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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]



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].


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:


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


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.


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]


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


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


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


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).


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


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


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].


19

0%

25%

50%

75%

100%

C-Klasse BR203(Markteinführung 2000)


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


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).


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


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


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


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.


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].


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


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


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


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


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.


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


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


33

(siehe Abbildung 2-12).

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%



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


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)


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


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).


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


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


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


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


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


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.


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


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


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]:


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.


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


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-


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]


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


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.


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


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


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.


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


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


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


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


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


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:


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


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 –


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.


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


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


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


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)


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-


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.


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.


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


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:


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


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:


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


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


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


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


Haup

tform

ände

rung

[-]


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


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


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


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


Haup

tform

ände

rung

φ1 [

-]


Biegeradius 4mm, Winkel 60°

Abbildung 5-18 Einfluss des Werkstoffs (Streckgrenze) auf den Verlauf der Hauptformänderung φ1


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


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.


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


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-


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


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


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


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


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


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


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


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


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.


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


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)


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


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 [

-]


-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 [

-]


-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


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


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


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


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


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


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.


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


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


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


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


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


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


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


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


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



105

ZE340: smax=250 mm

PM1000: smax=200 mm

TRIP700: smax=227 mm

PM800: smax=223 mmDP800: smax=224 mm


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



ZE340: smax=250 mm

PM1000: smax=200 mm




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





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


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


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


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:


108

Einspannbedingungen:

Z - Richtung (Bewegungsrichtung) fest

X - Richtung fest

Y - Richtung fest



X - Richtung fest

Y - Richtung fest

yzx

yzx



X - Richtung fest

Y - Richtung 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.


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.


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


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.


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


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


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


• 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-


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)


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:


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:


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:


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.


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


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


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].


122


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


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).


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


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


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


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


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


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


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).


128


X - Richtung fest

Y - Richtung 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


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:


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


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


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


131

als Funktionsflächen ohne elastische Eigenschaften abgebildet (Starrkörper).

Matrize

• Starrkörper

Blech

• Verformbar


• 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)


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)


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.


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


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


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


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


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


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


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


Blec

hdic

kena

bnah

me

[%]

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

0,340,310,270,240,200,170,140,100,070,030,00


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


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.


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


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


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


140


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


TRIP700 : smax = 237mm

DP800 : smax = 220mmPM800 : smax = 146mm

PM1000 : smax = 103mm



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



141


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


TRIP700 : smax = 250mm


DP800 : smax = 241mm

PM1000 : smax = 210mm


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.


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


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


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



2 Integrationspunkte über der Blechdicke


IP2

IP1

K1

K6



5 Element über der Blechdicke

5 Integrationspunkte über der Blechdicke*

IP2IP3IP1

IP4IP5



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.


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


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):


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)


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


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).


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-


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


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


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


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.


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


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


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


TRIP700 : smax = 220mmDP800 : smax = 121mm



Abbildung 7-39 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im Crash-Komponentenversuch (2,5kJ) mit gemapptem Modell


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



PM1000 : smax = 101mm

Abbildung 7-40 Simulierter Kraft-Weg-Verlauf am Längsträger im im Crash-Komponentenversuch (3,0kJ) mit gemapptem Modell


156


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



PM1000 : smax = 128mm



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



PM1000 : smax = 196mm


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


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)


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.


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:


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.


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


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


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


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.


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


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

]


DP800

0

50

100

150

200

250

300

2,5 kJ 3,0 kJ 3,5 kJ 4,0 kJ

s max

[mm

]


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


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.


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


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


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


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

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=14770U35&LFN=15&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Perona-P





http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=14770U35&LFN=15&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Lombardi-F





http://www.buchkatalog.de/gtw-bin/gtwxml.cgi?opacdb=XMLKOD&uid=27594%2D16102007%2D115042636%2DE05780&intid=CPC2ZBE&ldbname=KNO&a_search=xxx&PU=Wissenschaftsverlag%20Mainz&shorthtm=shortcfg&cfflevel=0&cffcluster=dbindex&resultname=ASSIGN

http://www.buchkatalog.de/gtw-bin/gtwxml.cgi?opacdb=XMLKOD&uid=27594%2D16102007%2D115042636%2DE05780&intid=CPC2ZBE&ldbname=KNO&a_search=xxx&PU=Wissenschaftsverlag%20Mainz&shorthtm=shortcfg&cfflevel=0&cffcluster=dbindex&resultname=ASSIGN

http://www.amazon.de/exec/obidos/search-handle-url/303-6857236-9044223?%5Fencoding=UTF8&search-type=ss&index=books-de&field-author=Gerd%20Hartmann

http://www.amazon.de/exec/obidos/search-handle-url/303-6857236-9044223?%5Fencoding=UTF8&search-type=ss&index=books-de&field-author=Gerd%20Hartmann

http://www.amazon.de/exec/obidos/search-handle-url/303-6857236-9044223?%5Fencoding=UTF8&search-type=ss&index=books-de&field-author=Klaus-Peter%20Imlau

http://www.amazon.de/exec/obidos/search-handle-url/303-6857236-9044223?%5Fencoding=UTF8&search-type=ss&index=books-de&field-author=Klaus-Peter%20Imlau

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=14770U35&LFN=49&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Mguil-S



http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=14770U35&LFN=49&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Pol-P




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


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


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


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


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


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


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


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


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


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

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=10499R35&LFN=43&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Lemke-T

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=10499R35&LFN=49&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Lanzerath-H





http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=10499R35&LFN=60&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Sitzmann-B





http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=10499R35&LFN=60&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Stricker-N






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

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=29199V65&LFN=6&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Pfestorf-M






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

http://www.sciencedirect.com/science/journal/09240136

http://www.sciencedirect.com/science/journal/09240136

http://www.sciencedirect.com/science?_ob=PublicationURL&_tockey=%23TOC%235256%232001%23998869998%23252062%23FLA%23&_cdi=5256&_pubType=J&view=c&_auth=y&_acct=C000050221&_version=1&_urlVersion=0&_userid=10&md5=1c2a4471a585593d6c73864f00805311

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=815Q2027&LFN=33&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Wobker-H-G

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=815Q2027&LFN=33&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Oberbeck-I


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


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

http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=815Q2027&LFN=121&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Zhao-L





http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=815Q2027&LFN=121&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Kruijver-S-O





http://fachinfo01.e.daimlerchrysler.com/zoro/tunnel/FIZ/cgi-bin/websuche?ID=815Q2027&LFN=121&DB=tema&ACTION=Suchen&SUCHART=es&S_AU=Sietsma-J





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


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


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


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......................................................................................................................................................... 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


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


SWIFT/KUPROWSKI [SWIFT52]

( ) nCBf

K )( ϕϕ +=


φ log. Formänderung


HOCKET/SHERBY

( ) )exp()( nDCBBf

K ϕϕ −−=


φ logarithmische Formänderung


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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)

Untersuchungen zur Anwendung hoch- und höchstfester · PDF fileUntersuchungen zur...

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Transcript of Untersuchungen zur Anwendung hoch- und höchstfester · PDF fileUntersuchungen zur...