Ebene berücksichtigt
Reduziertes Integrationspunktschema für Dehnungstensoren beim Belytschko Lyn-Tsay Schalenelement in LS-Dyna
Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA durch Mittelwertbildung
Abbildung 7-33 Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA für BELYTSCHKO-Schalenelemente (Informationen: MSC-Software)
Die Abbildung der Dehnungswerte erfolgt im Interface über nur einen
Integrationspunkt in der Integrationspunktebene (bei MARC liegen 4
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
149
Integrationspunkte vor). Hierbei wird der Maximalwert der vier MARC-
Integrationspunkte einer Ebene auf den neuen Dehnungs-Integrationspunkt im LS-
Dyna 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 φx im V-Gesenkbiegeversuch DP800, 90°, 6mmBerechnung in MARC und Transfer nach LS-DYNA
-0,01
0,01
0,03
0,05
0,07
0,09
0,11
0,13
0,15
35 45 55 65abgewickelte Länge [mm]
log.
For
män
deru
ng φ
x [-]
φx; 5Elemente; Marc
φx; 5IP; LS-Dyna;gemappt
Abbildung 7-34 Fehler im Dehnungsergebnis beim Mapping mit Maximalwertübertragung (1IP für Dehnungstensor)
Gegenüber dem MARC-Volumenelement (Typ 7) ist die Anzahl der
Integrationspunkte/Integrationspunktebenen in Blechdickenrichtung 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).
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
150
8
3 2
9
5
4 16
7
=> Für die Berechnung der Knotenwerte werden nur die Integrationspunkte jeweils einer Ebene berücksichtigt
Zuordnung der Knoten innerhalb des FE-Netzes
3 2
4 1
Ebene 5
Ebene 4
Ebene 1
Ebene 3
Ebene 2
Aufbau Schalenelement Typ 16
1• Eckknoten 1
Über die Werte der vier Integrationspunkte des Schalenelements einer Ebene wird der Mittelwert gebildet und auf den Knoten 1 übertragen
• Zwischenknoten 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
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
Berechnung der Knotenspannungen in LS-DYNA durch Mittelwertbildung
Abbildung 7-35 Berechnung der Knotenspannungen in LS-DYNA für Schalenelemente (Informationen: MSC-Software)
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 LS-
DYNA die lineare Extrapolation nicht wählbar ist.
Abbildung 7-36 zeigt einen Vergleich zwischen den berechneten Eigen-
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
151
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.
Eigenspannungsverlauf DP800, 90°, Radius 6mm
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
-200 -100 0 100 200 300
Biegeeigenspannung σx [MPa]
Pos.
in B
lech
dick
enri
chtu
ng [m
m]
1Element;Marc5Elemente;Marc2IP;gemappt LS-Dyna5IP;gemappt LS-Dyna
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 dargestellt. Die beschriebenen
Extrapolationsverfahren wirken demnach bei 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 in MARC kann nun das
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
152
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.
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv [-]
LS-DYNA - gemapptMARC - berechnet
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv[-]
LS-DYNA - gemapptMARC - berechnet
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv[-]
0,40,360,320,280,240,20,160,120,080,040
log. Vergleichsformänderung φv [-]
Hutprofil (Vernetzung nach Variante 1)
Längsträger (Vernetzung nach Variante 1)
Abbildung 7-37 Qualitative Darstellung der Schnittstellenfunktion an den Transfergeometrien
An den Transfergeometrien Längsträger und Hutprofil kann qualitativ die
Funktionalität der Schnittstelle nachgewiesen werden (siehe Abbildung 7-37). Die
gemappten Ergebnisse stehen nun als .DYNAIN-file10 zur Verfügung und können als
Input für die Crash-Simulation verwendet werden.
10Input-Datei für Die Simulation mit LS-DYNA.
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
153
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:
Walzprofiliersimulation in LS-DYNA
gemapptes Profil (dynain-file)
Crashsimulation in LS-DYNA
0,2780,2240,1940,1670,1390,1110,0830,0550,027
log. Vergleichs-formänderung φv [-]
CAD - Bauteilgeometrie
Konventionelle Simulation ohne Berücksichtigung der Vorverfestigung
Simulation mit Berücksichtigung der Vorverfestigung (Mapping)
Vernetztes Bauteil
Bauteil ungemappt (homogen) Bauteil gemappt
Abbildung 7-38 Methodenvergleich zw. ungemapptem und gemapptem Bauteil in der Crashsimulation
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
154
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 LS-
DYNA 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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
155
unter Berücksichtigung der Bauteilherstellung (Vorverfestigung) dargestellt.
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (2,5kJ) - Simulation gemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 248mm
TRIP700 : smax = 220mmDP800 : smax = 121mm
PM800 : smax = 100mm
PM1000 : smax = 83mm
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
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 252mmTRIP700 : smax = 234mm
DP800 : smax = 214mmPM800 : smax = 133mm
PM1000 : smax = 101mm
Abbildung 7-40 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,0kJ) mit gemapptem Modell
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
156
Kraft-Weg-Verlauf Längsträger (3,5kJ) - Simulation gemappt
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 257mmTRIP700 : smax = 245mm
DP800 : smax = 222mmPM800 : smax = 190mm
PM1000 : smax = 128mm
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
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280
Weg [mm]
Kraf
t [kN
]
ZE 340
TRIP700
DP800
PM800
PM1000
ZE340 : smax = 263mmTRIP700 : smax = 250mm
DP800 : smax = 233mmPM800 : smax = 234mm
PM1000 : smax = 196mm
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
7 SIMULATIVE ABBILDUNG DER BAUTEILEIGENSCHAFTEN
157
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.
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
158
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:
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
140%
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Nor
mie
rte
Grö
ße [%
]
BruchdehnungKerbbruchdehnungLochaufweitungΔRabs*ΔAabs
Konventionelle Duktilitätsbeurteilung (Bruchdehnung/Zugversuch)
Technologische Duktilitätsbeurteilung (Widerstand gegen lokale Formänderung)
jeweilige Vergleichsgröße auf Werte für ZE340 normiert
Abbildung 8-1 Konventioneller und technologischer Ansatz in der Werkstoffbewertung (normiert auf ZE340)
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
159
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 werkstoff-
abhängigen 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.
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
160
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 Mess-
oberfläche 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 V-
Gesenkbiegeversuch 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:
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
161
• Die Verfahren Abkanten und Walzprofilieren erzeugen Bauteile mit nahezu
identischen Eigenschaften. Es dominieren reine Biegeumformungen. Es traten
in der vorliegenden Arbeit keine messbaren plastischen Längsform-
änderungen 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 unter-
geordnete 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 (Fließ-
spannungen) 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 geringer Verformungen der
Fahrgastzelle im Seitenaufprall.
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
162
0
40
80
120
160
200
ZE340 TRIP700 DP800 PM800 PM1000
Intru
sion
[mm
]
2,5 kJ3,0 kJ3,5 kJ4,0 kJ
- Riss in der Einspannung - Riss im Impaktorbereich
Intrusions- und Versagensverhaltendynamische Bauteilprüfung (Crashversuch)
Riss im Impaktorbereich
Riss in der Einspannung
Abbildung 8-2 Intrusions- und Versagensverhalten im Crashkomponentenversuch
Die Verhältnisse im Crashversuch konnten am ehesten durch den Kerbzugversuch
abgebildet werden. Eine vollständige Substitution der komplexen Werkstoff-
charakterisierung durch einfache Versuche (z.B. Kerbzugversuch oder Bruch-
dehnungsprodukt) 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
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
163
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 WURM beschrieben und kann durch die Ergebnisse der
vorliegenden Arbeit bestätigt werden [WURM07]. PM-Stähle sind demnach TRIP und
DP-Stählen für walzprofilierte Produkte im Fahrzeugbau mit hohen
Festigkeitsanforderungen definitiv vorzuziehen. Weiterentwickelte DP-Stähle
verfügen bereits über angelassene Martensitphasen zur Reduktion des Spannungs-
gradienten zwischen Ferrit und Martensit.
Im Kapitel 7 werden die Möglichkeiten zur numerischen Abbildung von Walz-
proflierprozessen 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 Spannungs-
zuständen, diese Konfiguration verbreitet im Einsatz. Die in Kapitel 7.1.2 entwickelte
3D-Idealkonfiguration bietet eine deutlich verbesserte Vorhersage der Biege-
spannungsverteilung, ist aber wie die genauen Betrachtungen in den zwei-
dimensionalen 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. Solid-
Elemente 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
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
164
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:
0%
20%
40%
60%
80%
100%Rückfederungsvorhersage
Rechenzeit
Crash-MappingStabilität
Anwenderfreundlichkeit
Marc Solid Idealkonfig.(Typ 7)Marc Solidshell/Solid(Typ185+Typ7)Ls-Dyna Schalenelement
Abbildung 8-3 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 LS-
DYNA. 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
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
165
Anwendung von Schalenelementen erfordert weiterhin eine komplexe Werkzeug-
bewegung 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 Solid-
Elementen 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 Schnittstellen-
funktionalität (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 Integrations-
punktschemen 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.
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
166
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
0
10
20
30
40
50
60
0 50 100 150 200 250
Weg [mm]
Kra
ft [k
N]
Simulationungemappt
Simulationgemappt
Realversuch
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
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
167
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:
TRIP700
0
50
100
150
200
250
300
2,5 kJ 3,0 kJ 3,5 kJ 4,0 kJ
s max
[mm
]
RealGemapptUngemappt
PM800
0
50
100
150
200
250
300
2,5 kJ 3,0 kJ 3,5 kJ 4,0 kJ
s max
[mm
]
RealGemapptUngemappt
DP800
0
50
100
150
200
250
300
2,5 kJ 3,0 kJ 3,5 kJ 4,0 kJ
s max
[mm
]
RealGemapptUngemappt
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
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
168
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 Deformations-
vorhersage ohne Rissbildung nur geringe Vorteile.
0.000
log. φv [-]
0.400
0.050
0.350
0.300
0.250
0.200
0.150
0.100
0.778
Realversuch
Simulation ungemappt Simulation gemappt
Crashsimulation DP800 – 3,5 kJ
φvmax=0,771 φvmax=0,778
Abbildung 8-6 Vergleich der Formänderungswerte in der Simulation im Bereich der RIssbildung unter dem Impaktor
Zur Vorhersage von Rissen muss ein entsprechendes Materialmodell (z.B. GURSON-
Modell) 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.
8 DISKUSSION DER ERGEBNISSE
169
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 Solid-
Elementen 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.
9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK
170
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 der ausgewählten hochfesten Stähle. In der erweiterten
Diskussion des einachsigen Zugversuchs und bei Betrachtung der
Versuchsergebnisse der technologischen Versuche (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. WURM
[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 Crash-
Beanspruchung 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
9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK
171
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 PKW-
Fahrgastzellen“.
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 (Solidshell-
Elemente) und LS-DYNA (Schalenelement) zeigten, dass eine anwendungs-
spezifische 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
9 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK
172
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. Die Korrelation zwischen dem Bruchdehnungs-/Bruchs-
pannungsprodukt und dem Verhalten hochfester Mehrphasenstähle 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.
10 LITERATURHINWEISE
173
10 Literaturhinweise
[ABEL03] ABELE, E.; KLUGE, J.: HAWK2015: Herausforderungen Automobile
Wertschöpfungskette; Verband der Automobilindustrie e. V.;
Frankfurt 2003
[AHSS06] N.N.: Advanced High Strength Steels – application guidelines -
Version 3; International Iron & Steel Institute; Seite 31-33; 2006
[ANGE04] ANGELI, J.; KNEISSEL, A.; FÜREDER, E.: Ätztechniken für die
Phasencharakterisierung von niedriglegierten, hochfesten
Mehrphasenstählen; In: Sonderbände der praktischen
Metallographie ; Band 36 (2004); Seite 1-11; Frankfurt am Main;
2004
[ARET02] ARETZ, H.: Modellierung des anisotropen Materialverhaltens von
Blechen mit Hilfe der Finiten-Elemente-Methode; Dissertation;
RWTH Aachen; 2002
[ARET04] ARETZ, H.: Plastische Anisotropie in der Blechumformung –
Modellierung in der Simulation; In: ISD-Workshop “Simulation in der
Umformtechnik – Anisotropie in der Blech- und
Kaltmassivumformung“; Seite 1-64; Stuttgart; 2004
[ASTM1876] ASTM E 1876:2001: Dynamic Young`s Moduls . Shear Moduls, and
Poisson`s Ratio by Impuls Excitation of Vibration; ASTM-Norm; 2001
[BARL91] BARLAT, F.; LEGE, D; BREM, J.: A Six-Component Yield Function for
Anisotropic Materials; In: International Journal of Platicity; Band 7;
Seite 693-712; 1991
10 LITERATURHINWEISE
174
[BASU01] BASUC, F.; PERONA, P.; LOMBARDI, F.: The influence of the materials
behaviour on the FEM Crash-Results; In: BRAMAT International
Conference on Materials Science and Engineering; Seite 45-50;
Brasov; 2003
[BHAT84] BHATTACHARYYA, D.; SMITH, P.D.; YEE, C. H.; COLLINS, I. F.: The
prediction of deformation length in cold roll forming; In: Journal of
Mechanical Working Technology; 9 (1984); Seite 191-191; 1984
[BLEC99] BLECK, W.: Werkstoffprüfung; 12. Auflage; Wissenschaftsverlag
Mainz; Mainz; 1999
[BODE00] BODE, R.; HARTMANN, G.; IMLAU, K.-P.: Stahlfeinbleche für den
Automobilbau; Verlag Moderne Industrie; Landsberg/Lech; 2000
[BRAU07] BRAUN, M.: Vorlesungsskript Technische Mechanik III; Institut für
Mechanik; Uni Duisburg-Essen; 2007
[BRUN98] BRUNET, M.; MGUIL S.; POL P.: Modelling of a roll-forming process
with a combined 2D and 3D FEM code; In: Journal of Materials
Processing Technology; Band 80-81 (1998), Seite 213-219; 1998
[BUSS93] BUSSE, D.: Verbesserung der Qualität von Standardprofilen durch
Schwingungsüberlagerung im kontinuierlichen Walzprofilierbetrieb;
Dissertation; TH Darmstadt; 1993
[DAMM88] DAMM, K.: Ermittlung von Längsformänderungen beim
Walzprofilieren von Standardprofilen auf einer mehrgerüstigen
Anlage; Dissertation; TH Darmstadt; 1989
[DAYO07] DAYONG, L.; YINGBING, L.; YINGHONG, P.: Solid Shell Element and Its
Application in Roll Forming Simulation; In: Key Engineering Materials
Vols. 340-341(2007); Seite 347-352; Switzerland; 2007
10 LITERATURHINWEISE
175
[DIN10002] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 10002-1: Zugversuch Metallische
Werkstoffe, 12-2001 (ausgearbeitet auf Basis ISO 6892:1998)
[DIN50155] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 8582: Fertigungsverfahren Umformen,
09-2003
[DIN6507] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 6507 (DIN EN ISO 6507-1): Metallische
Werkstoffe Teil 1 Prüfverfahren– Härteprüfung nach Vickers, 03-
2006
[DIN8580] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 8580: Fertigungsverfahren – Begriffe
Einteilung, 09-2003
[DIN8582] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 8582: Fertigungsverfahren Umformen,
09-2003
[DIN8584-3] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 8584-3: Fertigungsverfahren
Zugdruckumformen Teil 3-Tiefziehen, 09-2003
[DIN8586] DEUTSCHE INDUSTRIE NORM 8586: Fertigungsverfahren
Biegeumformen, 09-2003
[DITT66] DITTGES, G.: Beitrag zur Bestimmung von Einformenergie und
Umformenergie bei der Rohrprofilierung; Dissertation; RWTH
Aachen; 1966
[DOEG02] DOEGE, E.; KULP, S.; SUNDERKÖLLER, C.: Properties and application of
TRIP-steel in sheet metal forming; In: steel research 73 (2002), No.
6+7; Seite 303-307; Hannover; 2002
[DOEL04] DOELFS, P.: Using MSC.Nastran for Explicit FEM Simulations; In:
3.LS-Dyna Anwenderforum; Bamberg; 2004
10 LITERATURHINWEISE
176
[EICH74] EICHHORN, A.: Ein Beitrag zur Untersuchung technologisch bedingter
Formabweichungen am Werkstück beim Profilieren von
Metallbändern; Dissertation; TH Magdeburg; 1974
[ENGL99] ENGL, B; HELLER, T.; KAWALLA, R.: Stand und Potential der
Werkstoffentwicklung am Beispiel der Stähle für die
Automobilindustrie; In: forum. Technische Mitteilungen
ThyssenKrupp; (1999) Heft 1; Seite 20-25; Duisburg; 1999
[FEIN00] FEINDT, J.: Einsatz von hoch- und höchstfesten Stählen für
crashrelevante Karosseriebauteile; In: Motortechnische Zeitschrift;
Band 61 (2000), Heft Special Innovationen der Zulieferindustrie;
Seite 62-64; 2000
[FLEG05] FLEGEL, H.: Herausforderungen für Karosseriekonzepte: “Neue
Werkstoffe und Technologien, Flexibilität“; In: 4. Chemnitzer
Karosseriekolloquium (Seite n.n.); Chemnitz; 2005
[FONS06] FONSTEIN, N.: Properties and Applications of Advanced High
Strength Steels for the Automotive Industry; In: World Automotive
Steel Assembly (Seite n.n.); Berlin; 2006
[FREY03] FREYTAG, P.; SCHULZE, R.: ATLAS – Neue Potentiale für den
automobilen Leichtbau in Stahl; In: Dresdner Leichtbausymposium,
Seite 1-11; Dresden; 2003
[FROM04] FROMMEYER, G.; SCHRÖDER, T.: Ausgekochter Stahl für das Auto von
morgen; In: Max-Plank-Forschung (03/2004); Seite 36-41;
Düsseldorf; 2004
[FUEL07] FÜLLER, K.-H.; KRÜGER-EPPSTEIN, A.; RÖCKER, O.:
Einsatzmöglichkeiten walzprofilierter Strukturbauteile aus
höchstfesten Stählen; In: Rohbauexpertenkreis; Zwickau; 2007
10 LITERATURHINWEISE
177
[GALL75] GALLAGHER, R.: Finite Element Analysis: Fundamentals; Prentice-
Hall Verlag; Englewood; 1975
[GESE02] GESE, H.: Ermittlung von Fließwiderstandkurven bei großen
Formänderungen für die Blechumformsimulation; In:
Werkstoffprüfung; Seite 242-249; 2002
[GESE04] GESE, H.; KELLER, S.; DELL, H.: Verbesserte Plastizitäts- und
Versagensmodelle in der Umformsimulation; In: Kompetenzzentrum
Neue Materialien; Seite 139-150; 2004
[GIRA89] GIRAULT, E.; JAQUES, P.; HARLET, P.; MOLS, K.; VAN HUMBEEK, J.;
AERNOUDT, E.; DEKUNAY, F.: Metallographic Methods for Revealing
the Multiphase Microstructure of TRIP-Assisted Steels; In: Materials
Characterisation; Band 40 (1998), Heft 2; Seite 111-118; 1998
[GODE00] GODET, S.; JACQUES, P.; DELANNAY, F.: Effect of the work-hardening
of retained austenite on the martensitic Transformation in a TRIP-
Aided Steel; In: EUROMAT, European Conference on Advanced
Materials and Processes; Seite 835-840; Amsterdam; 2000
[GOEL92] GÖLDNER, H.: Lehrbuch höhere Festigkeitslehre, 3. Auflage, Köln,
1992
[GOM01] GOM MBH: ARGUS Verformungsmessung an Tiefziehbauteilen;
Verfahrensanweisung; Braunschweig; 2001
[GROC05] GROCHE, P.; HENKELMANN, M.: Herstellung von Profilen aus höher-
und höchstfesten Stählen durch Walzprofilieren; In: Sächsische
Fachtagung Umformtechnik; Seite 323-339; Institut für
Metallformung; Freiberg; 2004
10 LITERATURHINWEISE
178
[GROC06] GROCHE, P.: Globalisierung – Treiber für neue Umformtechnologien;
In: wt Werkstattstechnik online; Springer-VDI-Verlag; (2006) Heft 10;
Seite 704; 2006
[HALL04] HALLER, G.: Werkzeugkonzepte und Werkzeugwerkstoffe für das
Umformen hoch- und höchstfester Stahlbleche; In: wt
Werkstattstechnik online; Springer-VDI-Verlag; (2004) Heft 10; Seite
482; 2004
[HALM06] HALMOS, G.: Roll Forming Handbook; CRC Press; Boca Raton (US);
2006
[HÄNL03] HÄNLE, U.: Die Karosseriestruktur des neuen BMW 5er und 6er –
Strategien und Prozesse für intelligenten Leichtbau; In: Automotive
Circle International EuroCarBody 2003; Bad Nauheim; 2003
[HASE73] HASEK, V.: Über den Formänderungs- und Spannungszustand beim
Ziehen von unregelmäßigen Blechteilen; Dissertation; Uni Stuttgart;
1973
[HAUK97] HAUK, V.: Structural and residual Analysis by nondestructive
Methods; Elsevier; Amsterdam; 1997
[HEIN07a] HEIN P., DAOLIO, G.; MUNIER, M.: Walzprofilieren von höherfesten
Stählen für den Automobilbau; In: 5. Fachtagung Walzprofilieren;
Darmstadt; 2007
[HEIN07b] HEIN, P.: Advances in Forming simulation for High strength steels; In:
InnoCarBody-Automotive Circle International; Bad Nauheim; 2007
10 LITERATURHINWEISE
179
[HEIS96] HEISLITZ, F.; LIVATYALI, H.; AHMETOGLU, M.; KINZEL, L.; ALTAN, T.:
Simulation of rollforming process with the 3D-FEM-Code PamStamp;
In: Journal of Materials Processing Technology; Band 59 (1996),
Heft 1-2; Seite 59-67; 1996;
[HELL04]
HELLINGRATH, B.: Future Automotive Industrie Structure 2015-Die
neue Arbeitsteilung in der Automobilindustrie; In: VDI-Berichte; VDI-
Verlag; Band 1905 (2005); Seite 19-30; Düsseldorf; 2005
[HILL50] HILL, R.: The Mathematical Theory of Plasticity; Clarendon Press;
Oxford; 1950
[HIND02] HIND, U.: Innovative Mechanisierungskonzepte im Presswerk; In:
Internationale Konferenz „Neuere Entwicklungen in der
Blechumformung“; Fellbach; 2002
[HORA00a] HORA, P.: Methods for handling of FEM input and output data with
the goal of higher computational reliability; In: European Congress
on computational methods in applied sciences and engineering;
Barcelona; 2000
[HORA00b] HORA, P.: Sensitivitätsanalyse von Werkstoffkennwerten zur
numerischen Simulation der Blechumformung; In: MEFORM;
MEFORM; Seite 409-428; Freiberg; 2000
[HUEB82] HÜBNER, K. H.; THORNTON, E. A.: The Finite Element Method for
Engineers; 2. Auflage; John Wiley Verlag; New York; 1982
[ISO12004] INTERNATIONAL STANDARD (ENTWRUF): Metallic Materials –
Determination of Forming-Limit-Curves; Normentwurf ISO12004E;
2004
10 LITERATURHINWEISE
180
[ISO16630] ISO-NORM 16630: Metallic materials – Methods of the hole
expansion test; 2003
[ISSL97] ISSLER, L; RUOSS, H.; HÄFELE, P.: Festigkeitslehre – Grundlagen;
Lehrbuch; Springer-Verlag; Berlin; 1997
[ISTR03] ISTRATE, A.: Verfahrensentwicklung zum Walzprofilieren von
Strukturbauteilen mit über der Längsachse veränderlichen
Querschnitten; Dissertation; TU Darmstadt; 2003
[ISTR99] ISTRATE, A.; SCHMOECKEL, D.: Sensitivitätsanalyse von
Prozeßparametern beim Walzprofilieren mit Hilfe der FEM-
Simulation; Forschung für die Praxis 306; Verlags und
Vertriebsgesellschaft mbH; Düsseldorf; 1999
[KAWA03] KAWALLA, R.; LANGE, R.: Institut für Metallformung im Spannungsfeld
zwischen Werkstoff- und Verfahrensentwicklung; In: MEFORM;
MEFORM; Seite 1-26; Freiberg; 2003
[KIM99] KIM, N.; OH, S.: Analysis Tool for Roll Forming of Sheet Metal Strips
by the Finite Element Method; In: CIRP Annals; Hallwag; Band 48
(1999), Heft 1; Seite 235-238; Bern; 1999
[KLEE68] KLEESATTEL, C.; GLADWELL, L.: The Contact-impedance meter 1; In:
Ultrasonics; Juli 1968; Seite 175-180; 1968
[KLOO79] KLOOS, K.H.: Eigenspannungen, Definition und
Entstehungsursachen; In: Zeitschrift für Werkstofftechnik; Verlag
Chemie; 10. Jahrgang, Heft 9; Seite 293-332; Weinheim; 1979
[KNOT99] KNOTHE, K.; WESSELS, H.: Finite Elemente – Eine Einführung für
Ingenieure; 3.Auflage; Springer Verlag; Berlin; 1999
10 LITERATURHINWEISE
181
[KRAM98] KRAMER, F.: Passive Sicherheit von Kraftfahrzeugen; Biomechanik –
Simulation – Sicherheit im Entwicklungsprozess; 1.Auflage; Vieweg
Verlag; Wiesbaden; 1998
[KRAS05] KRASOVSKYY, A.: Verbesserte Vorhersage der Rückfederung bei der
Blechumformung durch weiterentwickelte Werkstoffmodelle;
Dissertation; Uni Karlsruhe; 2005
[LANG75] LANGE, K.: Lehrbuch der Umformtechnik, Band 3 Blechumformung;
Springer Verlag; Heidelberg; 1975
[LANG90] LANGE, K.: Umformtechnik Handbuch für Industrie und Wissenschaft,
Band 3 Blechverarbeitung; 2. Auflage; Springer Verlag; Heidelberg;
1990
[LANG93] LANGE, K.: Umformtechnik Handbuch für Industrie und Wissenschaft,
Band 4 Sonderverfahren, Prozessimulation, Werkzeugtechnik,
Produktion; 2. Auflage; Springer Verlag; Heidelberg; 1990
[LIND05] LINDGREN, M.: Modelling and Simulation of the Rollforming Process;
Dissertation; Lulea University (Schweden); 2005
[LÜDK04] LÜDKE, B.: Bedarf an hochfesten Stählen in der Fahrzeuganwendung
– Motivation und Strategie aus Sicht eines OEM; In: Automotive-
Circle-International; Berlin; 2004
[LUDW03] LUDWIK, P.: Technologische Studie über Blechbiegung; In:
Technische Blätter 35; Verlag des Polytechnischer Verein Böhmen;
Seite 133-159; Prag; 1903
[MACH61] MACHERAUCH, E.; MÜLLER, P.: Das sin²ψ-Verfahren der
röntgenografischen Spannungsmessung; In: Zeitschrift für
angewandte Physik ; 13 (1961); Seite 305-312; 1961
10 LITERATURHINWEISE
182
[MACH73] MACHERAUCH, E.; WOHLFAHRT, H.; WOLFSTIEG, U.: Zur zweckmäßigen
Definition von Eigenspannungen; In: Härterei Technische
Mitteilungen; 28 (1973); Seite 201-211; 1973
[MARC05] MSC.SOFTWARE CORPORATION: Volume A – Theory and user
information; Benutzerhandbuch; Seite 5-15; 2005
[MERT03] MERTENS, A.: Tailored Blanks – Stahlprodukte für den
Fahrzeugleichtbau; Verlag moderne Industrie; München; 2003
[MILC79] MILCKE, F.: Weiterführende Untersuchungen zur Ermittlung von
Längseigenspannungen in walzprofilierten Kaltprofilen; Dissertation;
Universität Dortmund; 1979
[MISE13] MISES, R.: Mechanik der festen Körper im plastisch deformablen
Zustand; In: Nachrichten von der Gesellschaft der Wissenschaften
zu Göttingen, Mathematisch-Physikalische Klasse; Band 1913, Heft
4; Seite 582-592; Göttingen;
[NELS05] NELSON, T.; BISCHOFF, M.: Locking-Phänomene: Schublocking; In:
Infoplaner (2/2005); Cadfem; Seite 40-41; Grafing; 2005
[NEUB76] NEUBAUER, A.: Erkenntnisse und Probleme beim Profilieren von
Metallbändern – ein Beitrag zur Fertigung von offenen Profilen für
den ökonomischen Metallleichtbau; Dissertation; TH Magdeburg;
1976
[NEUG05] NEUGEBAUER, R.; HEIDL, W.; MICHAEL, D.; GUMBSCH, P.; SCHMITT, W.;
KRASOWSKY, A.: Beurteilung der Leistungsfähigkeit von
Materialmodellen zur Blechumformsimulation; In: EFB-
Forschungsbericht; Europäische Forschungsgesellschaft für
Blechverarbeitung; Band 244 (2005); Seite 1-100; Hannover; 2005
10 LITERATURHINWEISE
183
[NEUG98] NEUGEBAUER, R.; HEIDL, W.: Rückfederungsverhalten beim
Umformen von Feinblechen; In: EFB Forschungsbericht;
Europäische Forschungsgesellschaft für Blechverarbeitung ; Band
109(1998); Hannover; 1998
[OBER06] OBERMANN, K.: Simulation lohnt sich auf jeden Fall; In: Blech; (2006)
Heft 2; Seite 30-33; 2006
[OWEN80] OWEN, D.: Finite Element Method in Plasticity: Theory and Practice;
Pinebridge Verlag; Swansea; 1980
[POEH86] PÖHLANDT, K.: Werkstoffprüfung für die Umformtechnik –
Grundlagen, Prüfmethoden, Anwendungen; Springer Verlag; Berlin;
1986
[PREC88] PRECKEL, U.: Eigenspannungen – Rechnergestützte Bestimmung in
Umformteilen; Dissertation; Dortmund; 1988
[PRET03] PRETZ, J.; POST, P.; SCHOLL, U.; WANG, Y.; WOLF, K.; D-OTTAVIO, M.;
KRÖPLIN, B.; WAEDT, M.: Verbesserung der Crashvorhersage von
Karosseriebauteilen durch Einbeziehung von Ergebnissen aus der
Umformsimulation; In: Simulation in der Produkt- und
Prozessentwicklung; Fraunhofer IRB Verlag; Seite 171-178;
Stuttgart; 2003
[RAMA00] RAMAEKERS, J.: A criterion for local necking; In: Journal of Materials
Processing Technology; Band 103 (2000), Heft 1; Seite 165-171;
2000
[ROHL02] ROHLEDER, M.: Simulation rückfederungsbedingter
Formabweichungen im Produktentstehungsprozess von
Blechformteilen; Dissertation; RWTH Aachen; 2002
10 LITERATURHINWEISE
184
[ROLL04] ROLL, K.: Was ist heute in der Umformsimulation möglich – und was
nicht; In: Kolloquiumsbeitrag Forschung am IFU Stuttgart; Stuttgart;
2004
[ROLL05] ROLL, K.; Lemke, T : Simulation von Rückfederung und
Kompensation was ist heute möglich; In: Umformtechnisches
Kolloquium Hannover; 18 (2005); Seite 249-265 ; Hannover; 2005
[ROLL06] ROLL, K.; LORENZ, D.; FAUST, A.: Herausforderungen bei der
Simulation hochfester Stähle in Prozessketten; In: Robuste verkürzte
Prozessketten für flächige Leichtbauteile; Meisenbach GmbH; Seite
17-26; 2006
[SADA03] SADAGOPAN, S; URBAN, D.: Formability Characterization of a new
generation of high strength steels; In: AIAI/DOE Technology
Roadmap Program (2003); Seite 34-46; 2003
[SCHI04] SCHILLINGER, R.; LANZERATH, H.: Aspekte bei der Crashberechnung
von Karosseriestrukturen mit neuen Werkstoffen; In: VDI-Berichte;
VDI-Verlag; Band 1846 (2004); Seite 879-898; Düsseldorf
[SCHM04] SCHMIDT-JÜRGENSEN, R.: Eigenschaften von Feinblechgüten und ihre
Auswirkungen auf die Rückfederung nach dem Umformprozess; In:
EFB-Tagungsband; Band 24 (2004); Seite 5.1-5.8 ; 2004
[SCHM96] SCHMOECKEL, D.; SITZMANN, B.; STRICKER, N.: Entwicklung und
Erprobung eines Prozeßsimulationsmodells zur
verfahrensspezifischen CAD-Stufenfolgeplanung beim
Walzprofilieren; In: Forschung für die Praxis; Projekt der
Studiengesellschaft Stahlanwendung; Verlag und
Vertriebsgesellschaft; Band P 219 (1996); Seite 1-50; Düsseldorf;
1996
10 LITERATURHINWEISE
185
[SSAB00]
LUNDH ET AL. (SWEDISH STEEL AB): Handbuch zur Bearbeitung von
Stahlblechen – Trennen und Umformen; Verlag n.n.; Borlänge; 2000
[STAE03] STAEVES, J.; PFESTORF, M.: Einsatz höherfester Stähle im
Automobilbau; In: Umformtechnisches Kolloquium Darmstadt; Seite
51-61; Darmstadt; 2003
[STAR01] STARK-SEUKEN, D.: Ermittlung und Beschreibung der Fließkurven von
Karosseriewerkstoffen bei hohen Dehnraten; Dissertation; RWTH
Aachen, 2001
[STEI98] STEINBUCH, R.: Finite Elemente – Ein Einstieg; 1. Auflage; Springer
Verlag; Berlin; 1998
[STRE06] STRETZ, S.: Neue Werkstoff- und Fahrzeugkonzepte in der
Rohbaukarosserie; In: Internationaler Rohbau-Expertenkreis;
Leipzig; 2006
[STRI95] STRICKER, N.: Entwicklung eines Technologieprozessors für die
Stufenfolgenplanung beim Walzprofilieren; Dissertation; TH
Darmstadt; 1995
[SUGI00a] SUGIMOTO, K.; IIDA, T.; SAHAGUCHI, J.; KASHIMA, T.: Retained Austenite
Characteristics and tensile Properties in TRIP Type Bainitic Sheet
Steel; In: ISIJ International; Band 40 (2000), Heft 9; Seite 902-908;
2000
[SUGI00b] SUGIMOTO, K.; SAKAGUCHI, J.; IIDA, T.; KASHIMA, T.: Stretch-
flangeability of a High-strength TRIP Type Bainitic Sheet Steel; In:
ISIJ International; Band 40 (2000), Heft 9; Seite 920-926; 2000
10 LITERATURHINWEISE
186
[SUGI02] SUGIMOTO, K.; NAKANO, K.; SONG, S.-M.; KASHIMA, T.: Retained
Austenite Characteristics and Stretch-flangeability of High-strength
Low-alloy TRIP Type Bianitic Sheet Steels; In: ISIJ International;
Band 42 (2002), Heft 4; Seite 450-455; 2002
[SUKMO01] SUKMOO, H.; SEUNGYOON, L.; NAKSOO, K.: A parametric study on
forming length in roll forming; In: Journal of Materials Processing
Technology; Band 113; Seite 774-778; 2001
[SWIF52] SWIFT, H.: Plastic Instability under plane stress; In: Journal of the
Mechanics and Physics of Solids; Pergamon Press Ltd.; Band 1;
Seite 1-18; London 1952
[THOM01] THOMAS, S.: Konstitutive Gleichungen und numerische Verfahren zur
Beschreibung von Verformungen und Schädigung; Dissertation; TU
Darmstadt; 2001
[TÖLK70] TÖLKE, K.-D.: Unerwünschte Verformungen und Profilkrümmungen
beim Walzprofilieren; Dissertation; TU Hannover; 1970
[TÖNS95] TÖNSHOFF, K.-D.; Wobker H.-G.; Oberbeck I.: Zerstörungsfreie
Werkstoffprüfung im Umformprozess; In: Blech, Rohre, Profile; Band
42 (1995), Heft 10; Seite 615-618; 1995
[TRES64] TRESCA, H.: Mémoire sur l`Ecoulement des Corps Solides Soumis
des Fortes Pressions; Verlag; Paris 1864
[VDI2616] VDI/VDE-RICHTLINIE 2616; Härteprüfung an metallischen
Werkstoffen; Verein Deutscher Ingenieure; Düsseldorf; 2002
[VOCE48] VOCE, E.: Relationship between Stress and Strain for homogeneous
Deformation; In: Journal Inst. Metal 74 (1948); Seite 537-562; 1948
10 LITERATURHINWEISE
187
[VOEH03] VÖHRINGER, K.-D., WEBER, T.: Innovative Produktionstechnologien für
globale Märkte; In: Umformtechnisches Kolloquium Darmstadt; 8
(2003); Seite 1-14; 2003
[VOEH99a] VÖHRINGER, K.-D.: Vorlesungsskript Blechverarbeitung in der
Automobilindustrie; Institut für Produktionstechnik und
Umformmaschinen; Technische Universität Darmstadt; Darmstadt;
1999
[VOEH99b] VÖHRINGER, K.-D.: Metal Forming – A Key Technology for Automobile
Production; In: International Conference on Technology of Plasticity;
Springer Verlag; 6, Band I (1999); Seite 3-12; Berlin, Heidelberg,
New York;1999
[VOLL01]
VOLLRATH, K.: Leichtbau-Offensive beim Automobilbau; In: Blech-
Rohre-Profile; 2001
[WEIM66] WEIMAR, G.: Längsdehnungen und Verwerfungen beim
Bandprofilwalzen; Dissertation; TU Hannover; 1966
[WEIN06] WEINBERG, K.: Vorlesungsskript Zur Methode der finiten Elemente in
der Mechanik; Institut für Mechanik; TU Berlin; 2007
[WOES05]
WOESTMANN, H.: Moderne Stahlfeinbleche für den Automobilbau –
Aktueller Stand und Ausblick in die Zukunft; In:
Erfahrungsaustauschgruppe PZS-Werkzeuge; ThyssenKrupp Stahl
AG; 2005
[WURM07] WURM, A.: Ermittlung umformtechnischer Verfahrensgrenzen und
Potentialbewertung neuer hochfester Karosseriestähle; Dissertation;
TU Freiberg; 2007
10 LITERATURHINWEISE
188
[YOKO95] YOKOI, T; KAWASAHI K.; TAKAHASHI M. KOYAMA K.; MIZUI M.: Fatigue
properties of high strength steels containing retained austenite; In:
JSAE Review; Band 17 (1996), Heft 2; Seite 210-212; 1996
[ZIEN77] ZIENKEWICZ, O.: The Finite Element Method; 3.Auflage; McGraw-Hill
Verlag; London; 1977
[ZWAA02] ZWAAG, S.; ZHAO, L; KRUIJVER, S.; SIETSMA, J.: Thermal and
Mechanical Stability of Retained Austenite in Aluminium-containig
Multiphase TRIP Steels; In: ISIJ International; Band 42 (2002), Heft
12; Seite 1565-1570; 2002
11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS
189
11 Abbildungs- und Tabellenverzeichnis Abbildung 1-1 Entwicklung der Fahrzeuggewichte bei BMW [LÜDK04] ............................................................................... 4 Abbildung 1-2 Gewichtsanteile der Fahrzeugkomponenten am Beispiel Mercedes-Benz S-Klasse [STRE06] ................... 5 Abbildung 2-1 Einordnung der Fertigungsverfahren [DIN8582, DIN8584, DIN8586] ............................................................ 8 Abbildung 2-2 Werkzeugaufbau 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 ZTU-
Diagramm [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
11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS
190
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
11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS
191
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: MSC-
Software) .................................................................................................................................................... 147 Abbildung 7-33 Berechnung der Knotendehnungen in LS-DYNA für BELYTSCHKO-Schalenelemente (Informationen: MSC-
Software) .................................................................................................................................................... 148
11 ABBILDUNGS- UND TABELLENVERZEICHNIS
192
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
12 ANHANG
193
12 Anhang
Anhang 1 Probengeometrie Flachzugversuch mit ungekerbter und gekerbter Probe
// 0 , 1 A
120 ± 0.5
250 ± 1
Rz 6,3
20 ±
0.2
30 ±
0.2
R20
A
// 0 , 1 A
120 ± 0.5
250 ± 1
Rz 6,3
20 ±
0.2
30 ±
0.2
R20
A
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
12 ANHANG
194
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
Polierparameter: Korndurchmesser
[µm] Zeit [min] Anpresskraft [N] U/min
6 4 70 150
3 4 70 150
1 4 70 150
12 ANHANG
195
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
12 ANHANG
196
Anhang 6 Fotogrammetrische Vermessung der Versuchsbauteile Längsträger
ZE 340
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
TRIP 700
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
DP 800
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
PM 1000
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
PM 800
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Abweichung [mm]
2,01,51,00,5
0-0,5-1,0-1,5-2,0
Fotogrammetrische Bauteilvermessung
• Fehlfarbendarstellung: Abweichung zur Sollgeometrie
• Teile hergestellt mit optimierter Rollensatzeinstellung (Methode) für TRIP700
Referenz
12 ANHANG
197
Anhang 7 Extrapolationsverfahren für Fließkurven 11
HOLLOMON Hn
wHW k εσ =
Wσ wahre Spannung
wε log. plastische Dehnung
kh Koeffizient
nH Verfestigungsexponent
LUDWIK (allgemeine Form) [LUDWIK03] 1
0nwlW k εσσ +=
kl werkstoffabhängige Konstante
Wσ wahre Spannung
0σ )( 00 == plεσσ
wε log. plastische Dehnung
nl Verfestigungsexponent
GOSH
( ) DnCBf
K −+= )( ϕϕ
B, C Approximationskonstanten
φ log. Formänderung
n Verfestigungsexponent
D Sättigungsspannung
11 Die verwendeten Formelzeichnen sind direkt beschrieben und werden nicht im Symbolverzeichnis
geführt. Es wurden jeweils die originären Formelzeichen und Indizes der Autoren verwendet
12 ANHANG
198
VOCE [VOCE48]
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ −−+=
v
wssW k
εσσσσ exp)( 0
sσ Sättigungsspannung
0σ Fließgrenze
vk Fließspannung
Wσ wahre Spannung
0σ )( 00 == plεσσ
wε log. plastische Dehnung
SWIFT/KUPROWSKI [SWIFT52]
( ) nCBf
K )( ϕϕ +=
B, C Approximationskonstanten
φ log. Formänderung
n Verfestigungsexponent
HOCKET/SHERBY
( ) )exp()( nDCBBf
K ϕϕ −−=
B, C Approximationskonstanten
φ logarithmische Formänderung
n Verfestigungsexponent
D Sättigungsspannung
SWFT-HOCKET/SHERBY APPROXIMATION
})({})(){(ppla
jssm
pl eC εσσσαεεασ −−−++−= 01
α Relation zw. Swift und HOCKET/SERBY
0=α entspricht dem Ansatz nach SWIFT/KUPROVSKI
1=α entspricht dem Ansatz nach HOCKET/SHERBY
12 ANHANG
199
Anhang 8 Fließkriterium nach HILL und BARLAT (anisotrope Modelle)
Anisotropiemodellierung in MSC.MARC:
Fließkriterium nach HILL: [HILL50]
( ) ( ) ( )+
⎜⎜
⎝
⎛ −+−+−=
2
23
22
21 yxxzzy
v
aaa σσσσσσσ
fxyyzzx k
aaa=
⎟⎟
⎠
⎞++212
62
52
4
2333
/τττ
vσ Vergleichsspannung nach HILL
fk Fließspannung
a1…a6 Anisotropiekoeffizienten nach HILL
Fließkriterium nach BARLAT: [BARLAT91]
Definition der Fließfunktion im 3-achsigen Spannungszustand:
mf
mmmkSSSSSSf 2133221 =−+−+−=
⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
−−−
−−−
−−−
=
3
3
3
2345
431
6
5623
)()(
)()(
)()(
zzyyxxzzzyzx
zyyyxxzzyy
xy
zxxyxxzzyyxx
i
CCCC
CCC
C
CCCC
S
σσσσσσ
σσσσσ
σ
σσσσσσ
3,2,1iS = 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
12 ANHANG
200
Anhang 9 Simulierte Eigenspannungszustände im V-Gesenkbiegeversuch (Simulation mit MARC Elementtyp 7 und 5 Elementen in Blechdickenrichtung)
ZSTE 340 – 60°– 2mm ZSTE 340 – 60°– 4mm
ZSTE 340 – 60°– 6mm ZSTE 340 – 60°– 8mm
ZSTE 340 – 90°– 2mm ZSTE 340 – 90°– 4mm
ZSTE 340 – 90°– 6mm ZSTE 340 – 90°– 8mm
289-163-12714625-64σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
289-163-12714625-64σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
178-127-51154-6-120σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
178-127-51154-6-120σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
158-89-1041646-122σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
158-89-1041646-122σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
140-79-12017356-82σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
140-79-12017356-82σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
199-2439286-17-85σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
199-2439286-17-85σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
163-98-63925-70σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
163-98-63925-70σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
129-69-648024-51σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
129-69-648024-51σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
118-65-859434-68σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
118-65-859434-68σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
-64
25
146
-127
-163
289
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-64
25
146
-127
-163
289
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-120
-6
154
-51
-127
178
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-120
-6
154
-51
-127
178
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-122
6
164
-104
-89
158
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-122
6
164
-104
-89
158
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-82
56
173
-120
-79
140
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-82
56
173
-120
-79
140
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-85
-17
86
92
-243
199
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-85
-17
86
92
-243
199
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-70
5
92
-63
-98
163
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-70
5
92
-63
-98
163
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-51
24
80
-64
-69
129
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-51
24
80
-64
-69
129
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-68
34
94
-85
-65
118
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-68
34
94
-85
-65
118
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
12 ANHANG
201
TRIP 700 – 60°– 2mm TRIP 700 – 60°– 4mm
TRIP 700 – 60°– 6mm TRIP 700 – 60°– 8mm
TRIP 700 – 90°– 2mm TRIP 700 – 90°– 4mm
TRIP 700 – 90°– 6mm TRIP 700 – 90°– 8mm
439-281-11816336-59σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
439-281-11816336-59σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
307-215-96272-13-210σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
307-215-96272-13-210σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
275-150-19729510-212σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
275-150-19729510-212σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
250-136-22531297-144σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
250-136-22531297-144σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
346-413148151-28-147σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
346-413148151-28-147σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
277-163-1071576-125σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Position [mm]
277-163-1071576-125σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Position [mm]
220-115-11113037-91σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Position [mm]
220-115-11113037-91σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Position [mm]
206-108-15116155-121σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
206-108-15116155-121σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
-59
36
163
-118
-281
439
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-59
36
163
-118
-281
439
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-210
-13
272
-96
-215
307
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-210
-13
272
-96
-215
307
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-212
10
295
-197
-150
275
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-212
10
295
-197
-150
275
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-144
97
312
-225
-136
250
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-144
97
312
-225
-136
250
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-147
-28
151
148
-413
346
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-147
-28
151
148
-413
346
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-125
6
157
-107
-163
277
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-125
6
157
-107
-163
277
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-91
37
130
-111
-115
220
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-91
37
130
-111
-115
220
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-121
55
161
-151
-108
206
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-121
55
161
-151
-108
206
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
12 ANHANG
202
DP 800 – 60°– 2mm
608-323-30428979-99σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
608-323-30428979-99σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
352-241-125312-8-240σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
352-241-125312-8-240σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
DP 800 – 60°– 4mm
DP 800 – 60°– 6mm DP 800 – 60°– 8mm
DP 800 – 90°– 2mm DP 800 – 90°– 4mm
336-175-14618334-122σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
336-175-14618334-122σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
DP 800 – 90°– 6mm
254-133-12616046-104σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
254-133-12616046-104σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
DP 800 – 90°– 8mm
318-177-21432716-241σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
318-177-21432716-241σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
284-154-253342119-158σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
284-154-253342119-158σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
424-474193134-24-169σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
424-474193134-24-169σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
235-123-16917664-145σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
235-123-16917664-145σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
-241
16
327
-214
-177318
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-241
16
327
-214
-177318
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-99
79
289
-304
-323
608
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-99
79
289
-304
-323
608
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-240
-8
312
-125
-241
352
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-240
-8
312
-125
-241
352
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-158
119
342
-253
-154
284
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-158
119
342
-253
-154
284
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-169
-24
134
193
-474424
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-169
-24
134
193
-474424
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-122
34
183
-146
-175
336
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-122
34
183
-146
-175
336
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-104
46
160
-126
-133
254
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-104
46
160
-126
-133
254
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-145
64
176
-169
-123
235
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-145
64
176
-169
-123
235
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
12 ANHANG
203
PM 800 – 60°– 2mm PM 800 – 60°– 4mm
PM 800 – 60°– 6mm PM 800 – 60°– 8mm
PM 800 – 90°– 2mm PM 800 – 90°– 4mm
PM 800 – 90°– 6mm PM 800 – 90°– 8mm
381-548299173-59-200σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
381-548299173-59-200σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
394-272-139357-22-265σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
394-272-139357-22-265σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
367-201-2744059-281σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
367-201-2744059-281σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
332-186-307423120-199σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
332-186-307423120-199σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
405-478163182-32-174σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
405-478163182-32-174σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
358-199-115217-40-206σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
358-199-115217-40-206σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
328-154-26832833-226s [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
328-154-26832833-226s [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
277-127-19819161-163s [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
277-127-19819161-163s [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
-200
-59
173
299
-548
381
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-200
-59
173
299
-548
381
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-265
-22
357
-139
-272
394
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-265
-22
357
-139
-272
394
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-281
9
405
-274
-201
367
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-281
9
405
-274
-201
367
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-199
120
423
-307
-186
332
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-199
120
423
-307
-186
332
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-174
-32
182
163
-478
405
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-174
-32
182
163
-478
405
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-206
-40
217
-115
-199
358
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-206
-40
217
-115
-199
358
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-226
33
328
-268
-154
328
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-226
33
328
-268
-154
328
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-163
61
191
-198
-127
277
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-163
61
191
-198
-127
277
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
12 ANHANG
204
PM 1000 – 60°– 2mm PM 1000 – 60°– 4mm
PM 1000 – 60°– 6mm PM 1000 – 60°– 8mm
PM 1000 – 90°– 2mm PM 1000 – 90°– 4mm
PM 1000 – 90°– 6mm PM 1000 – 90°– 8mm
452-672424188-83-250σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
452-672424188-83-250σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
491-336-182445-23-332σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
491-336-182445-23-332σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
451-242-34850313-347σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
451-242-34850313-347σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
425-211-403515150-244σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
425-211-403515150-244σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
474-675363211-71-242σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
474-675363211-71-242σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
448-243-147271-48-264σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
448-243-147271-48-264σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
305-137-2171811-182σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
305-137-2171811-182σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
338-153-24323272-203σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
338-153-24323272-203σ [MPa]
1,351,080,810,540,270,00Pos. [mm]
-250
-83
188
424
-672
452
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-250
-83
188
424
-672
452
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-332
-23
445
-182
-336
491
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-332
-23
445
-182
-336
491
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-347
13
503
-348
-242
451
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-347
13
503
-348
-242
451
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-244
150
515
-403
-211
425
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-244
150
515
-403
-211
425
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-242
-71
211
363
-675
474
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-242
-71
211
363
-675
474
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-264
-48
271
-147
-243
448
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-264
-48
271
-147
-243
448
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-182
1
181
-217
-137
305
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-182
1
181
-217
-137
305
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-203
72
232
-243
-153
338
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
-203
72
232
-243
-153
338
0,00
0,27
0,54
0,81
1,08
1,35
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800
Biegeeigenspannung [MPa]
Posi
tion
quer
zur
B
lech
dick
enric
htun
g [m
m]
σ
12 ANHANG
205
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:
x11 = Anzahl der post-codes (24)
x12 = Anzahl der Knoten (4104)
x13 = Anzahl der Elemente (1950)
=beg=50200 (Analysis Verification Data)
=end=000043711872000052
110731209831950410424
=beg=50200 (Analysis Verification Data)
=end=000043711872000052
110731209831950410424
000043711872000052
110731209831950410424
=beg=50600 (Element variable postcodes)1
2
3
…
…
….
99
=end=
Equivalente plastische Dehnung27
Spannungstensor11 – 16
Dehnungstensor für idealplastisches Fließverhalten, Tensorfür Dehnungsgeschwindigkeiten
1 - 6
BeschreibungCode
Equivalente plastische Dehnung27
Spannungstensor11 – 16
Dehnungstensor für idealplastisches Fließverhalten, Tensorfür Dehnungsgeschwindigkeiten
1 - 6
BeschreibungCode
N8N7N6N5N4
N3N2N1NNODMXITYPEJ
6605845
59573872
4585623
57551871
=beg=50700 (Element Connectivities)
N8N7N6N5N4
N3N2N1NNODMXITYPEJ
6605845
59573872
4585623
57551871
=beg=50700 (Element Connectivities)
J = Element NummerIYPE = Element TypNNODMX = Maximale Anzahl an Knoten pro ElementN1…N8 = Anordnung der Knoten die das Element bilden
Element 1
Element 2
12 ANHANG
206
Knotenkoordinaten und Knotenverschiebungen im .t19-file:
NID = KnotennummerX- COORD = globale X- Koordinate des KnotensY- COORD = globale Y- Koordinate des KnotensZ- COORD = globale Z- Koordinate des Knotens
…………
Z- COORDY- COORDX- COORDNID
- 0.222439E+030.323883E+030.257155E+032
- 0.222439E+030.322383E+030.257155E+031
…………
Z- COORDY- COORDX- COORDNID
- 0.222439E+030.323883E+030.257155E+032
- 0.222439E+030.322383E+030.257155E+031
=beg=50800 (Nodal Coordinates)
Recommended