BEITRÄGE ZUR UMFORMTECHNIK Apostolos Papaioanu Einsatz eines neuartigen Verfahrens zum kombinierten Recken und Tiefziehen von Außenhauptbeplankungen aus Feinblech 81 Herausgeber: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Mathias Liewald MBA Institut für Umformtechnik, Universität Stuttgart Einsatz eines neuartigen Verfahrens zum kombinierten Recken und Tiefziehen von Außenhautbeplankungen aus Feinblech Von der Fakultät Konstruktions-, Produktions- und Fahrzeugtechnik der Universität Stuttgart zur Erlangung der Würde eines Doktor-Ingenieurs (Dr.-Ing.) genehmigte Abhandlung vorgelegt von Apostolos Papaioanu aus Ostfildern Hauptberichter: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Mathias Liewald MBA Mitberichter: Prof. Dr.-Ing. Bernd-Arno Behrens Tag der mündlichen Prüfung: 09.12.2016 Institut für Umformtechnik der Universität Stuttgart 2016 Dipl.-Ing. Apostolos Papaiaonu Institut für Umformtechnik Universität Stuttgart Univ.-Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Mathias Liewald MBA Institut für Umformtechnik Universität Stuttgart D93 ISBN 978-3-946818-06-9 Institut für Umformtechnik Universität Stuttgart Holzgartenstraße 17 70174 Stuttgart www.ifu.uni-stuttgart.de Printed in Germany Geleitwort des Herausgebers I Geleitwort des Herausgebers Die langjährige Buchreihe „Beiträge zur Umformtechnik" enthält Forschungsberichte oder ab- geschlossene Dissertationen, die am Institut für Umformtechnik (IFU) der Universität Stuttgart oder durch eine Zusammenarbeit zwischen dem Institut und einem Unternehmen entstanden sind bzw. um andersartige Abschlussberichte langjähriger Forschungsarbeiten. Umformen ist die gezielte Änderung der Form, der Oberfläche und der Eigenschaften eines metallischen Körpers unter Beibehaltung von Masse und Stoffzusammenhalt. Diese Definition für das Umformen metallischer Körper in Anlehnung an DIN 8580 beschreibt nicht nur die gezielte Änderung der Form, sondern auch die gezielte Änderung der Oberfläche und der Eigenschaften des Produktes durch den Umformvorgang. Die Technik des Umformens befasst sich daher mit einer möglichst guten Vorausbestimmbarkeit von finalen Produkteigen- schaften, wobei die mathematische Beschreibung und die Modellbildung des Umformprozesses eine grundlegende Voraussetzung für die numerische Simulation mithilfe der Methode der Fi- niten Elemente (FEM) liefert. Oftmals geht die intuitive, auf aktuellen Grundlagenerkenntnissen basierende Forschung in der Umformtechnik zusammen mit einer experimentellen Herangehensweise an neue Fragestellun- gen einher. Die dabei erzielten Forschungsergebnisse dienen dem allgemeinen Wissenserwerb und dem Grundlagenverständnis von werkstofflichen und verfahrensspezifischen Phänomenen und sind somit nicht nur für Wissenschaftler, sondern auch für die in der Praxis stehenden In- genieure von grundsätzlicher Bedeutung. Stets kürzere Entwicklungszeiten für neue Produkte der Umformtechnik einerseits und verän- derte Wertschöpfungsketten, die Dynamik von Märkten, neue Technologien sowie veränderte Randbedingungen, wie z. B. Leichtbaubestrebungen und Initiativen im Sinne von Industrie 4.0, erfordern heute eine besondere Intensivierung der anwendungstechnisch ausgerichteten For- schung und Entwicklung auf diesen Gebieten. Moderne Forschungsstellen sind in beide Pro- zesse eingebunden: zum einen in die Grundlagenforschung mit Blick auf Werkstoffe, Verfahren und Maschinen der Umformtechnik und zum anderen in vorwettbewerbliche bzw. stark anwen- dungsorientierte Prozesse der Lösungsfindung. Ziel und Motivation für die Herausgabe dieser Berichte ist daher die Publikation solcher teils grundlagenorientierter, teils recht praxisorientierter Forschungs- und Entwicklungsarbeiten, die an meinem Institut entstehen. Ein weiteres Ziel dieser Buchreihe ist das Bereitstellen einer fun- dierten Basis für weiterführende wissenschaftliche Arbeiten auf internationalem Niveau. Mathias Liewald II Danksagung Danksagung Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Umformtechnik der Universität Stuttgart. Dem Direktor des Instituts für Umformtechnik, Herrn Univ.-Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Mathias Liewald MBA, danke ich für die Möglichkeit zur Promotion und das mir entgegengebrachte Vertrauen. Seine Förderung und Unterstützung bei meiner Forschungsarbeit sowie vielfältige wissenschaftliche Anregungen und wertvolle fachliche Diskussionen, haben meine wissen- schaftliche Arbeit wesentlich geprägt. Herrn Univ.-Prof. Dr.-Ing. Bernd-Arno Behrens, Direktor des Instituts für Umformtechnik und Umformmaschinen der Leibniz Universität Hannover, danke ich für die Durchsicht der Arbeit und die Übernahme des Mitberichtes. Herrn Dr-Ing. Dejan Schuster und Herrn Dr.-Ing. Ralf Schleich danke ich für die wissenschaft- liche Unterstützung. Herrn Dipl.-Ing. Christian Held danke ich für die interessanten und hilf- reichen fachlichen Diskussionen, sowie für seine Unterstützung bei zahlreichen Problemstel- lungen. Bedanken möchte ich mich auch bei allen Mitarbeitern des Instituts für Umformtechnik, die durch ihre Unterstützung zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen haben. Insbesondere möchte ich mich hierbei bei Herrn Dr.-Ing. Levente Kertesz und Herrn Dipl.-Ing. Kim Riedmüller für die wertvollen Hinweise sowie für deren moralische Unterstützung bei der Erstellung dieser Arbeit danken. Herrn Prof. Dr.-Ing. Stefan Wagner danke ich für seine Unterstützung während meiner Tätigkeit am IFU. Dem technischen Personal des IFU danke ich für die zahlreichen Hinweise bei der Entwicklung von Versuchseinrichtungen sowie für deren Anfertigung. Herrn Werner Siegel danke ich für die uneingeschränkte Unterstützung bei der Durchführung von experimentellen Arbeiten. Ich danke auch allen Studentinnen und Studenten, die mich bei der Durchführung dieser Arbeit unterstützt haben. Mein besonderer Dank gilt hierbei Frau Dipl.-Ing. Heike Schatton sowie Herrn Dipl.-Ing. Daniel Benignus. Bei Herrn Martin Theiß und der Firma ESI GmbH möchte ich mich für den wertvollen Support sowie für die Unterstützung bei Problemstellungen zum Thema Umformsimulation bedanken. Teile der im Rahmen der vorliegenden Arbeit durchgeführten Untersuchungen wurden mit den Mitteln der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) und der Baden-Württemberg Stiftung gefördert. Für die finanzielle Förderung möchte ich mich an dieser Stelle bedanken. Herrn Kimikazu Aida und Herrn Klaus Rothenhagen bin ich in besonderem Maße für den mir eingeräumten Freiraum beim Verfassen der Arbeit dankbar. Abschließend danke ich meiner Familie und meinen Freunden für ihr Verständnis, die notwen- dige Ruhe und moralische Unterstützung während der Erstellung dieser Arbeit. Insbesondere bin ich meinen Eltern und meinem Bruder für die Unterstützung während meines Studiums und meiner Promotion dankbar. Danksagung III Meiner Ehefrau Nadine und meiner Tochter Melina gilt mein ganz besonderer Dank. Mit ihrem Verständnis, ihrer unendlichen Geduld und ihrem permanenten Zuspruch haben sie im Wesent- lichen zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen. Ihnen ist diese Arbeit gewidmet. Deizisau, Dezember 2016 Apostolos Papaioanu IV Inhaltsverzeichnis Inhaltsverzeichnis Geleitwort des Herausgebers ....................................................................................................... I Danksagung ................................................................................................................................ II Inhaltsverzeichnis ..................................................................................................................... IV Formelzeichen und Abkürzungen ........................................................................................... VII Kurzfassung ........................................................................................................................... XIII Abstract ................................................................................................................................. XIV 1 Einleitung ............................................................................................................................ 1 2 Stand der Technik ............................................................................................................... 2 2.1 Allgemeines ............................................................................................................... 2 2.1.1 Definition der Umformtechnik und wirtschaftliche Bedeutung ................... 2 2.1.2 Einteilung der Umformverfahren .................................................................. 2 2.1.3 Streckziehen – Definition und Prozesseigenschaften ................................... 3 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung ............................................................ 4 2.2.1 Metallkundliche Grundlagen......................................................................... 4 2.2.2 Plastomechanische Grundlagen .................................................................... 8 2.2.3 Mechanische Eigenschaften metallischer Werkstoffe ................................ 10 2.2.4 Mechanismen der Festigkeitssteigerung ..................................................... 10 2.2.5 Werkstoffkennwerte und deren Einfluss auf den Streckziehprozess .......... 12 2.2.6 Tribologie in der Blechumformung ............................................................ 16 2.2.7 Finite-Elemente-Methode (FEM) ............................................................... 19 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens ......................................................... 22 2.3.1 Einfaches Streckziehen ............................................................................... 22 2.3.2 Tangentiales Streckziehen........................................................................... 23 2.3.3 Streckziehen mit Gegenwerkzeug ............................................................... 24 2.3.4 Weitere Verfahrensvarianten des Streckziehens ......................................... 25 2.3.5 Segmentiertes Streckziehen ........................................................................ 32 2.4 SCS Streck- und Tiefziehen ..................................................................................... 33 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile ......................... 35 2.5.1 Beulsteifigkeit von Außenhautbeplankungen ............................................. 35 2.5.2 Beulfestigkeit von Außenhautbeplankungen .............................................. 38 2.5.3 Prüfung des Beulverhaltens von Außenhautbeplankungen ........................ 43 2.5.4 Forminstabilität von Blechen unter globalem Zug ..................................... 45 Inhaltsverzeichnis V 3 Voruntersuchungen ........................................................................................................... 47 3.1 Analyse des aktuellen technischen Stands der SCS-Technologie ........................... 47 3.1.1 Einfluss der Formelementegeometrie auf den Umformprozess .................. 47 3.1.2 Verfahrensgrenzen der SCS-Technologie ................................................... 53 3.1.3 Experimenteller Nachweis der Funktion .................................................... 55 3.1.4 Seriennahes Werkzeug auf Basis der SCS-Technologie............................. 57 3.1.5 Bewertung des Materialnutzungsgrades ..................................................... 60 3.2 Bauteilanalyse und Fehlerdiagnose ......................................................................... 61 4 Motivation und Zielsetzung der Arbeit ............................................................................. 63 4.1 Motivation ................................................................................................................ 63 4.2 Zielsetzung der Arbeit ............................................................................................. 64 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie ........................... 65 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien .................................... 65 5.1.1 Modelle zur Beschreibung von Biege- und Reibungsvorgängen................ 65 5.1.2 Prüfstände zur Ermittlung von Biege- und Reibungskenngrößen .............. 66 5.1.3 Neuer Laborprüfstand zur Messung der Biege- und Reibungskräfte ......... 70 5.2 Untersuchung und Bewertung der Oberflächentopographie ................................... 78 5.2.1 Vorauswahl geeigneter Beschichtungen ..................................................... 79 5.2.2 Charakterisierung der Oberflächentopographie .......................................... 80 5.2.3 Ermittlung druckabhängiger Reibungszahlen ............................................. 83 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges ...................................... 85 5.3.1 Einfluss geometrischer und tribologischer Parameter ................................ 87 5.3.2 Simulation des Umformprozesses und Validierung ................................... 92 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen ............................. 93 5.4.1 Ebenes Recken von Aluminiumplatinen ..................................................... 94 5.4.2 Simulation des Umformprozesses und Validierung ................................... 96 5.4.3 Einfluss der natürlichen Alterung des verwendeten Blechwerkstoffs ........ 97 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien .............. 101 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung ................................... 101 6.1.1 FEM-basierte Optimierung des bestehenden Werkzeugkonzeptes ........... 101 6.1.2 Werkzeugneukonstruktion und Inbetriebnahme ....................................... 106 6.1.3 Herstellung von Bauteilen im Laborbetrieb .............................................. 109 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung ........................................ 111 VI Inhaltsverzeichnis 6.2.1 FEM-basierte Werkzeugentwicklung ....................................................... 111 6.2.2 Werkzeugkonstruktion und Inbetriebnahme ............................................. 116 6.2.3 Herstellung von Bauteilen im Laborbetrieb .............................................. 118 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften ..................................................................... 120 6.3.1 Betrachtung der Formänderungsverteilung ............................................... 120 6.3.2 Ermittlung der Rückfederung und der Formabweichung ......................... 122 6.3.3 Bewertung der mechanischen Bauteileigenschaften ................................. 131 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses ....................................................... 143 6.4.1 Experimentelle Erfassung der Prozessgrößen ........................................... 144 6.4.2 Vergleich des SCS-Prozesses mit dem konventionellen Tiefziehen ........ 146 6.5 Einflussgrößen auf die Reproduzierbarkeit des Prozesses .................................... 150 7 Technologischer Ansatz zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses ........................ 153 7.1 Auswahl eines Demonstratorbauteils .................................................................... 153 7.2 Entwicklung eines Konzeptes zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses ...... 154 7.3 Praxisversuche und Nachweis der Funktion .......................................................... 155 8 Zusammenfassung und Ausblick .................................................................................... 158 8.1 Zusammenfassung ................................................................................................. 158 8.2 Ausblick ................................................................................................................. 160 9 Anhang ............................................................................................................................ 161 9.1 Einfluss der Formelementespalte auf den SCS-Prozess ........................................ 161 9.2 Realisiertes SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung ................ 162 9.3 Simulationsmodell des Demonstratorbauteils ....................................................... 163 10 Literaturverzeichnis ......................................................................................................... 164 11 Curriculum Vitae ............................................................................................................. 177 Formelzeichen und Abkürzungen VII Formelzeichen und Abkürzungen Lateinische Symbole Formelzeichen Einheit Beschreibung A [mm²] aktuelle Fläche a, l [mm] aktuelle Länge A0 [mm²] Ausgangsfläche a0, l0 [mm] Ausgangslänge A80 [%] Bruchdehnung Ag [%] Gleichmaßdehnung b0 [mm] Ausgangsbreite b1 [mm] Breite nach der Umformung Bel [mm] elastische Beultiefe Bmax [mm] maximale Beultiefe Bpl [mm] plastische Beultiefe C [MPa] werkstoffabhängige Konstante cw [-] Luftwiderstandskoeffizient Dd [J/mm] dynamische Beulfestigkeit dF, dP [N] Änderung der Kraft dH [mm] Durchmesser des Hagelkorns dI [mm] Durchmesser des Indenters dK [mm] Durchmesser der Kugel dl [mm] Änderung der Länge dN [mm] Normalenabweichung Ds [N/mm] statische Beulfestigkeit E [MPa] Elastizitätsmodul e0 [mm] Eckbeschnitt ET [mm] Eingriffstiefe F, P [N] Kraft F1, P1 [N] Kraft in Richtung 1 F2, P2 [N] Kraft in Richtung 2 FB [N] Beulkraft bzw. Biegekraft FB, max [N] maximale Beulkraft FB0,1 [N] Beulkraft zur Erzeugung einer 0,1mm tiefen Beule FBH [N] Blechhalterkraft VIII Formelzeichen und Abkürzungen FG,a, FGf [N] Streifengegenkraft (Formrolle arretiert bzw. feststehend) FG,d, FGl [N] Streifengegenkraft (Formrolle drehbar) FN [N] Normalkraft FR [N] Reibungskraft FRecken [N] Kraftbedarf beim Recken FSB [N] Streifenbiegungskraft FSG, FG [N] Streifengegenkraft FSR [N] Streifenreibungskraft FStößel [N] Stößelkraft FSZ [N] Streifenziehkraft FZ [N] Zugkraft FZ,a, FZf [N] Streifenziehkraft (Formrolle arretiert bzw. feststehend) FZ,d, FZl [N] Streifenziehkraft (Formrolle drehbar) G [MPa] Schubmodul g [m/sec²] Gravitationsbeschleunigung h [mm] aktuelle Höhe h0 [mm] Ausgangshöhe h1 [mm] Höhe nach der Umformung k, K [-] Konstante kf [MPa] Fließspannung kf0 [MPa] Spannung bei Fließbeginn bzw. Fließgrenze l1 [mm] Länge nach der Umformung L1 [mm] Länge entlang Richtung 1 L2 [mm] Länge entlang Richtung 2 m [kg] Masse n [-] Verfestigungsexponent n [min-1] Drehzahl p [MPa] Druck bzw. Flächenpressung q [N/mm²] Flächenlast r [-] senkrechte Anisotropie r0° [-] senkrechte Anisotropie unter 0° zur Walzrichtung r45° [-] senkrechte Anisotropie unter 45° zur Walzrichtung r90° [-] senkrechte Anisotropie unter 90° zur Walzrichtung R, r [mm] Radius R1 [mm] Bauteilkrümmung in Richtung 1 R2 [mm] Bauteilkrümmung in Richtung 2 Formelzeichen und Abkürzungen IX Ra [μm] arithmetischer Mittenrauwert RH [mm] Krümmung in Höhenrichtung Ri [mm] Ziehkantenradius RL [mm] Krümmung in Längsrichtung Rm [MPa] Zugfestigkeit rm [-] mittlere senkrechte Anisotropie Rp0,2 [MPa] Streckgrenze Rz [μm] Rautiefe rZK [mm] Ziehkantenradius s [mm] Weg bzw. aktuelle Blechdicke s0 [mm] Ausgangsblechdicke s1 [mm] Blechdicke nach der Umformung S [N/mm] Bauteilsteifigkeit S1 [mm] Formelementespalt 1 S2 [mm] Formelementespalt 2 S3 [mm] Formelementespalt 3 Sd [J/mm] dynamische Beulsteifigkeit Ss [N/mm] statische Beulsteifigkeit T [sec] Zeit tH [sec] Haltezeit U [mm] Überstand der Platine v [m/sec] Geschwindigkeit vA [m/sec] Auftreffgeschwindigkeit vF [m/sec] Fallgeschwindigkeit W [J] Arbeit w [mm] Streifenbreite WB [J] Beulenergie WBH [J] durch den Blechhalter geleistete Arbeit Wkin [J] kinetische Energie Wkonv. TZ [J] beim konventionellen Tiefziehen geleistete Arbeit WSCS [J] beim SCS-Prozess geleistete Arbeit Z [%] Brucheinschnürung Δa [mm] Längendifferenz ΔFa [N] Kraftdifferenz (Formrolle arretiert bzw. feststehend) ΔFd [N] Kraftdifferenz (Formrolle drehbar) Δh [mm] Höhendifferenz X Formelzeichen und Abkürzungen Δl [mm] Längendifferenz Δr [-] ebene Anisotropie Δt [sec] Zeitdifferent Griechische Symbole Formelzeichen Einheit Beschreibung dθ [°] Winkeländerung α, γ, θ [°] Winkel γ [-] Schiebung ε [%] Dehnung ε . [sec-1] Dehnrate ε1, e1 [%] 1. Hauptdehnung ε2, e2 [%] 2. Hauptdehnung εB [%] Bruchdehnung εgl [%] Gleichmaßdehnung εl [%] Dehnung in Längenrichtung η [Nsec/m²] dynamische Viskosität θ [°C] Temperatur θA [°C] Auslagerungstemperatur λ [-] „oil-canning“ Faktor μ [-] Reibungszahl μZK [-] Reibungszahl an der Ziehkante ν [-] Querkontraktionszahl ρ [kg/m³] Dichte ρH [kg/m³] Dichte des Hagelkorns (Eis) ρK [kg/m³] Dichte des Kugelwerkstoffs ρL [kg/m³] Dichte der Luft σ [MPa] Spannung σ0 [MPa] Eingangszugspannung σ1 [MPa] 1. Hauptspannung σ2 [MPa] 2. Hauptspannung σ3 [MPa] 3. Hauptspannung σAB [MPa] Spannungsanteil der Anbiegung σm [MPa] mittlere Normalspannung σmax [MPa] maximale Hauptspannung Formelzeichen und Abkürzungen XI σmin [MPa] minimale Hauptspannung σN [MPa] Normalspannung σRB [MPa] Spannungsanteil der Rückbiegung σSR [MPa] Spannungsanteil der Seilreibung σv [MPa] Vergleichsspannung σZ [MPa] Zugspannung τ [MPa] Schubspannung τR [MPa] Reibungsschubspannung φ [-] Umformgrad bzw. Formänderung φ . [sec-1] Formänderungsgeschwindigkeit φ1 [-] Hauptformänderung φ2 [-] Nebenformänderung φb [-] Umformgrad in Breitenrichtung φh [-] Umformgrad in Höhenrichtung φl [-] Umformgrad in Längenrichtung φmax [-] maximale Formänderung φs [-] Umformgrad in Blechdickenrichtung φv [-] Vergleichsformänderung Abkürzungen Abkürzung Beschreibung CAD Computer Aided Design CCD Charge-Coupled Device DIN Deutsches Institut für Normung EN Europäische Norm FEA Finite-Elemente-Analyse FEM Finite-Elemente-Methode G Grenzbereich G1 Geometrievariante 1 G2 Geometrievariante 2 G3 Geometrievariante 3 IFU Institut für Umformtechnik (Stuttgart) IFUM Institut für Umformtechnik und Umformmaschinen (Hannover) ISO International Organization for Standardization KTL Kathodische Tauchlackierung XII Formelzeichen und Abkürzungen MP Messpunkt OEM Original Equipment Manufacturer PKW Personenkraftwagen POM Polyoxymethylen SCS Short-Cycle-Stretchforming UT Unterer Totpunkt WR Walzrichtung WZG Werkzeug Kurzfassung XIII Kurzfassung Vor dem Hintergrund des Klimawandels und der stetig steigenden Nachfrage an Rohstoffen, mit der stets Preissteigerungen einhergehen, sehen sich Automobilhersteller gezwungen, opti- mierte Produktionsprozesse zu entwickeln und ihre Produkte effizienter zu gestalten. Durch entsprechende Leichtbaumaßnahmen streben Automobilhersteller eine Reduzierung der Fahr- zeuggewichte an, sodass die ausgestoßenen CO2-Emissionen minimiert und die Herstellkosten der Fahrzeuge durch die Materialeinsparung gesenkt werden. Im Bereich des Karosseriebaus werden daher vermehrt Mischbauweisen unter Verwendung hoch- und höchstfester Blechgüten eingesetzt und mit klassischen Blechgüten geringerer Blechdicke kombiniert. Diese bilden oft- mals die Außenhaut der Fahrzeuge, wodurch die Qualitätsansprüche und die geforderten me- chanischen Eigenschaften solcher Blechformteile enorm hoch sind. Im Rahmen dieser Arbeit wurde eine neuartige Umformtechnologie untersucht, die trotz ihres einfachen Funktionsprinzips die Herstellung qualitativ hochwertiger Blechformteile mit ver- besserten mechanischen Eigenschaften erlaubt. Durch eine konsequent einfache Werkzeugge- staltung bietet diese sog. Short-Cycle-Stretchforming-Technologie (SCS) deutliche Kostenvor- teile gegenüber den heute bekannten Verfahren zum kombinierten Streck- und Tiefziehen. Hierzu ist die geometrische Auslegung der formgebenden Werkzeuge bzw. der für das Recken maßgebenden Werkzeugelemente von vorrangiger Bedeutung. Die Erfassung prozessbeeinflus- sender Parameter, sowohl geometrischer als auch tribologischer, ist für eine adäquate Ausle- gung dieser Elemente daher erforderlich. Die Auswahl geeigneter Randbedingungen bestimmt maßgeblich die Effizienz dieser Umformtechnologie, sowohl hinsichtlich der erreichbaren Ver- festigung der eingesetzten Blechwerkstoffe, als auch in Bezug auf die mögliche Verbesserung der mechanischen Bauteileigenschaften. Die Ergebnisse entsprechender Grundlagenuntersu- chungen zur Funktionsweise der Technologie konnten erfolgreich auf neue, effizientere Werk- zeuge, auch unter Verwendung von Leichtbauwerkstoffen, übertragen werden. Durch eine ab- schließende energetische Betrachtung des Umformprozesses unter Verwendung der SCS- Technologie konnte schließlich ein weiterer Vorteil gegenüber konventionellen Tiefziehpro- zessen identifiziert werden. Vor dem Hintergrund heutiger Anforderungen an Produktionsprozesse von Karosseriekompo- nenten aus Blechwerkstoffen hinsichtlich Ressourcen- und Umweltschonung kann durch den Einsatz dieser Technologie ein großer Beitrag für die Reduzierung der fertigungsbedingten Emissionen geleistet werden. Dieser Vorteil gegenüber konventionellen Umformverfahren stellt daher eine konkrete Alternative für die Produktion von Blechformteilen moderner Kraft- fahrzeuge dar. XIV Abstract Abstract Against the backdrop of climate change and the increasing demand for raw materials, which affect and increase manufacturing costs, automakers are obliged to develop optimised produc- tion processes and to make their products more efficient. Based on lightweight construction automakers pursuit to reduce vehicles weight, in order to minimise accompanying CO2 emis- sions and reduce production costs by the material saving. Therefore, hybrid car body designs including high-strength and ultra-high-strength sheet grades combined with thin sheet grades for outer skin are used in the field of car body production. These thin outer skin panels are subject to high quality requirements and increased mechanical properties. In this work a novel forming technology with a simple operating mode was investigated, which allows for the production of high quality sheet metal parts with improved mechanical proper- ties. By realising a consistently simple die design, the so-called Short-Cycle-Stretchforming- technology (SCS) provides a cost efficient alternative to currently known processes for a com- bined stretching and deep drawing of sheet metal parts. For this purpose, the geometric design of the forming tools and the elements which provide the pre-stretching of the sheet material, are of primary importance. For an adequate design of these elements, the detection of influenc- ing parameters, both geometrical and tribological ones, is highly required. The selection of spe- cific conditions largely determines the efficiency of this technology, both in terms of achievable work hardening of the sheet material, as well as in relation to the possible improvement of the parts mechanical properties. The results of the basic studies were successfully transferred to new efficient tool designs, even using lightweight sheet metal materials. Within a further study focused on energy aspects of the forming process using the SCS-technology, an additional ad- vantage compared to conventional deep-drawing processes could be identified. Against the backdrop of today's requirements for production processes of car body panels made out of sheet metal material in terms of resource efficiency and environmental protection, the introduced technology achieves a great contribution to the reduction of production-related emis- sions. Therefore, the SCS-technology provides a concrete alternative for the production of sheet metal outer skin parts for modern vehicles. 1 Einleitung 1 1 Einleitung Bei der Herstellung von Blechformteilen aus Feinblech für den Karosseriebau hält der Trend zu immer kleiner werdenden Losgrößen ungebremst an. Dies hängt unmittelbar mit dem kun- dengetriebenen Wunsch individueller Fahrzeuge zusammen, dem Fahrzeughersteller in Form neuer Fahrzeugtypen, meist Nischenfahrzeuge mit geringen Produktionsvolumina, begegnen. Diese zwischenzeitlich stark ausgeprägte Produktdiversifikation verringert zwansgläufig die Losgrößen einzelner Bauteilkomponenten. Gleichzeitig steigt die Anzahl der zur Bauteilhrstel- lung benötigten Umformwerkzeuge an, sodass der Kostendruck für Fahrzeughersteller spürbar größer wird. Dieser wird durch das Bestreben die Lagerungskosten für Blechformteile und da- mit den typgebundenen Invest zu verringern, nochmals verschärft. Ungeachtet dessen steigen die Anforderungen an die Bauteilqualität im Fahrzeugbau hinsicht- lich Design, Oberflächengüte, Formgenauigkeit und Festigkeit zusehends. Insbesonbdere bei großflächigen Außenhautbeplankungen mit geringer Ziehtiefe wird im Mittenbereich der Bau- teile eine lediglich geringe Kaltverfestigung erzielt, welche den gestellten Anforderungen oft- mals nicht genügt [Lan90]. Die zur Herstellung derartiger Blechformteile verwendeten Um- formwerkzeuge sind in ihrer Fertigung zeit- und kostenintensiv, weshalb deren Einsatz erst bei großen Gesamtstückzahlen effiezient und lukrativ erscheint [Bir13]. Für die Herstellung von Blechformteilen mit kleinen Gesamtstückzahlen ist daher der Werk- zeugkostenanteil von entscheidender Bedeutung für eine wirtschaftliche Fertigung. Weiterhin werden für die Fertigung solcher Losgrößen vermehrt kürzere Werkzeugentwicklungs- und in- betriebnahmezeiten gefordert, die aufgrund der anfallenden Tuschierarbeiten am Werkzeug und am Blechhalter heute recht hoch sind. Vor diesem Hintergrund besteht ein Bedarf an neuen Werkzeugtechnologien bzw. neuen Herstellverfahren für eine wirtschaftliche Fertigung quali- tativ hochwertiger Blechformteile. Das Streckziehen zeichnet sich bereits seit vielen Jahrzehnten als kostengünstiges Verfahren zur Herstellung großflächiger Bauteile mit geringer Ziehtiefe bei gleichzeitig hoher Kaltverfes- tigung des eingesetzten Blechwersktoffs aus [Lan02]. Aufgrund der eingesetzten Werkzeug- technik und des Verfahrensablaufs beim Streckziehen wird das Verfahren jedoch nahezu aus- schließlich für die Herstellung einfach gekrümmter Bauteile, vornehmlich für die Luftfahrtin- dustrie (z.B. Tragflächenbeplankungen, Rumpfsegmente), eingesetzt [Oeh66a, Oeh66b]. Eine Kombination des Streckziehens mit dem Tiefziehen erscheint daher als zielführender Ansatz zur kostengünstigen Fertigung komplexer Blechformteile. Die im Rahmen dieser Arbeit untersuchte und eingesetzte Werkzeugtechnik zum kombinierten Recken und Tiefziehen von Außenhautbeplankungen aus Feinblech stellt eine solche zielfüh- rende Verfahrenskombination dar. Die hierbei erfolgte Optimierung und Anwendungserweiterung dieser Werkzeugtechnologie zeigt die einhergehenden Vorteile dieses Verfahrens und leistet einen wesentlichen Beitrag für die Etablierung dieser Verfahrenskombinationen im industriellen Umfeld blechverarbeitender Unternehmen. 2 2 Stand der Technik 2 Stand der Technik 2.1 Allgemeines Die Herstellung von Blechformteilen für die Automobil- und Luftfahrtindustrie erfolgt meist durch den Einsatz mehrteiliger Ziehwerkzeuge. Für große flache Blechformteile und Teile in kleinen Losgrößen werden hauptsächlich Streckziehverfahren eingesetzt [Gro11a, Kie94, Lan90]. Zum Verständnis der Vorgänge und Effekte bei der Formgebung metallischer Werkstoffe mit- tels Streckziehen wird in den folgenden Kapiteln ein Überblick über relevante Kenngrößen und Verfahren gegeben. 2.1.1 Definition der Umformtechnik und wirtschaftliche Bedeutung Die Umformtechnik, oder auch das Umformen, beschreiben in Anlehnung an DIN 8580 die gezielte Änderung der Form, der Oberfläche und der Eigenschaften eines metallischen Körpers oder Werkstücks unter Beibehaltung von Masse und Stoffzusammenhalt. In diesem Zusam- menhang wird das Umformen auch als Fertigen von Bauteilen durch bildsames oder plastisches Ändern der Form bezeichnet [Doe10, Fri12]. Diese Definition für das Umformen metallischer Körper beschreibt neben einer gezielten Än- derung der Form auch die gezielte Änderung der Oberfläche und der Produkteigenschaften. Letztere gilt es durch gezielte Forschung und stetige Optimierung zu verbessern, sodass um- formtechnisch hergestellte Produkte weiterhin wirtschaftlich hergestellt werden können. Vor dem Hintergrund der Ressourcenschonung und Steigerung der Energieeffizienz im produ- zierenden Gewerbe gewinnen die umformenden Fertigungsverfahren aufgrund einer im Ver- gleich zu spanenden Fertigungstechniken höheren Werkstoffausnutzung an Bedeutung, sodass der Anteil der umformenden Prozesse bei der Herstellung von Serienteilen stetig zunimmt [Doe10, Her89, Klo06]. Gegenüber der Herstellung von Bauteilen mittels spanender Bearbei- tung sind nach [Fri12] Werkstoffeinsparungen von bis zu 50% möglich. Zudem kann die Fer- tigungszeit gegenüber der spanenden Bearbeitung drastisch reduziert werden, sodass durch An- passung der entsprechenden Pressenhubzahl und einer automatisierten Zuführ- und Entnahme der Werkstücke eine Einsparung von bis zu 30% erreicht werden kann [Fri12]. Auch im Hin- blick auf die Gewichtsreduzierung von Produkten, z.B. im Automobilbau stellt die Umform- technik ein Verfahren für den gezielten Leichtbau dar und weist damit entscheidende Vorteile gegenüber den spanenden Fertigungsverfahren aus [Lan02]. 2.1.2 Einteilung der Umformverfahren Die Einteilung der Umformverfahren erfolgt entsprechend der in der Umformzone überwie- gend wirkenden Spannungen und ist in DIN 8582 beschrieben (Abbildung 1). Hierbei wird zwischen den Untergruppen Druck-, Zugdruck-, Zug-, Biege- und Schubumformen unterschie- den [Lan02, Fri12, Gro11a]. Bei der Herstellung von Blechformteilen aus Feinblech wird von der sog. Blechumformung gesprochen. Hierbei wird entsprechend der Ausgangstemperatur des Werkstücks bzw. des umzuformenden Halbzeugs eine weitere Unterteilung vorgenommen, 2.1 Allgemeines 3 man unterscheidet hierbei zwischen der sog. Kaltumformung und Warmumformung [Bar12, Fri12]. Die Umformtemperatur beeinflusst sowohl den Umformprozess als auch die finalen Bauteileigenschaften maßgeblich [Bar12, Fri12]. Die Herstellung von Blechformteilen in ho- hen Stückzahlen erfolgt hauptsächlich bei Raumtemperatur und wird demnach der Kaltumfor- mung zugeordnet [Doe10]. Abbildung 1: Einteilung der Fertigungsverfahren der Umformtechnik nach DIN 8582 2.1.3 Streckziehen – Definition und Prozesseigenschaften Für die Herstellung von Blechformteilen mit geringer Bauteilkrümmung in kleinen Losgrößen wird oftmals das Streckziehen als Fertigungsverfahren nach DIN 8585 eingesetzt [Fan96, Kie94, Lan90]. Als Streckziehen wird das Umformen von Blechen und Profilen bezeichnet, bei dem das umzuformende Halbzeug über einen Formstempel gezogen wird und gleichzeitig eine überlagerte Zugbeanspruchung vorherrscht [Sem88, Lan02, Vla09]. Nach [Vla09, Sem88, Lan02] wird beim Streckziehen zwischen mehreren Funktionsprinzipien unterschieden. Die wichtigsten Prinzipien werden in den nachfolgenden Kapiteln vorgestellt. Streckziehverfahren werden heutzutage für die Herstellung von konvex gekrümmten Bauteilen eingesetzt, vornehmlich bei der Herstellung von großflächigen Außenhautbeplankungen für Busse und Schienenfahrzeuge, für Flug- und Raumfahrzeuge sowie für Beplankungen von Haushaltsgeräten und im Bootsbau [Vla09, Jun34, Lan02, Sem88, Fri12, Kie94, Kur71, Lan55b, Cai09, Car03]. Die großflächigen Werkstücke können Abmessungen von bis zu 50m² erreichen und sind im Allgemeinen über ihre gesamte Ausdehnung gekrümmt [Klo06, Fri12, San67]. Durch die einsinnige, konvexe Krümmung der Bauteile stellt sich eine weitestgehend homogene Verteilung der Zugspannungen ein. Druckspannungen, wie sie beim Biegen von Werkstücken im gestauchten Bereich auftreten und einen maßgeblichen Anteil an der Rückfe- derung beitragen, sind beim Streckziehen nicht vorhanden. Daher reduziert sich die Rückfede- rung bei streckgezogenen Bauteilen auf ein Minimum, wodurch eine relativ hohe Abformge- nauigkeit erreicht werden kann [Fri12, Lan02, Bat65, Sch07a]. Ein gezieltes Nachrecken mit erhöhter Kraft gegen Ende des Ziehvorgangs kann nach [Hof65, Lan55a, Lan55b] ebenfalls zu einer reduzierten Rückfederung beitragen. Umformen Druckumformen DIN 8583 Zugdruckumformen DIN 8584 Zugumformen DIN 8585 Biegeumformen DIN 8586 Schubumformen DIN 8587 B ie g e n m it d re h e n d e r W e rk z e u g b e w e g u n g B ie g e n m it g e ra d lin ig e r W e rk z e u g b e w e g u n g W a lz e n F re if o rm e n E in d rü c k e n D u rc h d rü c k e n G e s e n k fo rm e n D u rc h z ie h e n K ra g e n z ie h e n D rü c k e n K n ic k b a u c h e n T ie fz ie h e n T ie fe n W e it e n L ä n g e n V e rs c h ie b e n V e rd re h e n 4 2 Stand der Technik Neben einer erhöhten Abformgenauigkeit und der Reduzierung der Rückfederung finden sich in der Literatur weitere Vorteile, die das Streckziehen auszeichnen und gegenüber der Herstel- lung von Blechformteilen mittels Tiefziehen hervorheben. So wird durch erhöhte Umformgrade eine höhere Kaltverfestigung im Bauteil erzielt, wodurch sich die Festigkeit schwach gekrümm- ter Bauteile erhöhen lässt. Im Umkehrschluss lassen sich mittels Streckziehen Bauteile herstel- len, die bei reduzierter Blechdicke dieselbe Festigkeit wie konventionell hergestellte Bauteile aufweisen [Bat65]. Aus wirtschaftlicher Sicht bestehen beim Streckziehen gegenüber dem klassischen Tiefziehen weitere Vorteile. So kann nach [Bat65] in Abhängigkeit von der Bauteilgeometrie eine Werk- stoffeinsparung gegenüber dem Tiefziehen von 10% bis 15% erreicht werden. Die Einsparung resultiert aus der geringeren Ausgangsgröße des Blechzuschnitts, welche sich durch den feh- lenden Blechhalter reduziert und somit zu einer Materialeinsparung führen kann [Bat65]. Wei- tere Kostensenkungen sind beim Streckziehen durch geringere Werkzeugkosten zu erwarten. Da in der Regel nur einteilige Werkzeuge mit konvexer Geometrie erforderlich sind, reduzieren sich das Gesamtgewicht um bis zu 60% im Vergleich zu Tiefziehwerkzeugen sowie die Bear- beitungszeit bei der Fertigung der Werkzeuge [Kur69, Bat65, Lan90]. Weiterhin werden bis zu 70% geringere Umformkräfte benötigt, wodurch sich der Werkzeugverschleiß deutlich redu- ziert [Bat65, Sem88]. 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung Die für diese Arbeit zugrundeliegenden umformtechnischen Grundlagen werden im Folgenden näher vorgestellt. Hierbei stehen der umzuformende Werkstoff und dessen plastisches Verhal- ten sowie die Eigenschaften der hergestellten Bauteile im Mittelpunkt. 2.2.1 Metallkundliche Grundlagen In der Umformtechnik werden vorwiegend metallische Werkstoffe eingesetzt, welche im festen Zustand Kristalle bilden [Bar12]. Dieser kristalline Aufbau der Metalle ist von grundlegender Bedeutung und kann anhand der kleinsten geometrisch zusammenhängenden Einheit, der Ele- mentarzelle, erläutert werden (Abbildung 2). Abbildung 2: Kristallstrukturen metallischer Bindungen [Fri12] Am häufigsten findet man in Metallen drei Grundformen: das kubisch-raumzentrierte (vgl. Ab- bildung 2a), das kubisch-flächenzentrierte (vgl. Abbildung 2b) und das hexagonale Kristallgit- ter (vgl. Abbildung 2c) [Bar12, Lan02, Fri12, Sie39]. Eine große Anzahl zusammenhängender Elementarzellen bezeichnet man als Kristallite oder Körner, diese bilden statistisch regellos (a) (c)(b) 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 5 zueinander sog. Vielkristalle. Unter einer äußeren Last verschieben bzw. gleiten große Gitter- bereiche entlang der am dichtesten gepackten Gitterebene (Abbildung 2) der Elementarzelle gegeneinander ab und rufen eine plastische Formänderung hervor [Bar12]. Aufgrund des Aufbaus dieser Elementarzellen erklärt sich die Umformbarkeit eines Werkstoffs und deren mechanische und physikalische Eigenschaften. So lassen sich Werkstoffe mit hexa- gonalem Kristallgitter aufgrund einer geringen Anzahl an Gleitsystemen schlechter umformen als etwa Werkstoffe mit kubisch-raumzentriertem oder kubisch-flächenzentriertem Kristallgit- ter [Bar12, Lan02, Doe10, Klo06]. Durch das bevorzugte Abgleiten großer Gitterbereiche ent- lang bestimmter Gitterebenen während der Umformung hervorgerufen durch das spezifische Kristallgitter, zeigen Kristallite metallsicher Werkstoffe richtungsabhängige Eigenschaften, die sog. Anisotropie (siehe Kapitel 2.2.5). Bei Vielkristallen wird diese Anisotropie jedoch durch die statistisch regellose Anordnung der Körner ausgeglichen, sodass metallische Werkstoffe makroskopisch ein quasi-isotropes Verhalten aufweisen [Lan02, Bar12, Doe10, Klo06]. Ge- walzte Produkte, z.B. Blech für die Umformung, bilden hierbei eine Ausnahme, da durch den Walzvorgang die regellos zueinander orientierten Kristallite eine Vorzugsrichtung erhalten und damit die anisotropen Eigenschaften der Elementarzelle zu Tage treten [Bar 08, Doe10]. Wie bereits in Kapitel 2.1.1 erläutert, wird in Anlehnung an DIN 8580 die Umformung als Än- derung der Form definiert, man befasst sich demnach mit der Formänderung des Werkstücks bzw. Halbzeugs. Diese Formänderung oder Verformung von metallischen Werkstoffen wird durch eine äußere Kraft aufgebracht und makroskopisch in zwei Arten der Verformung unter- teilt: Dehnungen ε und Schiebungen γ. Bezieht man die für die Verformung erforderliche äu- ßere Kraft auf die wirkende Fläche, ergibt sich die mechanische Spannung σ, bei Gleitverfor- mungen wird diese Spannung als Schubspannung τ bezeichnet. Bei der Umformung sind ledig- lich Schiebungen möglich, Dehnungen innerhalb der Gitterstruktur bedürfen einer derart hohen Kraft, dass es zum Versagen käme und diese demnach nicht auftreten [Bar12, Lan02]. Die auftretenden Schiebungen während der Umformung erzeugen Gleitverformungen entlang der Gitterebenen und führen je nach Größe der Schubspannungen zu einer elastischen, d.h. zu einer reversiblen oder zu einer plastischen, also einer irreversiblen Verformung. Bei einer elas- tischen Verformung kann die entsprechende Längenänderung durch das Hookesche Gesetz be- schrieben werden, welches durch den Elastizitätsmodul E einen linearen Zusammenhang zwi- schen der Dehnung ε und der wirkenden Spannung σ herstellt [Avi68, Ban00, Roe12, Lan02, Bar12, Czi12, Doe10, Klo06, Rie97]. 𝜎 = 𝐸 ∙ 𝜀 (1) Wirkt eine entsprechende Schubspannung τ kann für die auftretende Schiebung γ durch den Schubmodul G folgender linearer Zusammenhang beschrieben werden. 𝜏 = 𝐺 ∙ 𝛾 (2) Übersteigt die Belastung durch eine äußere Kraft den elastischen Bereich, wird der Werkstoff plastisch verformt, d.h. es kommt zu einer Verschiebung der Atome in eine neue stabile Gleich- 6 2 Stand der Technik gewichtslage [Klo06]. Diese plastische Verformung erfolgt im Wesentlichen durch zwei Me- chanismen, der Zwillingsbildung und der Gleitung [Sie39, Fra20, Lan02, Doe10, Klo06, Spu12]. Bei der Zwillingsbildung wird das Kristallgitter durch Schubspannungen in eine parallel zur sog. Zwillingsebene neue Lage übergeführt. Dieser Vorgang erfordert hohe äußere Spannun- gen, sodass die Zwillingsbildung besonders dann auftritt, wenn Gleitvorgänge z.B. durch nied- rige Temperaturen oder einer geringen Anzahl von Gleitsystemen erschwert sind. Der Mecha- nismus der Gleitung ist von wesentlich größerer Bedeutung. Hierbei werden durch eine äußere Belastung Schubspannungen entlang einer Gleitebene aufgebracht, wodurch ganze Gitterberei- che gegeneinander verschoben werden [Lan02, Klo06]. Die plastische Verformung des Werkstoffs durch Gleitvorgänge basiert in Vielkristallen auf das Vorliegen von sog. Gitterfehlern, man spricht hierbei auch von Realkristallen [Lan02]. Hierbei wird zwischen nulldimensionalen, eindimensionalen und zweidimensionalen Fehlern unter- schieden [Got07, Klo06, Bar12, Lan02, Rie97, Spu12]. Für die plastische Verformung des Werkstoffs sind eindimensionale Fehler von Relevanz, hierbei handelt es sich um sog. Verset- zungen. Darunter werden in einem sonst perfekten Kristallaufbau zusätzliche Atomreihen senk- recht zu einer Gleitebene verstanden, bzw. Ebenen von Atomen, welche innerhalb des Kristall- gitters enden. Versetzungen sind somit linienförmige Fehler innerhalb des Kristallgitters [Roe12, Bar12]. Durch Schubspannungen wandern diese zusätzlichen Atomreihen und resul- tieren in einer plastischen Formänderung. Da lediglich einzelne Atomreihen und nicht ganze Ebenen wandern, ist die erforderliche Schubspannung zum Einsatz der Gleitung relativ gering, weshalb dieser Mechanismus der plastischen Verformung vornehmlich auftritt [Got07, Klo06]. Der Mechanismus des Gleitens durch Versetzungen tritt bei der Umformung von Metallen in hoher Anzahl auf, sodass sich diese Versetzungen gegenseitig behindern oder sich an Korn- grenzen und an Ausscheidungen aufstauen können. Diese hohe Versetzungsdichte stellt für an- dere Versetzungen ein Hindernis dar und unterbindet ein Weiterwandern. Um diese Verset- zungsdichte zu überwinden, muss eine erhöhte Schubspannung aufgebracht werden, sodass Versetzungen aneinander vorbeiwandern oder sich durchschneiden können. Dieser Effekt wird als Verfestigung bezeichnet und ist maßgeblich für die zum Überwinden der Versetzungen nö- tige Spannungserhöhung verantwortlich [Bar12, Doe10, Got07, Lan02]. Durch die erhöhte Ver- setzungsdichte können weiterhin sog. Gleitlinienbänder auftreten. Diese optischen Fehlstellen, auch Lüdersbänder genannt, sind typischerweise an Karosseriebauteilen zu finden und treten dort in Form von bandförmigen Abgleitungsfronten auf [Kug09]. Die für das Fließen des Werkstoffs nötige Fließspannung kf in Abhängigkeit vom aktuellen Grad der plastischen Formänderung wird durch die sog. Fließkurve beschrieben. Die Fließspan- nung gibt die zur Überwindung der Verfestigung nötige Spannung an und beschreibt den Be- ginn des plastischen Fließens [Bar12, Doe86, Klo06, Ban00]. Im Gegensatz zum klassischen oder auch technischen Spannungs-Dehnungs-Diagramm, wel- ches im Zugversuch nach DIN EN 10 002-1 ermittelt wird und den Ausgangsquerschnitt A0 der Probengeometrie berücksichtigt, beschreibt die Fließkurve das plastische Verhalten des Werk- stoffs unter Einwirkung einer äußeren Last bezogen auf den augenblicklichen Querschnitt A. 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 7 Daher wird diese Darstellung auch als wahres Spannungs-Dehnungs-Diagramm bezeichnet (Abbildung 3). Die wirkende Spannung σ bzw. die wahre Fließspannung kf werden im Spannungs-Dehnungs- Diagramm über der plastischen Formänderung aufgetragen. Diese plastische Formänderung kann auf unterschiedliche Weisen angegeben werden. Neben der zuvor beschriebenen techni- schen Dehnung ε kann die Formänderung auch mit dem sog. Umformgrad φ angegeben werden [Fri12]. Bei der Berechnung des Umformgrads werden, ähnlich wie bei der Berechnung der Fließspannung, die augenblicklichen Abmessungen des Werkstücks zugrunde gelegt, um die plastische Formänderung zu ermitteln. Betrachtet man die Formänderung eines Werkstücks mit den Anfangsabmessungen h0, b0 und l0 so ergeben sich für die Längenänderung eines Werk- stücks die technische Dehnung εl bzw. der Umformgrad φl nach [Doe10, Fri12, Rie97] folgende Beziehungen: 𝜀𝑙 = ∫ ( 1 𝑙0 ) 𝑑𝑙 𝑙 𝑙0 = 𝑙−𝑙0 𝑙0 = ∆𝑙 𝑙0 (3) 𝜑𝑙 = ∫ ( 1 𝑙 ) 𝑑𝑙 𝑙 𝑙0 = ln 𝑙 − ln 𝑙0 = ln 𝑙 𝑙0 (4) Aufgrund der hier beschriebenen mathematischen Beziehung wird der Umformgrad φ auch als logarithmische Formänderung bezeichnet. Diese Beziehungen unterliegen der sog. Volumen- konstanz bei plastischer Verformung, nach der das Volumen eines Werkstücks vor und nach einer Umformung dasselbe ist. Es gilt demnach ℎ1 ∙ 𝑏1 ∙ 𝑙1 = ℎ0 ∙ 𝑏0 ∙ 𝑙0 → ℎ1 ℎ0 ∙ 𝑏1 𝑏0 ∙ 𝑙1 𝑙0 = 1 (5) womit sich ln ( ℎ1 ℎ0 ∙ 𝑏1 𝑏0 ∙ 𝑙1 𝑙0 ) = ln 1 = 0 (6) Abbildung 3: Spannungs-Dehnungs-Di- agramm sowie Fließkurve (beispielhaft) e la s ti s c h σ kf ε, φ Rm kf0 p la s ti s c h εgl εB wahres Spannungs-Dehnungs- Diagramm (Fließkurve) technisches Spannungs-Dehnungs- Diagramm 8 2 Stand der Technik und damit ln ℎ1 ℎ0 + ln 𝑏1 𝑏0 + ln 𝑙1 𝑙0 = 𝜑ℎ + 𝜑𝑏 + 𝜑𝑙 = 0 (7) ergeben. Unter Annahme der Volumenkonstanz ist die Summe der Umformgrade in Höhen-, Breiten- und Längenrichtung eines umgeformten Werkstücks demnach stets null [Lan02, Doe10, Fri12, Klo06, Spu12]. Weiterhin lässt sich bei mehreren Umformstufen der Gesamtum- formgrad durch Addition der Umformgrade der einzelnen Umformstufen φi berechnen, wäh- rend dieser Zusammenhang für die technische Dehnung ε keine Gültigkeit besitzt. Aufgrund dieser Vorteile wird in der Umformtechnik vornehmlich der Umformgrad φ als Größe zur Be- schreibung der plastischen Verformung eingesetzt. Zwischen der Dehnung ε und der logarith- mischen Formänderung φ besteht dennoch ein mathematischer Zusammenhang [Doe86, Doe10, Spu12]. 𝜑𝑙 = ln 𝑙 𝑙0 = ln 𝑙0+∆𝑙 𝑙0 = ln(1 + 𝜀𝑙) (8) Für geringe plastische Verformungen von bis zu 20% sind die technische Dehnung ε und der Umformgrad φ nahezu identisch [Doe10]. 2.2.2 Plastomechanische Grundlagen Zur vereinfachten Berechnung von Umformvorgängen wird in der Blech- und Massivumfor- mung die sog. elementare Plastizitätstheorie herangezogen. Unter Verwendung stark verein- fachter Annahmen kann hiermit eine näherungsweise quantitative Behandlung von Umform- vorgängen erfolgen [Lan02]. Die elastische sowie plastische Verformung eines Werkstoffs wird hierbei in idealisierter Form durch ein geeignetes Werkstoffmodell abgebildet. Dieses Modell stellt die Zusammenhänge zwischen den wirkenden Spannungen und den auftretenden Verformungen her, welche als Stoffgesetz bezeichnet werden. Das Stoffgesetz muss hierbei die Fließbedingung, die Fließregel sowie die Verfestigung des Materials beschreiben [Doe10, Mer10], wobei nach [Lei65] zwi- schen der Fließbedingung und der Fließregel ein enger Zusammenhang besteht. Die Fließbedingung beschreibt den Beginn des Fließens und wird auch als Fließkriterium bzw. Fließhypothese bezeichnet. Während für den einachsigen Spannungszustand die Fließbedin- gung erfüllt ist, wenn die Spannung σ die Fließspannung kf erreicht, muss für einen mehrach- sigen Spannungszustand ein Zusammenhang zwischen der Fließspannung kf und den wirken- den Spannungen σi hergestellt werden. Hierfür wird eine sog. Vergleichsspannung σv ermittelt. In der Praxis haben sich zwei Fließbedingungen etabliert, die Fließbedingung nach Tresca (1864), welche als Schubspannungshypothese bezeichnet wird, und die Fließbedingung nach v. Mises (1913), die sog. Gestaltänderungsenergiehypothese. Nach der Schubspannungshypo- these von Tresca beginnt der Werkstoff zu fließen, wenn folgender Zusammenhang erfüllt ist: 𝜎𝑣 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 − 𝜎𝑚𝑖𝑛 = 𝜎1 − 𝜎3 = 𝑘𝑓 (9) 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 9 Für die Fließbedingung nach v. Mises wird die Vergleichsspannung σv und damit der Beginn plastischen Fließens nachfolgender Beziehung berechnet: 𝜎𝑣 = √ 1 2 [(𝜎1 − 𝜎2)2 + (𝜎2 − 𝜎3)2 + (𝜎3 − 𝜎1)2] = 𝑘𝑓 (10) Mithilfe der mittleren Normalspannung σm kann die Vergleichsspannung σv auch mittels 𝜎𝑣 = √ 3 2 [(𝜎1 − 𝜎𝑚)2 + (𝜎2 − 𝜎𝑚)2 + (𝜎3 − 𝜎𝑚)2] = 𝑘𝑓 (11) berechnet werden, wobei die mittlere Normalspannung σm durch die Beziehung 𝜎𝑚 = 1 3 (𝜎1 + 𝜎2 + 𝜎3) (12) ermittelt werden kann. Der sog. Fließort bzw. die sog. Fließortkurve beschreiben denjenigen Spannungszustand, ab dem ein plastisches Fließen des Werkstoffs im ebenen Spannungsraum einsetzt. In diesem Zusammenhang wird auf weiterführende Literatur verwiesen [Ban10, Tre64, Mis13, Mar02, Doe10, Spu12, Lan02, Roe12]. Die Fließregel beschreibt die Größe und Richtung der Formänderung und dient der Ermittlung der Formänderungsgeschwindigkeiten, d.h. es wird beschrieben, auf welche Weise die plasti- sche Verformung stattfindet. Nähere Informationen finden sich in der einschlägigen Literatur, welche sich mit der Kontinuumsmechanik beschäftigt [Mer10, Alt12, Ban10]. Die mechanischen Eigenschaften eines Werkstoffs können sich durch plastische Verformung ändern. Dieser Sachverhalt muss in der Fließbedingung berücksichtigt werden und wird als Verfestigungsgesetz bezeichnet. Die Anpassung der Fließbedingung hat eine Änderung der Form, Größe sowie der Position der Fließfläche zur Folge. Hierbei wird grundsätzlich von zwei Verfestigungsverhalten ausgegangen, der isotropen und der kinematischen Verfestigung. In der Realität zeigen Werkstoffe ein Verfestigungsverhalten, welches eine Kombination aus isotroper und kinematischer Verfestigung darstellt [Ban00, Doe10, Spu12, Roe12]. Zur Ermittlung umformspezifischer Prozessgrößen werden verschiedene Methoden herangezo- gen. Diese unterscheiden sich in der Komplexität der Annahmen unter denen sie Gültigkeit besitzen und der daraus resultierenden Genauigkeit. Nach [Klo06] unterscheidet man hierbei zwischen analytischen, graphischen, empirischen und numerischen Methoden. Die bekanntes- ten Methoden sind:  Energiemethode  Streifen-, Scheiben- bzw. Röhrenmethode  Gleitlinienmethode  Schrankenmethode  Finite-Elemente-Methode Detaillierte Erläuterungen zu den einzelnen Methoden finden sich in [Lan02, Klo06, Roe12, Spu12]. Für komplexe Problemstellungen, wie sie heutzutage in der Umformtechnik auftreten, 10 2 Stand der Technik wird vornehmlich die Methode der Finiten Elemente herangezogen. Dieses Verfahren wird da- her zu einem späteren Zeitpunkt gesondert betrachtet. 2.2.3 Mechanische Eigenschaften metallischer Werkstoffe Die mechanischen Eigenschaften von Metallen sind in großem Maße von deren Struktur und dem vorliegenden Gefüge abhängig. Als wichtigste mechanische Eigenschaften sind nach [Bar12] die Verformbarkeit und die Festigkeit zu nennen. Diese kennzeichnen das Werkstoff- verhalten, hervorgerufen durch eine äußere Last [Czi12]. Die Verformung der Metalle und de- ren Mechanismen wurden bereits in Kapitel 2.2.1 erläutert. Auch die Festigkeit wurde bereits in Form der durch Versetzungen hervorgerufenen Verfestigung des Werkstoffs angedeutet. Weitere Möglichkeiten zur Festigkeitssteigerung bei Metallen werden in Kapitel 2.2.4 näher beschrieben. An dieser Stelle sollen weitere Begrifflichkeiten, welche die mechanischen Eigen- schaften von Metallen beschreiben, erläutert werden. Hierbei zählen neben der bereits erwähn- ten Festigkeit auch die Steifigkeit und die Duktilität der eingesetzten Werkstoffe. Die Steifigkeit beschreibt die Widerstandsfähigkeit eines Werkstoffes gegen elastische, d.h. reversible Verformungen hervorgerufen durch eine äußere Last. Die Steifigkeit wird durch den Elastizitätsmodul E charakterisiert und stellt einen linearen Zusammenhang zwischen der Ver- formung und der äußeren Last in Form der wirkenden Spannung dar (vgl. Kapitel 2.2.1) [Lan02, Roe12]. Der Begriff der Steifigkeit wird nach [Vla09] oftmals im Zusammenhang mit dem gesamtelastischen Verhalten eines Blechbauteils verwendet und als sog. Bauteilsteifigkeit be- zeichnet. Hierbei wird die Nachgiebigkeit eines Blechbauteils gegen eine äußere Last verstan- den, die eine reversible Verformung hervorruft. Die Duktilität eines Werkstoffs ist für das Streckziehen von enormer Relevanz. Sie beschreibt die Fähigkeit eines Werkstoffs, sich unter Belastung plastisch zu verformen, ehe dieser versagt. Beschrieben wird die Duktilität eines Werkstoffs durch Verformungskenngrößen, wie z.B. die Brucheinschnürung Z, die Bruchdehnung A80, die Gleichmaßdehnung Ag oder das maximale Formänderungsvermögen φmax [Czi12, Doe10]. Beim Streckziehen werden im Krafteinlei- tungsbereich hohe Formänderungen erreicht, sodass sich hierfür vornehmlich Werkstoffe mit hoher Duktilität eignen [Lan02]. 2.2.4 Mechanismen der Festigkeitssteigerung Die Umformbarkeit metallischer Werkstoffe ist dadurch bestimmt, dass Versetzungen ungehin- dert wandern können. Werden diese Versetzungen gehindert, werden höhere Spannungen be- nötigt, um ein weiteres plastisches Fließen des Werkstoffs aufrecht zu erhalten. Dieser Vorgang wird als Verfestigung verstanden und kann verschiedene Ursachen haben bzw. durch verschie- dene Mechanismen ausgelöst werden [Bar12, Lan02, Roe12, Roo11, Wei12]. Folgende Me- chanismen lassen sich in der Literatur finden:  Verformungsverfestigung oder Kaltverfestigung  Mischkristallverfestigung  Verfestigung durch Kornverfeinerung  Teilchenverfestigung oder Ausscheidungshärtung. 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 11 Wie bereits in Kapitel 2.2.1 erwähnt, basiert die plastische Verformung von Metallen haupt- sächlich auf das Wandern von Versetzungen. Diese werden während der Umformung, bei- spielsweise durch den Frank-Read-Mechanismus [Lan02, Roe12], neu gebildet, wodurch die Versetzungsdichte ständig steigt. Die in hoher Anzahl auftretenden Versetzungen können sich gegenseitig behindern oder sich an Korngrenzen und an Ausscheidungen aufstauen, wodurch das Material verfestigt [Roe12, Roo11]. Im Bereich des Karosseriebaus sind die eingesetzten Blechwerkstoffe möglichst duktil, um Reißer zu vermeiden bzw. möglichst komplexe Geomet- rien realisieren zu können und als Fertigteil eine möglichst hohe Streckgrenze aufweisen, so- dass ein hoher Beulwiderstand erzielt werden kann [Wei12]. Einen weiteren Mechanismus der Festigkeitssteigerung stellt die sog. Mischkristallverfestigung dar. Fremdatome können sich im Kristallgitter lösen und einen sog. Mischkristall bilden. Diese können dieselbe Position im Kristallgitter einnehmen und werden daher auch als Substitutions- mischkristall bezeichnet. Nehmen die Fremdatome einen Zwischengitterplatz ein, spricht man von einem interstitiellen Mischkristall. Die Größe der Atome spielt hierbei eine entscheidende Rolle. Fremdatome größeren Durchmessers können grundsätzlich nur dieselbe Position einneh- men wie die Wirtsatome. Dadurch wird das Kristallgitter elastisch verzerrt und es herrschen Druckspannungen im Gitter. Eine wandernde Versetzung, hervorgerufen durch plastische Ver- formung, benötigt mehr Energie, um in diese Druckspannungszone hineinzuwandern bzw. diese zu überwinden. Bei Fremdatomen kleineren Durchmessers als die der Wirtsatome wird das Kristallgitter ebenfalls verzerrt, ruft jedoch eine Zugspannung hervor. Eine Versetzung kann demnach einfacher in diesen Bereich hineinwandern, wird jedoch durch die wirkenden Zugspannungen daran gehindert diesen Bereich wieder zu verlassen. In beiden Fällen werden höhere Spannungen erfordert, sodass man hier von der Mischkristallverfestigung spricht. Auch bei einem interstitiellen Mischkristall wird das Kristallgitter verzerrt, sodass Versetzungen be- hindert werden diese Bereiche ohne Spannungsanstieg zu durchwandern [Roe12, Bar12, Roo11]. Wie bereits erwähnt, können sich Versetzungen gegenseitig behindern und sich auch an Korn- grenzen aufstauen. Diese Aufstauungen bilden dann ein Hindernis für Gleitvorgänge und erhö- hen somit die Festigkeit von Metallen. Demnach kann eine Flächenvergrößerung der Korngren- zen zu einer erhöhten Verfestigung beitragen. Dies lässt sich durch eine feinkörnige Gefüge- ausbildung erreichen z.B. durch Rekristallisationsglühen [Roe12, Wei12]. Die Kornverfeine- rung liefert demnach einen erheblichen Beitrag zur Festigkeitssteigerung, d.h. mit abnehmender Korngröße steigt der Widerstand gegen die Versetzungsbewegung [Roo11]. Die Teilchenverfestigung oder Ausscheidungshärtung ist ein wichtiger Mechanismus zur Fes- tigkeitssteigerung bei Metallen. Insbesondere bei Nichteisenmetallen stellt sie die wichtigste Methode der Festigkeitserhöhung dar und wird am häufigsten bei sog. aushärtbaren Aluminium Werkstoffen angewendet. In der Kraftfahrzeugindustrie werden für Außenhautteile vermehrt Aluminiumlegierungen der sog. 6xxx Familie eingesetzt, welche als Hauptlegierungselement Magnesium und Silicium enthalten, wodurch eine hohe Festigkeit und gute Warmaushärtbar- keit gegeben sind. Die Festigkeitssteigerung erfolgt hierbei durch Ausscheiden einer zweiten Phase bei der Auslagerung eines übersättigten Mischkristalls. Der Vorgang der Wärmebehand- 12 2 Stand der Technik lung, welcher hier zugrunde liegt, gliedert sich in mehrere Teilschritte. Zunächst wird die Le- gierung bei 520°C in Lösung gebracht (siehe Abbildung 4 - Punkt 1), sodass alle noch vorhan- den Mg2Si Ausscheidungen gelöst werden [Got07, Ros11, Bar12, Kes01a]. Abbildung 4: Schematische Darstellung der Aushärtung einer Aluminiumlegierung [Bar12] Anschließend wird der Werkstoff auf Raumtemperatur abgeschreckt, sodass alle Diffusions- vorgänge gestoppt werden (siehe Abbildung 4 - Punkt 2). Der Werkstoff liegt anschließend im sog. T4-Zustand vor und verfügt über eine geringe Festigkeit, sodass er nun der Kaltumformung zugeführt werden kann. Die letzte Phase der Ausscheidungshärtung erfolgt in Form einer Warmauslagerung bei Auslagerungstemperaturen zwischen 120°C-175°C und nimmt je nach Temperatur zwischen wenigen Stunden und mehreren Tagen in Anspruch (siehe Abbildung 4 - Punkt 3). Um die Auslagerungsdauer auf den fertigungstechnischen Ablauf der Karosseriefer- tigung anzupassen, werden Auslagerungstemperaturen von etwa 200°C angestrebt, sodass die Auslagerungsdauer auf etwa 30min verkürzt werden kann. Dieser Vorgang kann somit in den KTL-Lacktrocknungsprozess integriert werden [Kes01b, Bar12, Roo11, Men11]. Der Einfluss einer derartigen Warmauslagerung auf die Festigkeitseigenschaften einer Aluminiumlegierung der 6xxx Familie wurde bereits messtechnisch nachgewiesen und konnte jüngst durch [Wer12] bestätigt werden. 2.2.5 Werkstoffkennwerte und deren Einfluss auf den Streckziehprozess Die in Kapitel 2.2.1 beschriebene Fließkurve beschreibt das Werkstoffverhalten bei der Umfor- mung im plastischen Bereich und kann im einachsigen Zugversuch nach DIN EN 10 002-1 durch Erfassen der Messgrößen Kraft F und Weg s ermittelt werden [Doe10, Spu12]. Neben 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 13 einer experimentellen Ermittlung, kann die Fließkurve auch mithilfe von Potenzfunktionen ma- thematisch beschrieben werden. Eine gängige mathematische Beschreibung der Fließkurve ba- siert auf einer Potenzfunktion, welche sich messtechnisch ermittelter Werkstoffkenngrößen aus dem Zugversuch bedient und als sog. Ludwik-Hollomon-Gleichung (13) bezeichnet wird [Lud09, Hol45]. Die Fließkurve zahlreicher Aluminiumlegierungen sowie zahlreicher unlegier- ter als auch niedriglegierter Stahlwerkstoffe lässt sich hiermit analytisch beschreiben [Spu12]. 𝑘𝑓 = 𝐶 ∙ 𝜑 𝑛 (13) Neben dem Ansatz nach Ludwik-Hollomon existieren weitere mathematische Ansätze zur Be- schreibung der Fließkurve. Als bekannteste seien hier die Ansätze von  Swift  Voce  Hocket-Sherby  Ghosh erwähnt [Swi52, Voc48, Arm82, Gho73]. Die Fließspannung kf wird beim Ansatz von Ludwik-Hollomon durch die Werkstoffkonstante C und dem Umformgrad φ in Abhängigkeit vom sog. Verfestigungsexponenten n beschrieben. Die Konstante C wird aus der Zugfestigkeit Rm und dem Verfestigungsexponenten n berechnet und kann nach [Rei61] wie folgt beschrieben werden: 𝐶 = 𝑅𝑚 ∙ ( 𝑒 𝑛 ) 𝑛 (14) Der Verfestigungsexponent n stellt nach [Sem88] ein Maß für die während einer plastischen Verformung auftretende Verfestigung des Werkstoffs dar und wird durch die Steigung der Fließkurve im doppeltlogarithmischen Maßstab erfasst [Wei12, Klo06]. Bei Werkstoffen mit einem hohen Verfestigungsexponenten n steigt aufgrund des ausgeprägten Verfestigungsver- haltens die Fließspannung kf bei zunehmender Formänderung φ schneller an als bei Werkstof- fen mit niedrigem n-Wert. Hohe Spannungen können daher besser in benachbarte Bereiche übertragen werden, sodass sich das Maximum der Formänderung während der Umformung weiter in den Randbereich des Bauteils verlagert [Doe10, Kug09]. Werkstoffe mit hohem n- Wert weisen daher eine homogenere Formänderungsverteilung auf und ein Bauteilversagen durch Reißer kann demnach hinausgezögert werden. Werkstoffe mit hohem n-Wert eignen sich aus diesen genannten Gründen besonders gut zum Streckziehen flacher Bauteile [Sem88, Doe10]. Der Betrag des Verfestigungsexponenten n korreliert im Allgemeinen mit der Korngröße des betrachteten Werkstoffs. Hierbei nimmt der Verfestigungsexponent mit abnehmender Korn- größe, bei steigender Festigkeit, ab (vgl. Kapitel 2.2.4 – Verfestigung durch Kornverfeinerung). Es besteht demnach ein direkter Zusammenhang zwischen dem Verfestigungsexponenten n und der Streckgrenze respektive der Zugfestigkeit des Werkstoffs. Diese Korrelation zwischen der Korngröße und der Festigkeit wird durch die sog. Hall-Petch-Beziehung beschrieben [Sch10, Ost07]. 14 2 Stand der Technik Wie bereits in Kapitel 2.2.1 angedeutet, besitzen gewalzte Produkte anisotrope Eigenschaften, welche erst durch Folgeprozesse wie beispielsweise das Tief- und Streckziehen zu Tage treten, d.h. die Atomgitter der Körner sind nicht regellos orientiert, sondern sind entlang bestimmter Vorzugsrichtungen orientiert. Diese Vorzugsrichtung wird auch als Textur bezeichnet, wodurch sich die richtungsabhängigen Werkstoffeigenschaften ergeben. Ein Maß für die richtungsab- hängigen plastischen Eigenschaften von Blechwerkstoffen stellt die sog. senkrechte Anisotro- pie r dar, welche im uniaxialen Zugversuch ermittelt werden kann. Die senkrechte Anisotropie r ist definiert als das Verhältnis der logarithmischen Formänderung in Breitenrichtung φb zur logarithmischen Formänderung in Dickenrichtung φs und kann mit 𝑟 = 𝜑2 𝜑3 = 𝜑𝑏 𝜑𝑠 (15) berechnet werden [Ban10, Klo06, Spu12, Lan02]. Anisotropiewerte mit r>1 beschreiben einen Blechwerkstoff, welcher bei einer Zugbeanspru- chung eher aus der Breite fließt und einer Dickenabnahme einen größeren Widerstand entge- genbringt. Blechwerkstoffe mit r<1 fließen hingegen eher aus der Blechdicke, während Werk- stoffe mit r=1 als isotrop bezeichnet werden [Ban10, Klo06]. Der Anisotropiewert r ist in der Blechebene nicht als konstant anzunehmen, sondern als eine Kenngröße, die abhängig vom Winkel bezogen auf die Walzrichtung ist [Klo06, Fri12]. Dieser Sachverhalt wird mithilfe eines Mittelwerts, der sog. mittleren senkrechten Anisotropie rm erfasst und kann mit 𝑟𝑚 = 𝑟0°+2∙𝑟45°+𝑟90° 4 (16) berechnet werden. Hierbei gilt analog zur senkrechten Anisotropie r derselbe Sachverhalt. Bei hoher mittleren senkrechten Anisotropie rm gilt der Werkstoff als gut umformbar, während bei niedrigem rm-Wert die Tiefziehbarkeit sinkt [Doe10]. Eine weitere Größe, welche die sog. Zip- feligkeit beschreibt, wird durch die sog. ebene Anisotropie Δr durch ∆𝑟 = 𝑟0°+𝑟90° 2 − 𝑟45° (17) beschrieben. Je größer die ebene Anisotropie Δr ist, desto größer die Höhenunterschiede in den Zipfeln. Bei positivem Δr ergeben sich unter einem Winkel von 0° und 90° zur Walzrichtung die Zipfel, während sich bei einem negativen Wert von Δr die Zipfel unter einem Winkel von 45° zur Walzrichtung ergeben. Bei einem Wert von Δr≈0 bilden sich keine Zipfel aus [Klo06, Doe10]. Nach [Sem88] lässt sich mit Werkstoffen, welche eine hohe mittlere senkrechte Aniso- tropie rm bei gleichzeitig niedriger ebener Anisotropie Δr aufweisen, ein optimales Tiefzieher- gebnis realisieren. Die hier beschriebenen Werkstoffkennwerte, sowie der in Kapitel 2.2.1 beschriebene Elastizi- tätsmodul E, welcher nach [Czi12, Eve04] als ein Steifigkeitsfaktor verstanden werden kann, sind keineswegs konstante Größen. U.a. sind sie vielmehr abhängig vom aktuellen Grad der Umformung des betrachteten Werkstoffs, der aktuellen Temperatur und der Dehnrate [Eve04, Doe02]. Nach [Avi68, Doe86, Sem88] sind die Spannungs-Dehnungs-Zusammenhänge derart 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 15 komplex, dass sich bei vielen Materialien die Fließkurve bei höherer Dehnrate entsprechend Abbildung 5 ändert. Abbildung 5: Spannungs-Dehnungs-Dia- gramm bei unterschiedlicher Dehnrate nach [Avi68] Abbildung 6: Änderung des Elastizitätsmo- duls bei plastischer Verfor- mung [Neu98] Auch der E-Modul ist mit zunehmender Dehnung nicht als konstant anzusehen, nach [Doe02] reduziert eine Vorreckung des Werkstoffs den E-Modul (Abbildung 6), der sich durch eine nachgelagerte Wärmebehandlung wieder erholen kann [Eve04]. Die Prüftemperatur besitzt ei- nen ebenfalls entscheidenden Einfluss auf den E-Modul. Eine Erhöhung der Prüftemperatur führt nach [Eve04, Sch07b] zu einer Verminderung des E-Moduls. Zusätzlich zur Dehnungs- abhängigkeit des E-Moduls besteht weiterhin eine Abhängigkeit des E-Moduls von der Orien- tierung bezogen auf die Walzrichtung [Sch07b]. Abbildung 7: Dehnungsabhängigkeit des Verfestigungsexponenten (a) und der senkrechten Anisotropie (b) einer AA6016 Aluminiumlegierung [Sch10] erhöhte Dehnrate σ ε (a) (b) 16 2 Stand der Technik Eine Analyse des dehnungsabhängigen r-Wertverlaufs ergibt ebenso wie die nähere Betrach- tung des n-Wertverlaufs eine signifikante Abhängigkeit zum Betrag der plastischen Dehnung und der Orientierung bezogen auf die Walzrichtung. Dehnungsabhängige Versuchsergebnisse nach [Sch10] verdeutlichen die jeweilige Abhängigkeit von der vorherrschenden Dehnung (Abbildung 7) für eine Aluminiumlegierung der 6xxx Familie, die typischerweise für PKW- Außenhautbauteile eingesetzt wird. Bei den mit Hilfe des Zugversuchs ermittelten Werkstoffkennwerten handelt es sich nicht um konstante Werte, sondern um dehnungs- und richtungsabhängige Kenngrößen, die als Pro- zessparameter zu verstehen sind und einen signifikanten Einfluss auf die Ergebnisse rechner- gestützter FE-Simulationen besitzen. Hierbei sind insbesondere der E-Modul, die senkrechte Anisotropie r sowie der Verfestigungsexponent n hervorzuheben [Sch07b]. 2.2.6 Tribologie in der Blechumformung Die Tribologie in der Umformtechnik beschäftigt sich mit allen Arten von Reibung, Verschleiß und Schmierung und bildet damit eine komplexe Randbedingung mit großem Einfluss auf das Umformergebnis [Klo06, Gro11a, Spu12]. Grundsätzlich besteht ein tribologisches System aus einem Grundkörper (Werkzeug bzw. Ziehring), zu dem sich ein Gegenkörper (Werkstück bzw. Blechplatine) relativ bewegt. Hierbei wird ein Zwischenstoff (Schmierstoff) im Spalt zwischen Grund- und Gegenkörper berücksichtigt [Doe10]. Im Folgenden sollen lediglich die relevanten Größen für die vorliegende Arbeit erläutert werden. Weiterführende Erläuterungen finden sich in der einschlägigen Literatur [Czi10, Fil04, Hor01, Lan02, Lan90, Sta98, Pfe97]. Bei der Blechumformung spielen die Reibung und deren Einflüsse eine übergeordnete Rolle. Dies ist auf der im Verhältnis zum Volumen großen Oberfläche der Platine zurückzuführen und wird mit abnehmender Blechdicke zunehmend prägnanter. Die Reibung wirkt sich auf den Um- formprozess signifikant aus und beeinflusst den Kraftaufwand, den Verschleiß, die Werkzeug- temperatur und weitere Faktoren [Doe10, Fil04, Spu12]. Die Reibung wird in Abhängigkeit vom Kontaktzustand zwischen Werkzeug und Werkstück nach [Lan02] in vier wesentliche Be- reiche eingeteilt (vgl. Abbildung 8):  Festkörperreibung  Grenzreibung  Mischreibung  Hydrodynamische Reibung (Flüssigkeitsreibung) In der Umformtechnik ist die Mischreibung von entscheidender Bedeutung, d.h. es tritt ein Kontaktzustand auf, welcher sowohl durch Bereiche mit Festkörperreibung als auch mit Hyd- rodynamischer Reibung gekennzeichnet ist [Doe10]. Die Reibung unterliegt vielen Einfluss- größen, welche nach [Hor01, Klo06, Li95, Pfe97, Spu12, Sta98] dem Umformverfahren, der Schmierung, den Eigenschaften der Reibpartner und den äußeren Einflüssen wie etwa Tempe- ratur und Luftfeuchtigkeit zugeordnet werden können (vgl. Abbildung 9). 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 17 Abbildung 8: Stribeck-Kurve [Klo06] Abbildung 9: Einflussgrößen auf die Rei- bung nach [Li95] Für die Auslegung umformtechnischer Prozesse ist die Kenntnis über den Kraft- bzw. Arbeits- bedarf sowie der daraus resultierenden Spannungen und Formänderungen von essentieller Be- deutung. Wie bereits beschrieben, hat die Reibung einen maßgeblichen Einfluss auf diese Grö- ßen, sodass ein mathematisches Modell zur Beschreibung der Reibung notwendig erscheint. In der Umformtechnik haben sich zwei Modelle als praktikabel erwiesen – das Modell nach Charles Augustin de Coulomb und das sog. Reibfaktormodell [Klo06, Lan02]. Letzteres wird nach [Klo06] bei Umformprozessen mit hoher Kontaktnormalspannung, wie sie bei der Mas- sivumformung auftreten, eingesetzt und an dieser Stelle daher nicht näher betrachtet. Das Coulombsche Reibungsgesetz stellt einen mathematischen Zusammenhang zwischen der entgegen der Bewegungsrichtung wirkenden Reibungskraft FR und der Normalkraft FN mithilfe eines Proportionalitätsfaktors, der sog. Reibungszahl μ, her [Gro11b, Lan02]: 𝐹𝑅 = 𝜇 ∙ 𝐹𝑁 (18) Die wirkenden Spannungen lassen sich analog hierzu mithilfe der Reibungsschubspannung τR und der Normalspannung σN beschreiben: 𝜏𝑅 = 𝜇 ∙ 𝜎𝑁 (19) Die genannte Reibungszahl μ wird über den Vorgang meist als konstant angenommen. Eine konstante Reibungszahl beschreibt die wahren Reibungsverhältnisse zwischen den Reibungs- partnern jedoch nicht hinreichend genau. Zahlreiche Untersuchungen haben belegt, dass sich die Reibungszahl abhängig von der wirkenden Normalkraft, der Ziehgeschwindigkeit, der Tem- peratur, der Oberflächenbeschaffenheit und weiterer Größen einstellt [Fil11, Ma11, Spu12]. Sie ändert sich zeitlich und örtlich während des Ziehvorgangs und wird maßgeblich durch Blech- werkstoff und dessen Oberfläche (Beschichtung, Topographie) sowie der vorherrschenden Schmierung bzw. Beölung beeinflusst. Moderne Reibungsmodelle können bereits heute viele Einflussparameter der Reibung berücksichtigen, erscheinen jedoch für den Einsatz in der Si- mulation als zu komplex und nicht anwenderfreundlich. Weiterhin sind die meisten Modelle R e ib u n g sz a h l Umformverfahren Temperatur Umformgeschwindigkeit Formänderung Kräfteverhältnisse Spannungsverhältnisse Pressenkinematik … Reibungsparameter Wahre Kontaktfläche Oberflächenbeschaffenheit Material Gleitgeschwindigkeit örtlicher Druck Wärmeleitfähigkeit Verfestigungsverhalten Adhäsionsverhalten Verzunderung … Schmierung Druckbeständigkeit Schmelzpunkt Wärmeausdehnung Viskosität Struktur chem. Reaktionsvermögen Scherfestigkeit … äußere Einflüsse Temperatur Luftfeuchtigkeit Atmosphäre … R e i b u n g 18 2 Stand der Technik nur für spezielle Fälle, d.h. für eine bereits validierte Konstellation der Reibungsparameter an- wendbar und daher nicht allgemeingültig. Die Variation von Prozessparametern, z.B. der Ober- flächenrauigkeit, der Gleitgeschwindigkeit, der Temperatur oder der Flächenpressung, bedingt eine Änderung des Reibungsmodells und damit eine erneute Validierung dessen [Fil11]. In der Blechumformung bewegt sich die Platine innerhalb des Werkzeugs über komplex ge- krümmte Bereiche und wird über Radien umgelenkt. Hierbei können die Reibungskräfte nicht ausschließlich mit dem Reibungsgesetz nach Coulomb beschrieben werden, sodass andere Mo- delle herangezogen werden müssen. Den grundlegenden, jedoch sehr vereinfachten Ansatz für die mathematische Beschreibung der Reibungskraft beim Ziehen eines Blechwerkstoffs über einen Radius r (vgl. Abbildung 10) bildet das Gesetz nach Leonard Euler und Johann Albert Eytelwein, welches auch als Seilreibungsgesetz bezeichnet wird [Dun78, Boe09]. Hierfür wer- den idealisierte Annahmen getroffen, d.h. die Biegespannungen werden vernachlässigt, weiter- hin wird angenommen, dass der Blechwerkstoff nicht einschnürt und dem Coulombschen Rei- bungsgesetz unterliegt. Für die Reaktionskraft F2 ergibt sich nach [Lit64, Wag96, Gro11b, Mar02, Boe09] somit folgender Zusammenhang: 𝐹2 = 𝐹1 ∙ 𝑒 𝜇∙𝛼 (20) mit |𝐹2| > |𝐹1| (21) Abbildung 10: Seilreibungsgesetz nach Euler-Eytelwein [Vla09] Die im Seilreibungsgesetz berücksichtigte Reibungszahl µ in Abhängigkeit vom Umschlin- gungswinkel α lässt sich nach Duncan und Shabel mithilfe des Kontaktdruckes an einem infi- nitesimalen Bogenelement θ eines Blechstreifens mit dem Radius R herleiten. Dabei wird ein Blechstreifen mit konstantem Querschnitt angenommen und das Reibungsgesetz nach Coulomb zugrunde gelegt [Dun78]. 𝐹𝑁 = 2 ∙ sin ( 𝜃 2 ) ∙ 𝑃 (22) für 𝜃 ≪ 1 gilt sin ( 𝜃 2 ) ≈ 𝜃 2 (23) damit ergibt sich für FN 𝐹𝑁 = 𝜃 ∙ 𝑃 (24) Abbildung 11: Am Blechstreifen wirkende Kräfte [Dun78] Am Blechstreifen der Breite w greifen die Kräfte P1 bzw. P2 an, die den Kräften F1 bzw. F2 in Abbildung 10 entsprechen. An einem infinitesimalen Flächenelement A kann mittels einer P1 P2 P θ P+dP q q µq 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 19 Gleichgewichtsbetrachtung der wirkenden Kräfte P bzw. P+dP die auf diesem Element wir- kende Normalkraft in Form einer Flächenlast q, die dem Kontaktdruck auf diesem infinitesi- malen Flächenelement entspricht, ermittelt werden. Diese ergibt sich nach [Gro11b, Mar02, Mah12, Dun78] zu: 𝑞 = 𝐹𝑁 𝐴 = 𝜃∙𝑃 𝑅∙𝜃∙𝑤 = 𝑃 𝑅∙𝑤 (25) Die Aufsummierung der Kraftelemente in tangentialer Richtung ergibt: 𝑑𝑃 = 𝜇 ∙ 𝑞 ∙ 𝑅 ∙ 𝑤 ∙ 𝑑𝜃 (26) Mit (26) ergibt sich (25) zu: 𝑑𝑃 𝑃 = 𝜇 ∙ 𝑑𝜃 (27) Unter Annahme einer konstanten Reibungszahl kann diese mithilfe der vor und nach dem Ra- dius angreifenden Kräfte P1 und P2 berechnet werden: 𝜇 = 1 𝜃 ln ( 𝑃1 𝑃2 ) (28) Diese Ansätze vernachlässigen jegliche Biegespannungen in der Platine und betrachten ledig- lich die Reibungsverhältnisse am Radius. Bei der Umformung sind jedoch die Spannungen am Radiuseinlauf sowie am Radiusauslauf ebenso von entscheidender Bedeutung, um ein mögli- ches Versagen des Werkstoffs vorherzusagen. Mathematische Ansätze zur Berechnung sowie Versuchseinrichtungen zur experimentellen Bestimmung der entsprechenden Größen werden daher in Kapitel 5.1 erläutert. 2.2.7 Finite-Elemente-Methode (FEM) Die sog. Methode der Finiten Elemente (FEM) ist ein numerisches Verfahren für die Lösung von Differentialgleichungen [Alt12, Ban00, Mer10]. Zur Einsparung von Zeit und Kosten wer- den in der Umformtechnik simulative Machbarkeitsuntersuchungen auf Basis der FEM durch- geführt, d.h. es wird der umformtechnische Prozess mithilfe entsprechender Software virtuell abgebildet bzw. modelliert und mittels numerischer Verfahren berechnet. Hierbei werden die FEM basierten Verfahren zur gezielten Auslegung des Umformprozesses und der Bauteile selbst eingesetzt. Durch den in der Bauteilentwicklung frühzeitigen Einsatz dieser numerischen Verfahren können Prozesse optimiert und Entwicklungszeitbedarfe reduziert werden. Aufgrund der in der Umformtechnik hohen Werkzeugkosten spielen FEM basierte numerische Verfahren heutzutage während des Produktentstehungsprozesses eine wesentliche Rolle [Spu12, Eis12, Klo06]. Die Basis der FEM bildet die Diskretisierung eines komplexen Körpers in eine Anzahl endli- cher, geometrisch einfacher 2- bzw. 3-dimensionaler Elemente, welche als finite Elemente be- zeichnet werden. Diese Elemente sind untereinander mittels Knoten verbunden zwischen denen die sog. Ansatzfunktion des Elementes definiert wird. Diese Ansatzfunktion, die oft auch als 20 2 Stand der Technik Interpolationsfunktion bezeichnet wird, wird zur Annäherung des Verlaufs der Zustandsgrößen innerhalb eines Elementes verwendet. Damit lässt sich für jedes Element eine Lösung des An- fangswertproblems finden und mittels mathematischer Methoden können die Einzellösungen schließlich zu einer globalen Lösung für die untersuchte Gesamtstruktur zusammengesetzt wer- den [Spu12, Eis12]. Allgemein kann eine Finite-Elemente-Analyse (FEA) nach [Klo06, Spu12] in folgende drei Phasen unterteilt werden:  Datenaufbereitung bzw. Modellbildung mittels eines Preprozessors  Berechnung der Bewegungsgleichungen mittels eines Solvers  Auswertung bzw. Darstellung der Ergebnisse mittels eines Postprozessors Im ersten Schritt, der Modellbildung, spielen die Eingangsparameter für eine FE-Berechnung eine entscheidende Rolle. Neben der bereits angesprochenen Diskretisierung des komplexen Körpers in finite Elemente müssen diese im Preprozessing in ihren Eigenschaften definiert wer- den. Hierfür werden in der Umformtechnik nach [Alt12, Lan93, Mer10] grundsätzlich drei ver- schiedene Elementtypen eingesetzt:  Volumenelemente (Kontinuumselemente)  Membranelemente  Schalenelemente Volumenelemente weisen keine Einschränkungen bzgl. Geometrie und an das Nachbarelement übertragbare Spannungen auf, wodurch sie nahezu universell einsetzbar sind. Da in der Blechumformung das umzuformende Halbzeug eine zur Dicke relativ große Oberfläche besitzt und das Breiten- zu Höhenverhältnis von Volumenelementen den Faktor 5–10 nicht überschrei- ten darf, wird für eine exakte Abbildung des Prozesses eine hohe Anzahl von Elementen erfor- derlich. Dieser Sachverhalt erhöht drastisch die Rechenzeit solcher FE-Rechnungen und ist da- her im Allgemeinen nicht praktikabel [Lan93, Mer10]. Membranelemente berücksichtigen lediglich Spannungen in der Blechebene, die in Blechdi- ckenrichtung als konstant angenommen werden. Damit können keine Normalspannungen und Schubspannungen in Blechdickenrichtung berücksichtigt werden, wodurch diese Elemente starken Einschränkungen unterliegen. Sie reduzieren einen dreidimensionalen Umformvorgang auf ein zweidimensionales Problem, wodurch die Rechenzeiten extrem verkürzt werden kön- nen. Für biegedominierte Prozesse bzw. Prozesse mit Biegebeanspruchung, wie sie bei der Um- formung von Außenhautbeplankungen vorliegen, sind diese Elemente daher nur bedingt ein- setzbar. Es wird ein minimaler Quotient des Biegeradius zur Blechdicke von zehn angegeben, ab dem Membranelemente für die Umformsimulation eingesetzt werden können [Eis12]. Schalenelemente reduzieren ebenfalls einen dreidimensionalen Umformvorgang auf ein zwei- dimensionales Problem, können jedoch im Gegensatz zu den Membranelementen Spannungen in Blechdickenrichtung abbilden und damit Veränderungen in den Normal- und Scherspannun- gen erfassen. Damit lassen sich die meisten umformtechnischen Prozesse bei entsprechend an- gemessener Rechenzeit abbilden [Lan93, Mer10]. Neben der Diskretisierung des komplexen Körpers und der Zuweisung eines geeigneten Ele- menttypus muss während des Preprozessings der umzuformende Werkstoff definiert werden. Man unterscheidet bei der Simulation von Umformprozessen zwischen zwei Hauptgruppen: 2.2 Relevante Grundlagen der Blechumformung 21 den Stoffgesetzen, welche die elastischen Werkstoffeigenschaften berücksichtigen und denen, die den Werkstoff als starr, d.h. als Biegesteif annehmen (Abbildung 12). Abbildung 12: Einteilung der Stoffmodelle für große plastische Formänderungen [Lan93] Für die Blechumformung sind die elastisch-plastischen Stoffmodelle von besonderer Bedeu- tung. Sie berücksichtigen das elastische Verhalten des Werkstoffs und können damit die Rück- federung der Bauteile abbilden [Klo06, Mer10]. Weitere Randbedingungen, die den Prozess und die Kinematik der Werkzeuge berücksichtigen, müssen ebenfalls im Modell hinterlegt wer- den. Hierbei hat die Definition der Reibung zwischen Werkzeug und Werkstück einen signifi- kanten Einfluss auf die Ergebnisse aus FE-Rechnungen [Li95]. Im zweiten Schritt erfolgt die Berechnung des Simulationsmodells mittels eines Solvers. Grundsätzlich wird hierbei zwischen expliziten und impliziten Lösungsverfahren unterschie- den. Implizite Verfahren finden meist im Bereich der Massivumformung, explizite Verfahren hingegen meist im Bereich der Blechumformung Anwendung. Letztere unterteilen den Prozess in kleine Zeitschritte und suchen nach einer Lösung der Differentialgleichungen für den Zeit- schritt t+Δt ausgehend vom Ausgangszeitschritt t. Die Ergebnisse zum Zeitpunkt t+Δt dienen dann als Basis zur Berechnung des nächsten Zeitschritts. Dieses Vorgehen ist jedoch nur dann möglich, wenn der Zeitschritt Δt kleiner gewählt wird als die Zeitdauer, die eine elastische Welle benötigt, um die Strecke der kleinsten Elementkantenlänge zurückzulegen. Die Zeit- schrittweite ist demnach von der werkstoffspezifischen Schallgeschwindigkeit c abhängig, wel- che vom Elastizitätsmodul E und der Dichte ρ abhängt. Aus diesem Grund sind die Zeitschritt- weiten sehr gering, wodurch sich eine hohe Anzahl an Rechenschritten ergibt. Durch geeignete Maßnahmen, können diese jedoch reduziert werden, sodass die Rechenzeiten akzeptabel blei- ben [Klo06, Mer10]. Weiterführende Erläuterungen finden sich in der einschlägigen Literatur [Bat02, Zie84]. Implizite Verfahren unterliegen nicht der Beschränkung einer kleinen Zeit- 22 2 Stand der Technik schrittweite, sondern lösen das nichtlineare Gleichungssystem mittels eines Iterationsverfah- rens. Dies erfordert jedoch meist höhere Rechenleistungen pro Zeitschritt, da jedoch die Zeit- schrittweite wesentlich höher gewählt werden kann, wird dieser Faktor kompensiert. In der Blechumformung werden implizite Verfahren meist für die Rückfederungsberechnung einge- setzt, die als statisches Problem gesehen wird. Für den Umformvorgang selbst, finden meist explizite Lösungsverfahren Anwendung [Klo06, Eis12]. Nach der Berechnung durch den Solver werden im letzten Schritt die Ergebnisse mithilfe eines Postprozessors ausgewertet. Hierbei müssen zunächst die Resultate mit experimentell ermittel- ten Messwerten verglichen werten, um die Aussagekraft der Simulation zu prüfen bzw. diese zu bestätigen. Basierend auf einer derartigen Validierung können weitere Simulationsreihen und Optimierungsmaßnahmen rein virtuell erfolgen, ehe eine Umsetzung im Werkzeug erfolgt [Mer10]. 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens Das Streckziehen wird nach DIN 8585 der Verfahrensgruppe des Zugumformens der Unter- gruppe Tiefen mit starren Werkzeugen zugeordnet (siehe Kapitel 2.1.3). Grundsätzlich handelt es sich um ein einfaches Verfahren, bei dem an mindestens zwei gegenüberliegenden Seiten eines Blechzuschnitts mittels Greifern oder Spannelementen das Blech eingespannt wird [Oeh66a, Spu12]. Die Einspannung des Blechzuschnitts kann sowohl mittels starren, drehbar gelagerten Spannelementen, als auch mit Hilfe von rotatorisch und translatorisch beweglichen Spannzangen erfolgen, die mit zunehmender Zugkraft während des Prozesses diese selbsttätig erhöhen [Lan90, San67]. Prinzipiell erfolgt die Umformung des Halbzeugs durch eine vorwiegend uniaxiale Zugbean- spruchung, welche durch den Formstempel oder durch die Spannzangen eingebracht wird. Der Werkstoff wird hierbei über die Fließgrenze hinaus beansprucht und passt sich im plastischen Zustand der Kontur des formgebenden Stempels an. Dabei ergibt sich während der Umformung eine Verringerung der Blechdicke bei gleichzeitiger Vergrößerung der Platine. Basierend auf den beiden Möglichkeiten der Zugkrafteinbringung erfolgt eine prinzipielle Unterteilung in das sog. einfache Streckziehen und das tangentiale Streckziehen. Beim einfachen Streckziehen wird die zur Umformung nötige Zugkraft durch die Stempelbewegung aufgebracht, während beim tangentialen Streckziehen die Zugkraft sowohl durch eine aktive Bewegung der Spannzangen als auch des Formstempels realisiert wird [Lan90, Oeh66b, Spu12]. 2.3.1 Einfaches Streckziehen Das einfache Streckziehen wird vornehmlich zur Herstellung einfach gekrümmter Blechform- teile eingesetzt. Bauteile mit räumlicher Krümmung sind für diesen Herstellungsprozess nicht vorgesehen. Die Platine wird meist an zwei, seltener an allen Seiten durch Greifer oder Spann- zangen fixiert, welche drehbar gelagert sind (Abbildung 13). Die für das einfache Streckziehen eingesetzten Maschinen bestehen prinzipiell aus einem meist hydraulisch angetriebenen Pres- sentisch auf dem der Stempel mittig angeordnet wird, einer Schlittenführung für die Einspann- elemente, sowie einem Antriebsaggregat mit entsprechender Steuerung [Klo06, Lan90]. 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens 23 Abbildung 13: Schematische Darstellung des einfachen Streckziehens nach [Lan90] Zunächst wird das umzuformende Halbzeug mittels Spannzangen an mindestens zwei gegen- überliegenden Seiten fest eingespannt. Die Spannelemente, die aus Variabilitätsgründen auf Führungsschlitten verschiebbar gelagert sind, behalten während der Umformung ihre Lage bei. Die Relativbewegung, die zur Umformung der Platine nötig ist, wird durch den Stempel aufge- bracht, der durch seine Bewegung die nötigen Spannungen mittelbar in das Blech einleitet. Zu- nächst findet ein Kontakt zwischen Halbzeug und Werkzeug an dessen Kuppe statt, wo der Blechwerkstoff elastisch verformt wird. Bei weiterer Aufwärtsbewegung des Stempels ver- formt sich nach Überschreiten der Streckgrenze der Werkstoff plastisch bis er schließlich im oberen Umkehrpunkt des Stempels seine endgültige Formkontur erhält. Mit zunehmender Stempelbewegung vergrößert sich indes die Kontaktfläche zwischen Stempel und Platine, so- dass die in diesem Bereich wirkenden Reibungskräfte eine weitere Dehnung der bereits am Stempel anliegenden Platinenbereiche behindern. Dadurch ergibt sich eine ungleichmäßige Spannungsverteilung entlang des Querschnitts, die nach Lösen der Spannelemente zu einer deutlichen Rückfederung des Blechformteils führen [Lan90]. 2.3.2 Tangentiales Streckziehen Das Tangentiale Streckziehen zeichnet sich im Gegensatz zum einfachen Streckziehen dadurch aus, dass die für die Formgebung notwendigen Zugspannungen nicht ausschließlich über den Stempel aufgebracht werden, sondern der Umformprozess vielmehr durch eine Kombination aus Stempel- und Greiferbewegung geprägt ist. Zunächst wird das Halbzeug analog zum einfa- chen Streckziehen mittels Spannelementen oder Greifern aufgenommen, ehe es durch ein Aus- einanderfahren der Spannzangen eben vorgereckt wird. Die in das Blech eingeleitete Zugbean- spruchung führt nach [Bat65, Kur69, San67] je nach Werkstoff zu einer plastischen Formände- rung von 2% bis 5%. Nach [Klo06] kann für ein vollkommen ebenes Werkstück eine gleich- mäßige Dehnung des gesamten Blechzuschnittes erreicht werden. In der Realität verhält sich das Werkstück jedoch durch lokale Unebenheiten inhomogen, sodass eine gleichmäßige Deh- nung über die freie Einspannlänge nicht erzielt werden kann. Aufgrund dieser lokalen Uneben- heiten wirkt die Streckkraft zunächst an teilverkürzten Stellen, sodass zunächst nur dort plasti- sches Fließen eintritt. Bei weiterem Steigern der Zugbelastung werden auch die bis dahin nicht gestreckten Bereiche der Platine plastisch verformt, sodass nunmehr eine plastische Verfor- mung des gesamten Zuschnitts erfolgt [Kur69, Kur71, Lan90]. In einem zweiten Arbeitsgang erfolgt die eigentliche Formgebung des Streckziehbauteils durch den Formstempel. Das Werkstück wird hierbei durch gezielte Bewegung der Spannelemente Formstempel Platine Hydraulischer Greifer Pressentisch 24 2 Stand der Technik tangential an den Formstempel angelegt, sodass keine Relativbewegung zwischen Formstempel und Blech stattfindet [Lan90, Klo06]. Dieser Vorgang kann durch eine aktive Bewegung des Formstempels unterstützt werden (Abbildung 14). Abbildung 14: Schematische Darstellung des tangentialen Streckziehens nach [Lan90] Die Bewegung der Einspannelemente selbst wird derart geregelt, dass die aufgebrachte Zug- kraft stets tangential zur Stempelkontur wirkt und hierdurch die noch nicht am Stempel anlie- genden Blechbereiche gleichmäßig plastisch verformt werden. Der Prozess ermöglicht somit eine homogene Dehnungsverteilung im Werkstück bei gleichzeitig hohem Nutzungsgrad des Umformvermögens des eingesetzten Halbzeugs. Da eine Relativbewegung zwischen Form- stempel und Werkstück vermieden wird, fallen die beim einfachen Streckziehen auftretenden Rückfederungseffekte aufgrund inhomogener Spannungsverteilung weg. Das Tangentialstreck- ziehen erlaubt nach [Lan90] demnach die Herstellung eng tolerierter Blechformeile mit deutlich engeren Maßtoleranzen als beim einfachen Streckziehen. Nach [Hof65] wird trotz der verbesserten Abformgenauigkeit durch die bereits beschriebene reibungsfreie Umformung in der Werkzeugkontaktzone ein Nachstrecken des Werkstücks unter erhöhter Streckziehkraft angeschlossen. Dadurch werden eine noch bessere Abformgenauigkeit und damit eine Reduzierung der werkstoffbedingten, nicht vermeidbaren Rückfederung erreicht [Bat65, Lan90, Sem88]. Nach [Bat65, Cho88, Hof65, Kur69, Lan90] existieren weitere Vor- teile beim Tangentialstreckziehen gegenüber dem einfachen Streckziehen. Durch das tangenti- ale Streckziehen lassen sich räumlich Werkstücke herstellen. Ein weiterer Vorteil des Tangen- tialstreckziehens liegt im Materialnutzungsgrad. Durch die Kinematik der Greifer können klei- nere Blechzuschnitte mit reduziertem Werkstoffabfall im Vergleich zum einfachen Streckzie- hen eingesetzt werden. Der Freiheitsgrad der Greiferkinematik erlaubt es, das Formwerkzeug zu unterziehen, d.h. die Herstellung von Bauteilen mit Hinterschnitten ist hiermit möglich. 2.3.3 Streckziehen mit Gegenwerkzeug Blechformteile mit komplexen Krümmungen und lokaler Krümmungswechsel, wie sie häufig Außenhautbauteile in der Automobilindustrie aufweisen, können durch Streckziehen mit Ge- genwerkzeug realisiert werden. Der Fertigungsprozess basiert auf dem bereits beschriebenen tangentialen Streckziehen, dem eine nachgelagerte Umformoperation durch ein Gegenwerk- zeug folgt. Diese nach Cyril Bath benannte Verfahrensvariante basiert im Allgemeinen auf den- selben Prozessschritten wie das Tangentialstreckziehen und wurde zunächst als Erweiterung der bestehenden Einrichtungen zum tangentialen Streckziehen vorgesehen [Bat60]. Nach Formstempel Platine Hydraulischer Greifer Pressentisch 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens 25 [Mai63, Bat64] wurde diese Verfahrensvariante anschließend derart angepasst, sodass sie in einer konventionellen einfach wirkenden Presse betrieben werden konnte. Der konvex ausge- führte Stempel des Umformwerkzeugs wird hierbei am Pressentisch fixiert und randseitig durch die hydraulischen Greiferelemente flankiert (Abbildung 15a). Diese recken im ersten Prozess- schritt (Abbildung 15b) das fixierte Halbzeug auf mindestens 2% plastischer Dehnung vor [Lan90, Bat64, Bat65]. Abbildung 15: Schematische Darstellung des Streckziehens mit Gegenwerkzeug nach [Bat65] Im Anschluss wird analog zum Tangentialstreckziehen das Blech mittels der Spannelemente über den Formstempel gezogen (Abbildung 15c). Im Gegensatz zum tangentialen Streckziehen sind beim Cyril-Bath-Verfahren die Spannelemente sowohl drehbar als auch neigbar gelagert, der Tisch ist ebenfalls neigbar, wodurch ein hoch variabler Prozess zur Verfügung steht. Die finale Formgebung erfolgt durch Schließen des Gegenwerkzeuges, wodurch auch Bauteilberei- che mit konkaver Krümmung ausgeformt werden können (Abbildung 15d). Die Spannelemente können ihrerseits eine Bewegung relativ zur Bewegung des Gegenwerkzeugs ausführen, sodass ein Nachfließen des Werkstoffs ermöglicht und eine örtliche Überbeanspruchung vermieden werden kann. Nach der Umformoperation werden Formwerkzeug und Gegenwerkzeug geöffnet (Abbildung 15e), sodass das Werkstück entnommen werden kann [Bat65, Kur69, Sem88, Lan90]. 2.3.4 Weitere Verfahrensvarianten des Streckziehens Basierend auf dem Streckziehen mit Gegenwerkzeug, d.h. auf der Grundidee von Cyril Bath [Bat60] aufbauend, wurden zahlreiche Verfahrensvarianten mit alternativer Kinematik der Spannelemente entwickelt. Diese haben sich auf die Art der Blechklemmung und deren Re- ckung, sowie auf die Entwicklung von Streckziehmaschinen mit variabler Greiferkinematik fo- kussiert [Cho88, For00, Hue92, Kan87, Pol97]. (a) (b) (c) (d) (e) 26 2 Stand der Technik Weiterentwicklungen des Cyril-Bath-Verfahrens und der hierfür benötigten Anlagen zum Vor- recken des Halbzeugs innerhalb des Werkzeugeinbauraums einfach wirkender Pressen (Abbildung 16), sowie Verfahrensvarianten mit erweiterten Fertigungsoptionen, wie etwa dem Bauteilbeschnitt nach der Umformung, finden sich in diversen Patentschriften [Dol67, Pac00]. Abbildung 16: Vorrecken der Platine durch Keile nach [Dol67] Bei der Verfahrensvariante nach [Dol67] wird die Platine analog zur Grundidee nach [Bat60] eben vorgereckt, jedoch nicht durch eine aktive Bewegung eines Hydraulikzylinders, welcher eine Horizontalbewegung der Einspannelemente realisiert. Die zur Vorreckung der Platine not- wendige Greiferbewegung wird durch keilförmig ausgeführte Werkzeugelemente realisiert, die während des Pressenhubes ineinandergreifen und durch ihre Kontur eine entsprechende Hori- zontalbewegung der Greifer hervorrufen. Diese Entwicklung hin zu Verfahrensvarianten, wel- che sich mit Werkzeugtechnologien befassen, die das Streckziehen von Blechformteilen durch Einsatz einfach wirkender Pressen erlauben, wurde durch [Bro03, Gen03, Uji85] weiterver- folgt. Sie beschreiben Werkzeugtechnologien, welche sowohl das Vorrecken als auch das Tief- ziehen bzw. das Ausformen der finalen Bauteilkontur nicht durch eine zusätzliche Anlagen- technologie, wie sie beispielsweise mechanische oder hydraulische Greifer- und Spannele- mente nach [Pol97] darstellen, sondern durch das Umformwerkzeug selbst erlauben. Damit wird der Prozess des Streckziehens nicht durch die Anlagen- bzw. Maschinentechnologie be- stimmt, sondern vielmehr durch das Umformwerkzeug, welches das Halbzeug durch intelli- gente Kinematik einzelner Komponenten zunächst reckt und anschließend die angestrebte Bau- teilkontur erzeugt. Bei den Verfahren nach [Bro03, Gen03] wird der Randbereich des umzufor- menden Halbzeugs durch Schließen des Werkzeugs zunächst geklemmt. Beim Verfahren nach [Bro03] erfolgt dies durch keilförmige Spann- und Reckmodule (Abbildung 17), die jeweils am Ober- und Unterteil des Werkzeugs randseitig positioniert sind und im ersten Prozessschritt den Platinenrand fest einspannen und durch die Abwärtsbewegung des Werkzeugoberteils die Pla- tine lateral vorrecken. Beim Verfahren nach [Gen03] wird das Halbzeug zunächst in einer be- weglichen Klemm- und Reckvorrichtung (Abbildung 18) abgestellt und zugleich eingespannt. Durch die weitere Abwärtsbewegung des Werkzeugoberteils wird eine horizontale Bewegung Keilsegment Führungseinheit horizontal Platine Matrize Stempel Zugelement Führungseinheit vertikal Blechhalter Spannzange 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens 27 der Reckvorrichtung durch keilförmige Werkzeugkomponenten realisiert, sodass die Platine aus der Mitte heraus gereckt wird. Abbildung 17: Werkzeugkonzept zum kombinierten Recken und Tiefziehen nach [Bro03] Abbildung 18: Werkzeugkonzept zum kombinierten Recken und Tiefziehen nach [Gen03] Durch Schließen des Werkzeugs wird die zunächst lateral vorgereckte Platine schließlich mit- tels eines Formstempels in eine meist komplexe Geometrie mit konvex-konkaver Bauteilkrüm- mung ausgeformt [Bro03, Gen03]. Beim Verfahren nach [Uji85] wird die Platine ebenfalls zunächst vorgereckt und im zweiten Prozessschritt mittels eines Formstempels tiefgezogen (Abbildung 19). Abbildung 19: Werkzeugkonzept zum kombinierten Recken und Tiefziehen nach [Uji85] Neben der Vorreckung des Halbzeugs verfolgt dieses Verfahren durch die Werkzeugausfüh- rung ein weiteres Ziel, nämlich durch kompakte Bauweise und durch Verzicht mehrmaliger Umlenkung des Blechwerkstoffs eine möglichst große Werkstoffeinsparung zu erzielen. Dies Stempel Platine Blechhalter Matrize Keilsegment oben Keilsegment unten Platine Stempel Reckeinheit Blechhalter Matrize 28 2 Stand der Technik gelingt durch Anpassung des konventionellen Blechhalters, wie er beim klassischen Tiefziehen eingesetzt wird. Der Blechhalter besteht bei diesem Verfahren aus mehreren Werkzeugteilen, die keilförmig ausgeführt und gezielt aufgeraut sind, um eine Rückhaltung des Blechwerkstoffs zu verstärken. Der Reckvorgang wird hierbei durch eine Horizontalbewegung der lateral gela- gerten, keilförmigen Blechhalterkomponenten realisiert, hervorgerufen durch die Abwärtsbe- wegung des Blechhalterstößels. Die Platine kann durch diese Anpassung des Blechhalters auf ein Minimum reduziert werden und garantiert dennoch eine optimale Rückhaltung der Platine, um Faltenbildung zu verhindern [Uji85]. Neben den hier bereits vorgestellten Möglichkeiten das Halbzeug einzuspannen, um es an- schließend zu recken, bieten Sicken und Bremswulste eine weitere, effektive Möglichkeit hierzu [Lan90]. Sie werden vornehmlich zur Steuerung des Werkstoffflusses eingesetzt, um diesen daran zu hindern, unkontrolliert in die Matrize einzufließen und aufgrund vorherrschen- der Druckspannungen eine Faltenbildung zu begünstigen. Da der Werkstofffluss durch Einsatz solcher Bremswulste nicht gänzlich vermieden werden kann, handelt es sich hierbei um eine Kombination aus Tiefziehen und Streckziehen [Lan90]. Vor diesem Hintergrund haben sich zahlreiche Verfahrensvarianten entwickelt, die den kontrollierten Werkstofffluss durch Einsatz solcher Bremswulste für ein kombiniertes Recken und Tiefziehen nutzen [Bra88, Eha01, Fle09, Gno75, Haa06, Loe04, Mae77a, Mae77b, Mos42, Lie96a, Lie96b]. Die in [Mos42] beschrie- bene Variante wurde zunächst als ein kostengünstiges Werkzeugkonzept für die Herstellung von Bauteilen kleiner Losgrößen entwickelt. Durch den einfachen, zweiteiligen Aufbau des Werkzeuges ohne Blechhalter sinken dessen Herstellkosten, wodurch diese Verfahrensvariante sinnvoll erscheint. Die zur faltenfreien Herstellung von Bauteilen nötige Rückhaltekraft wird durch Anordnung mehrerer Nuten und Wülste im Ober- bzw. Unterwerkzeug erreicht, die beim Schließen des Werkzeuges ineinandergreifen und dadurch eine Zugspannung erzeugen (Abbildung 20). Eine Faltenbildung durch Materialaufstauchung wird somit vermieden, wobei ein kontrollierter Werkstofffluss in die Matrize dennoch gewährleistet werden kann [Mos42]. Abbildung 20: Ziehleisten und Ziehwulste in einem Tiefziehwerkzeug [Mos42, Doe10] Bei den Verfahrensvarianten nach [Bra88, Fle09, Eha01] steht eine kontrollierte Rückhaltung des Werkstoffflusses insbesondere durch Einsatz von Riefen oder sickenförmigen Vertiefungen im Vordergrund (Abbildung 21). Diese Anordnung solcher Elemente unterbindet das Nachflie- ßen des Blechwerkstoffs in die Umformzone, wodurch der Blechwerkstoff eine Reckung er- fährt. Ziehwulste ZiehwulstZiehstab 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens 29 Abbildung 21: Werkzeugausführungen mit Riefen und sickenförmigen Vertiefungen zur Hemmung des Werkstoffflusses nach [Bra88, Fle09, Eha01] Die Verfahrensvarianten nach [Gno75, Lie96a] nutzen zur kontrollierten Rückhaltung des Blechwerkstoffs mehrere, hintereinander angeordnete Wülste, die analog zu den Varianten nach [Bra88, Fle09, Eha01] am Bauteilrand angeordnet sind. Das Verfahren nach [Gno75] glie- dert sich in zwei Prozessschritte. Zunächst wird die Platine mittels eines Streckziehstempels eben gereckt, wobei die Rückhaltung der Platine durch die im Blechhalter vorgesehenen Wülste erfolgt. Das Ausformen des Bauteils erfolgt in einem zweiten Prozessschritt durch den Form- stempel, welcher zeitlich versetzt erfolgt (Abbildung 22). Abbildung 22: Einfaches Streckziehen durch Ziehwülste [Gno75] Beim Verfahren nach [Lie96a] wird die Rückhaltung des Blechwerkstoffs ebenfalls mittels Wülsten, welche im Blechhalter integriert sind, aufgebracht (Abbildung 23). Der grundlegende Platine Matrize Blechhalter mit Wulst Werkzeugeinsatz mit Gegenwulst (a) Ausgangssituation (b) Streckziehen (c) Bauteil ausformen Formstempel Streckzieh- stempel Matrize Platine Platine Matrize Blechhalter Sickenstempel Stempel Blechhalter nach [Bra88] nach [Fle09] nach [Eha01] 30 2 Stand der Technik Unterschied und zugleich Vorteil gegenüber dem Verfahren nach [Gno75] besteht bei der ein- fachen Werkzeugausführung, die lediglich aus einem Stempel besteht, sowie der Funktions- weise der ineinandergreifenden Wülste, die ein Streckziehen der Platine ermöglichen. Abbildung 23: Werkzeugkonzept nach [Lie96a] Die Form der oberen bzw. unteren Wülste kann voneinander abweichen, wodurch sich eine Kontaktfläche lediglich zwischen den Wülsten und der Platine ergibt. Damit ist ein vollständi- ges Anliegen der Platine an den oberen und unteren Wülsten nicht vorgesehen, wodurch ein aufwändiges Tuschieren dieser Flächen innerhalb des Blechhalters entfallen kann [Lie96a]. Abbildung 24: Schematische Darstellung des Karosserieziehens [Bir13] Bei der konventionellen Herstellung von Karosserieteilen, z.B. für die Automobilindustrie, wird durch entsprechendes Tuschieren und durch die lokaleAnpassung der Blechhalterkraft ebenfalls der Werkstofffluss gezielt unterbunden, um die Herstellung von faltenfreien Bauteilen zu gewährleisten. Bedingt durch die meist geringe Bauteilkrümmung der herzustellenden Ka- rosserieteile, unterliegen Bauteilbereiche entlang des Stempelumrisses bzw. an der Bauteilzarge einer Tiefziehbeanspruchung, während Bereiche in der flachen Bauteilmitte, eher einer Streck- ziehbeanspruchung unterliegen (Abbildung 24). Die Herstellung solcher Karosserieteile stellt demnach eine Kombination aus Streck- und Tiefziehen im weitesten Sinne dar und wird auch Matrize Platine Druckbolzen Blechhalter Stempel Blechhalter- profil Streckziehen Tiefziehen Matrize Blechhalter Platine Druckbolzen Stempel 2.3 Verfahren und Werkzeuge des Streckziehens 31 als sog. Karosserieziehen bezeichnet [Bir13, Lan90]. In der Praxis werden jedoch die Begriff- lichkeiten bei der Herstellung von Karosserieteilen nicht explizit unterschieden, sodass an die- ser Stelle fälschlicherweise ausschließlich vom Tiefziehen gesprochen wird. Aufgrund der ho- hen Reibung zwischen Stempel und Platine werden jedoch durch den Streckziehanteil beim Karosserieziehen nur geringe Formänderungen in der Bauteilmitte erreicht. Eine auf der konventionellen Werkzeugtechnik (Abbildung 24) basierende Variante zur Her- stellung von Karosseriebauteilen aus Feinblech durch vorgelagertes Recken wird in [Hom12b] erläutert. Diese Verfahrensvariante verfolgt primär die Vermeidung von sog. Laufkanten, die für Bauteile im Sichtbereich zwingend zu vermeiden sind. Solche, oftmals auch als Nachlauf- kanten bezeichnete Oberflächenfehler, entstehen, wenn das Blech sich beim Ziehen über scharf- kantige Radien bewegt und schließlich im Sichtbereich zum Stehen kommt. Die Vermeidung solcher Laufkanten wird bei dieser Variante durch einen entsprechenden Werkzeugaufbau rea- lisiert. Hierbei wird die am Stößel befestigte Matrize zweigeteilt, sodass der innere Bereich mittels Feder- bzw. Druckelementen eine Blechhaltungsfunktion übernehmen kann. Der eigent- liche Blechhalter wird ebenfalls zweigeteilt, sodass diesem zunächst eine Reckfunktion zu- kommt und im weiteren Prozessverlauf die definitionsgemäße Rückhaltung des Blechwerk- stoffs erfolgt (Abbildung 25). Abbildung 25: Prozessfolge beim Ziehen von Karosserieteilen mittels der Verfahrensvariante nach [Hom12b] Der Vorteil dieses Verfahrens liegt sowohl in der Vermeidung von Laufkanten als auch in der Realisierung einer Kombination aus Recken und Tiefziehen in einem Werkzeug, ohne hierbei eine gesonderte Streckzieheinrichtung in den Prozess integrieren zu müssen. Eine weitere Verfahrensvariante zum kombinierten Streck- und Tiefziehen im selben Werkzeug ist in [Hom12a] beschrieben. Diese Variante nutzt ebenfalls einen modifizierten Blechhalter zur Reckung des Blechs. Hierbei wird jedoch kein weiterer Bewegungsfreiheitsgrad in Arbeits- richtung genutzt, sondern ein Freiheitsgrad in lateraler Richtung, d.h. eine weitere Bewegung des Blechhalters in Blechebene ermöglicht (Abbildung 26). Dies wird durch eine Schwenkki- nematik des Blechhalters ermöglicht, der sich durch eine entsprechende Führungsfläche inner- halb eines Blechhaltereinsatzes individuell anpassen lässt (Abbildung 27). Matrize Spannrahmen Blechhalter Platine Druckbolzen Innerer Blechhalter Stempel 32 2 Stand der Technik Abbildung 26: Werkzeug zum kombinier- ten Streck- und Tiefziehen von Blechformteilen nach [Hom12a] Abbildung 27: Prozessfolge beim kombinier- ten Streck- und Tiefziehen von Karosserieteilen nach [Hom12a] Zunächst wird die Platine zwischen dem oberen und dem unteren sog. Schwenk-Blechhalter geklemmt, sodass ein unkontrolliertes Nachfließen des Werkstoffs verhindert wird (Abbildung 27a). Im Anschluss wird durch die Abwärtsbewegung des Stößels der untere Blech- halter durch den oberen Blechhalter in Arbeitsrichtung verdrängt. Hierbei knickt dieser gezielt nach außen weg wodurch das Blech eine Zugbeanspruchung erfährt und lateral gereckt wird (Abbildung 27b). Durch die zwangsgesteuerte Bewegung des Blechhalters wird beim Ausfor- men der Bauteilkontur (Abbildung 27c) der Werkstofffluss in Richtung Bauteilmitte wieder begünstigt, sodass ein Versagen des Blechwerkstoffs in Form von Reißern aufgrund von Über- beanspruchung vermieden werden kann [Hom12a]. Diese Verfahrensvariante ist jedoch auf sehr flache Bauteilgeometrien mit geringer Ziehtiefe beschränkt, weshalb bisher lediglich ein Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung realisiert wurde. 2.3.5 Segmentiertes Streckziehen Die vorgestellten Verfahren zum Streckziehen von Feinblechen zeichnen sich u.a. dadurch aus, dass abhängig vom Bauteilumriss zumeist mehrere einzelne Spannsegmente zur Einspannung der Platine eingesetzt werden, diese jedoch nur im Verbund angesteuert werden können [Lan55, San67, Kur71]. Beim segmentierten Streckziehen können nach [Kie94, Fan96, Vla09] die Spannsegmente hingegen einzeln angesteuert sowie deren Position flexibel zueinander variiert werden und bieten damit eine erhöhte Flexibilität. Diese Flexibilität bedingt jedoch einen hohen technischen Aufwand, wodurch diese Verfahrensvariante kaum Serienrelevanz besitzt und sich lediglich für die Herstellung von Kleinstserien eignet bzw. in der Forschung Anwendung findet [Vla09]. Während die Verfahrensvarianten nach [Kie94, Fan96] ein rein segmentiertes Streckziehen er- lauben, wird bei der Variante nach [Vla09] eine Kombination aus segmentiertem Streckziehen H u b 1 H u b 2 (b) Recken (c) Ausformen(a) KlemmenMatrize Platine Schwenkblech- halter oben Schwenkblech- halter unten Einsatz mit Steuerkurve 2.4 SCS Streck- und Tiefziehen 33 mit anschließender Tiefziehoperation realisiert. Diese beiden Prozessschritte erfolgen im selben Hub, jedoch zeitlich voneinander getrennt (Abbildung 28). Abbildung 28: Anlage zum segmentierten Streckziehen nach [Vla06a] Zunächst wird die Platine durch die randseitig angeordneten Spann- und Zugmodule fixiert und durch eine aktive Bewegung der Segmente nach außen hin lateral gereckt. Die Zugmodule selbst sind hierbei innerhalb eines Rahmens angeordnet, welcher zusammen mit der Matrize am Pressenstößel fixiert wird. Nach Abschluss des Reckvorgangs wird die unter Zug stehende Platine durch die Hubbewegung des Stößels zwischen der obenliegenden Matrize und dem auf dem Pressentisch aufliegenden Blechhalter geklemmt. Dieser wird mit fortschreitendem Stö- ßelhub verdrängt, sodass mithilfe des Stempels die Bauteilkontur ausgeformt werden kann. Durch die autarke Ansteuerung der Spann- und Zugmodule kann während der Tiefziehphase eine aktive Bewegung der Spannsegmente nach innen erfolgen, wodurch der Werkstofffluss in den Umformbereich ermöglicht wird [Vla09]. 2.4 SCS Streck- und Tiefziehen Ein neuartiges Verfahren zum kombinierten Streck- und Tiefziehen von Feinblechen wird in [Vla06b] erläutert. Hierbei wird zunächst mithilfe von wulstförmigen Werkzeugelementen, wie sie bereits in [Gno75, Lie95] erläutert wurden, die Platine eben gereckt und anschließend durch entsprechende Formwerkzeuge die Bauteilkontur mittels Tiefziehen ausgeformt. Diese Verfah- renskombination aus Streck- und Tiefziehen hat sich aufgrund der im Vergleich zu anderen Matrize Stempel Blechhalter Platine Spann- und Zugmodule Rahmen Umgeformtes Bauteil 34 2 Stand der Technik Verfahrensvarianten kurzen Prozesszeiten als Short-Cycle-Stretchforming (SCS) etabliert [Vla09] und bildet die Basis dieser Arbeit (Abbildung 29). Abbildung 29: Prozessfolge beim kombinierten Streck- und Tiefziehen nach [Vla06b] Das SCS-Verfahren basiert prinzipiell auf dem Prinzip der Zugkraftinduktion hervorgerufen durch Biege- und Reibungsvorgänge am Platinenrand, welche durch mehrere, hintereinander angeordnete spezifisch gestaltete Formelemente bzw. Formwülste initiiert wird. Diese Form- elemente sind sowohl am Werkzeugoberteil als auch am Werkzeugunterteil angeordnet und greifen während des Schließens des Werkzeuges ineinander (Abbildung 29a), wodurch die da- zwischenliegende Platine infolge von Biege- und Reibungsvorgängen umgeformt wird (Abbildung 29b). Aufgrund der spezifischen Geometriegestaltung und der vorherrschenden tri- bologischen Bedingungen innerhalb dieser Formelemente wird das Blech in diese hineingezo- gen und erzeugt dadurch eine Zugbeanspruchung in der Platinenmitte, welche über der Streck- grenze des Blechwerkstoffs liegt und demnach zu einer plastischen Verformung des Werkstoffs führt. Mit fortschreitender Prozesszeit wird mithilfe eines zwischen den Formelementen ange- ordneten Stempels und einer entsprechenden Matrize das Bauteil durch vollständiges Schließen des Werkzeugs ausgeformt (Abbildung 29c). Während dieser Prozessphase kann der die Form- elemente umschlingende Blechwerkstoff in den Umformbereich einfließen, wodurch ein Ver- sagen durch Reißer vermieden wird [Vla08a, Vla08b]. Im Gegensatz zu anderen Verfahrensvarianten wird die zur faltenfreien Herstellung der Bau- teile erforderliche Rückhaltekraft nicht durch einen Blechhalter aufgebracht, sondern durch die Formelemente. Damit kommt diesen Werkzeugelementen, neben der Zugkraftinduktion zum Recken der Platine, auch die Aufrechterhaltung dieser Zugkraft während der Tiefziehphase zu, sodass gänzlich auf einen Blechhalter verzichtet werden kann. Die Funktionsweise des Verfah- rens erlaubt den Einsatz solcher Werkzeuge in einfachwirkenden Pressen ohne Zieheinrichtung, wodurch insgesamt die Zugänglichkeit dieses Verfahrens deutlich vereinfacht wird [Vla08a, Vla08b, Vla09]. Eine detaillierte Betrachtung und Bewertung dieser Verfahrensvariante, sowie der daraus resultierende Handlungsbedarf werden in den folgenden Kapiteln näher behandelt. (a) Ausgangssituation (b) Streckziehen (c) Tiefziehen Platine Stempel Matrize Formelemente 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 35 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile Durch die gestiegenen Anforderungen an umformtechnisch hergestellte Blechformteile spielen die mechanischen Eigenschaften solcher Produkte eine immer wichtigere Rolle. Neben den gängigen Werkstoffeigenschaften wie beispielsweise der Härte, der Elastizität und der Dichte des Werkstoffs, ist im Hinblick aktueller Leichtbautrends insbesondere die Beständigkeit ge- genüber äußeren Lasten ein wichtiger Bewertungsfaktor geworden [Asn98, Shi97, Sri99, Tho01a]. Das Beulverhalten von Außenhautbeplankungen ist hierbei einer der wichtigsten Qua- litätsparameter für Bauteile aus Feinblechwerkstoffen [Vla09]. Das Beulverhalten wird über den sog. Beulwiderstand definiert, welcher sich aus dem elasti- schen Anteil, der sog. Beulsteifigkeit, und dem plastischen Anteil, der sog. Beulfestigkeit, zu- sammensetzt [Hod01, Kul03]. Generell wird hierbei zwischen den statischen und dynamischen Eigenschaften unterschieden [Kul03]. 2.5.1 Beulsteifigkeit von Außenhautbeplankungen Analog zum Werkstoffverhalten nach der Umformung federt ein Bauteil auch nach einer loka- len oder flächenhaften Last, hervorgerufen durch z.B. einen Einkaufswagenstoß oder beim Po- lieren einer PKW-Außenhaut, stets elastisch zurück. Dieses elastische Verhalten beschreibt die Beulsteifigkeit eines umformtechnisch hergestellten Bauteils und wird durch mehrere, komplex voneinander abhängige Parameter bestimmt [Asn95, Asn98, Shi91b, Tho01a]. Nach [Shi91b, Tho01a] sind der E-Modul, die Blechdicke, die Bauteilkrümmung sowie die Einspannsituation des Bauteils von entscheidender Bedeutung für dessen Beulsteifigkeit. Un- tersuchungen von [Sri99] bestätigen eine direkte Abhängigkeit der Beulsteifigkeit von der Blechdicke und der Bauteilkrümmung, haben jedoch gezeigt, dass die Einspannbedingungen eine eher untergeordnete Rolle spielen. Ebenso vernachlässigbar erscheinen nach [Sri99] Ma- terialeigenschaften wie die Streckgrenze. Der E-Modul jedoch wird als entscheidende Größe angegeben, da die Steifigkeit ein elastisches Verhalten darstellt, welches vom E-Modul maß- geblich bestimmt wird. Nach [Kru92] ist die Beulsteifigkeit primär von der Bauteilgeometrie und dessen Krümmung abhängig. Eine Abhängigkeit der Beulsteifigkeit von weiteren Werk- stoffkenngrößen, wie z.B. der Streckgrenze, sieht [Kru92] analog zu den Erkenntnissen von [Sri99] ebenfalls nicht und bestätigt dessen Aussage. Die Beulsteifigkeit wird in der einschlägigen Literatur als die Widerstandsfähigkeit des Bauteils gegen elastische Verformungen beschrieben [Asn98, DiC74, Tho01a, Yut80]. Sie variiert in jedem Punkt des Bauteils, wobei in der Bauteilmitte ein Minimum vorliegt und zum Bauteilrand hin die Beulsteifigkeit ansteigt [Asn98]. Nach [DiC74] kann die Bauteilsteifigkeit von Außen- hautbeplankungen mit der Federsteifigkeit einer Schraubenfeder verglichen werden. Diese lässt sich analog hierzu durch das Verhältnis der Beulkraft zur Bauteilauslenkung beschreiben. Ty- pische Kraft-Weg-Verläufe einer derartigen Belastung eines Bauteils durch eine äußere Last sind in Abbildung 30 dargestellt. 36 2 Stand der Technik Abbildung 30: Typischer Kraft-Weg-Verlauf einer Beuluntersuchung mit „soft-oil-canning“ (a) und „hard-oil-canning“ (b) nach [Kul03, Sek03, Tho01a] Ein typischer Kraft-Weg-Verlauf für einen Beulvorgang lässt sich analog zu Abbildung 30 in drei Bereiche unterteilen. Einem ersten, relativ konstanten Kraftanstieg, gefolgt von einem Übergangsbereich mit teilweisem Kraftabfall und einem finalen Kraftanstieg mit zunehmender Beultiefe. Aufgrund des inhomogenen Kraftverlaufs und der unterschiedlich wirkenden Span- nungen im Bauteil während der Beulphase, wird die Beulsteifigkeit entsprechenden den zuvor beschriebenen drei Bereichen ermittelt. Im ersten Bereich wird die sog. Primärsteifigkeit her- angezogen, hier sind Biegespannungen und Druckspannungen in Blechebene dominant. Im Übergangsbereich wirken vornehmlich Biegespannungen überlagert von Zugspannungen in der Blechebene, die sich aufgrund der Krümmungsänderung in diesem Bereich ergeben. Man spricht von der sog. Sekundärsteifigkeit. Die Krümmungsänderung wandert hierbei radial nach außen, bis eine stabile Lage erreicht ist, ab der die Beulkraft wieder ansteigt und ausschließlich Zugspannungen in der Blechebene wirken. In dieser letzten Phase des Beulvorgangs wird die sog. Endsteifigkeit ermittelt [DiC74, Hod01, Kul03, Sek03]. Da der Übergangsbereich und der anschließende Kraftanstieg geometriebedingt bei allen Bau- teilen unterschiedlich ausgeprägt sind, wird für die Vergleichbarkeit von Bauteilen die Beul- steifigkeit S im ersten Bereich ermittelt und kann nach [Jun02, Sek03, Tho01a, Vad81] mit folgender Formel angenähert werden: 𝑆 = 9,237∙𝐸∙𝑠2∙ℎ∙𝜋2 𝑘∙𝐿1∙𝐿2√1−𝜈2 (29) Hierbei werden der E-Modul E, die Blechdicke s, sowie die Querkontraktionszahl ν als Werk- stoffkenngrößen herangezogen. Die Größen L1 und L2 beschreiben die Bauteilabmessungen (vergleiche Abbildung 31), während die Konstante k ein empirisch ermittelter Faktor ist, für den gilt: Beultiefe B e u lk ra ft Beultiefe B e u lk ra ft Primär- steifigkeit Sekundär- steifigkeit End- steifigkeit 1 1 2 3 2 3 „soft-oil-canning“ Primär- steifigkeit Sekundär- steifigkeit End- steifigkeit 1 1 2 3 2 3 „hard-oil-canning“ (a) (b) 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 37 k = { 7,5 für 4 ≤ ℎ 𝑠 ≤ 15 6,3 für 15 ≤ ℎ 𝑠 ≤ 60 (30) Die Polhöhe h kann mithilfe des folgenden Ansatzes ermittelt werden: h= 𝐿1 2 8∙𝑅1 + 𝐿2 2 8∙𝑅2 (31) Weitere Ansätze zur Bestimmung der Bauteilsteifigkeit für einfach und doppelt gekrümmte Bauteile finden sich in [Asn95, DiC74, Asn98]. Der bereits angesprochene Übergangsbereich in Abbildung 30 und die einhergehende Krüm- mungsänderung im betrachteten Bereich ist abhängig von der Blechdicke s und der Bauteilge- ometrie, welche zum sog. Springbeulen führen können. Beim Springbeulen, in der Fachliteratur auch „oil-canning“ genannt, tritt eine Forminstabilität beim Überschreiten einer kritischen Beulkraft auf, die eine sprungartige Krümmungsumkehr der Bauteilkontur zur Folge hat, d.h. ein konvex gekrümmtes Bauteil geht in eine konkave Form über [Sek03, Vla09]. Dieser Effekt kann sowohl als sog. „soft-oil-canning“ auftreten als auch in Form eines „hard-oil-canning“. Beim „soft-oil-canning“ bleibt der Lasteinleitungskörper, im Laborbetrieb der Prüfkörper oder auch Indenter genannt, weiterhin in Kontakt mit dem Bauteil, sodass lediglich der Kraftanstieg, zeitlich begrenzt, degressiv und beim Erreichen der stabilen Lage wieder progressiv verläuft (Abbildung 30a). Beim „hard-oil-canning“ hingegen springt das Bauteil derart sprunghaft in eine konkave Form, dass kurzzeitig der Kontakt zwischen Indenter und Bauteil verloren geht, wodurch der Kraftverlauf während dieser Phase rückläufig ist (Abbildung 30b). Sobald der In- denter wieder Kontakt zum Bauteil hat, ergibt sich ein ähnlicher Kraftverlauf wie beim „soft- oil-canning“ [Sek03, Tho01a]. Anhand der Bauteilabmessungen kann nach [Vad81] abgeschätzt werden ob ein Bauteil zum „oil-canning“ neigt. Hierfür ist das Verhältnis zwischen Bauteilkrümmungsradius und der ent- sprechenden Bauteilabmessung in derselben Richtung relevant. Ist dieser Quotient für R1/L1>2 und R2/L2>2 und ist gleichzeitig der Quotient L1/L2<3 oder L2/L1<3, so gilt folgender Zusam- menhang für den sog. „oil-canning“ Faktor λ: 𝜆 = 1 2 [ 𝐿1∙𝐿2√(1−𝜈2)∙12 𝑠∙𝑅1∙𝑅2 ] 1 2 (32) Ein Bauteil neigt zum „oil-canning“ Effekt, je größer der Faktor λ ist. In Abbildung 31 sind die relevanten Bauteilabmessungen zur Ermittlung des Faktors λ nach [Vad81] schematisch darge- stellt. Mithilfe eines weiteren Ansatzes lässt sich auch die kritische Beulkraft ermitteln, ab der das Bauteil instabil wird und die Bifurkation bzw. das „oil-canning“ eintritt. Dieser Ansatz ist für Bauteile mit einer Fläche von A<0,83m² gültig und kann in der einschlägigen Literatur nach- geschlagen werden [Jun02, Vad81]. In diesem Zusammenhang ist auf die Entwicklung von Umformwerkzeugen zu verweisen. Diese werden aufgrund von Rückfederungseffekten am Bauteil „überbogen“, d.h. es wird eine sog. Falschform am Werkzeug erzeugt, welche nach der 38 2 Stand der Technik elastischen Rückfederung des Bauteils zur gewünschten Bauteilform nach der Entlastung führt. Diese Überbiegung muss bei der Entwicklung solcher Umformwerkzeuge ebenfalls bzgl. des „oil-canning“ berücksichtigt werden, da bei kritischen Bauteilabmessungen bereits eine gering- fügige Krümmungsänderung der Bauteilgeometrie zu einem instabilen Zustand und damit zu „oil-canning“ führen kann [Vad81]. Abbildung 31: Ermittlung des kritischen „oil- canning“ Faktors unter Be- rücksichtigung der Bauteilab- messungen nach [Vad81] Abbildung 32: Beulsteifigkeit in Abhän- gigkeit von den Bauteilab- messungen nach [Asn98, DiC74] Grundsätzlich kann ein Zusammenhang zwischen der Bauteilkrümmung, der Bauteilgröße und der damit zusammenhängenden Beulsteifigkeit hergestellt werden. Die Beulsteifigkeit sinkt mit zunehmender Bauteilgröße und abnehmender Bauteilkrümmung, d.h. je flacher ein Bauteil, desto geringer dessen Beulsteifigkeit [DiC74, Yut80]. In Abbildung 32 ist dieser Zusammen- hang schematisch dargestellt. Da die hier vorgestellten Ansätze zur Beschreibung der Beulsteifigkeit nur bedingt und unter eingeschränkten Voraussetzungen gültig sind, bildet die messtechnische Erfassung der Beul- steifigkeit die Grundlage für weiterführende Untersuchungen im Rahmen dieser Arbeit. 2.5.2 Beulfestigkeit von Außenhautbeplankungen Neben der Beulsteifigkeit dient auch die Beulfestigkeit zur Bewertung des Beulwiderstands von Blechformteilen [Doe02, Hod01]. Wie bereits zu Beginn des Kapitels 2.5 erwähnt, wird grund- sätzlich zwischen den statischen und dynamischen Eigenschaften unterschieden [Tho01a]. Das Abstützen mit der Hand auf einer Motorhaube wird z.B. als eine statische Belastung deklariert. Ein Hagelkorn, welches auf demselben Bauteil einschlägt, wird aufgrund der deutlich höheren Auftreffgeschwindigkeit und der lokalen Krafteinbringung als dynamisch verstanden. Diese Diskrepanz wird im Allgemeinen als Unterscheidungsmerkmal zwischen einem statischen und einem dynamischen Beulen verstanden [Tho01a]. Bauteilkrümmung R1 bzw. R2 B e u ls te if ig k e it steigende Bauteilgröße (L1•L2) Beulkraft FB 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 39 Bei der Beurteilung der Widerstandsfähigkeit von Blechformteilen gegen lokale Beanspruchun- gen durch eine äußere Last wird hauptsächlich die Tiefe der plastischen Beule zur Ermittlung des Beulwiderstands herangezogen. Daher beschäftigen sich die meisten Forschungsarbeiten mit der Nachbildung und der Interpretation des quasi-statischen Beulens [Vla09]. Die in Kapi- tel 2.5.1 dargestellten Erkenntnisse bzgl. der Beulsteifigkeit von umformtechnisch hergestellten Bauteilen beruhen ebenfalls auf Untersuchungen im quasi-statischen Bereich, d.h. die in Ab- bildung 30 dargestellten Kraftverläufe und die damit ermittelten Beulsteifigkeiten sind das Er- gebnis von quasi-statischen Beuluntersuchungen. Die Definition der Beulfestigkeit erscheint aufgrund der Vielzahl an Forschungsarbeiten und deren Ergebnisse zunächst trivial. Sie wird als die Widerstandsfähigkeit eines Bauteils gegen lokale plastische Verformungen verstanden [Asn95, DiC74, Asn98, Sak83, Shi97, Shi03a, Sri99, Vla09, Yut80]. Bei der Interpretation dieser Definition haben sich zwei grundlegende Ansätze nach [DiC74] und [Yut80] entwickelt. Während der Ansatz von [DiC74] den Beulver- lauf für eine Aussage des Beulwiderstands berücksichtigt, werden beim Ansatz von [Yut80] lediglich die Beulkraft und die damit resultierende Beultiefe betrachtet. Daraus ergeben sich gegensätzlich lautende Aussagen über die Beulfestigkeit von Blechformteilen. Anhand Abbil- dung 33 soll dies erläutert werden. Abbildung 33: Kraft-Weg-Verlauf und zugehörige Beulenergie zweier Bauteile mit gleicher Blechdicke und gleichen Werkstoffs, jedoch mit unterschiedlicher Geometrie nach [Tho01a, Tho01b] Für zwei Bauteile, hergestellt aus demselben Feinblechwerkstoff, d.h. mit gleicher Blechdicke und gleichen Werkstoffeigenschaften, jedoch mit unterschiedlicher Bauteilgeometrie und damit unterschiedlicher Krümmung wird deren Beulverhalten untersucht und das entsprechende Kraft-Weg-Diagramm aufgezeichnet (Abbildung 33). Aufgrund der unterschiedlichen Bauteil- geometrie ergeben sich zwei völlig verschiedene Lastkurven, die jedoch beide nach Ende des B F B Belastungsphase Entlastungsphase1 3 2 Bpl Bel (Bauteil 1) Bel (Bauteil 2) FB, max (2) FB, max (1) Beulenergie WB (2) Beulenergie WB (1) 40 2 Stand der Technik Beulvorgangs im selben Punkt respektive derselben plastischen Beultiefe Bpl münden (Abbildung 33 - Punkt 3). Dennoch besitzen die Bauteile unterschiedliche Beulfestigkeiten so- wohl nach dem Ansatz von [DiC74] als auch nach dem von [Yut80]. Nach [DiC74] ist die Beulfestigkeit eines Bauteils umso höher, je mehr Beulenergie dieses bis zum Eintritt einer plastischen Beule absorbieren kann, d.h. je geringer die Bauteilsteifigkeit, desto größer die nötige Beulenergie zur Erzeugung einer plastischen Beule. Entsprechend die- ser Aussage ist die Beulfestigkeit des Bauteils 2 aufgrund seiner geringeren Beulsteifigkeit hö- her als bei Bauteil 1. Dies ist durch einen direkten Vergleich der nötigen Beulenergie WB (1) und WB (2) in Abbildung 33 möglich. Der nach [DiC74] entwickelte Ansatz zur Berechnung der Beulenergie WB, die nötig ist, um eine plastische Beule zu erzeugen, ergibt sich zu: 𝑊𝐵 = 𝐾 𝑅𝑝0,2 2 ∙𝑠0 4 𝑆 (33) Hierbei werden die Streckgrenze Rp0,2, sowie die Ausgangsblechdicke s0 und die Beulsteifigkeit S herangezogen. Die Konstante K wird hierbei empirisch ermittelt. Basierend auf diesen Er- kenntnissen besitzt ein Bauteil, welches eine möglichst hohe Beulenergie absorbieren kann, ehe eine plastische bzw. sichtbare Beule auftritt, auch eine hohe Beulfestigkeit. Nach [Yut80] hingegen, wird die Beulfestigkeit durch die maximale Beulkraft bestimmt, die nötig ist, um eine plastische Beule zu verursachen. Analog zu den Lastkurven in Abbildung 33 ist für die Erzeugung einer Beule derselben Tiefe eine höhere Beulkraft bei Bauteil 1 nötig als dies bei Bauteil 2 der Fall ist. Die zum Bauteil 1 zugehörige maximale Beulkraft FB, max (1) ist deutlich höher als die maximale Beulkraft FB, max (2) für das Bauteil 2. Die zur Erzeugung einer plastischen Beule nötige Beulkraft FB kann nach [Yut80] mit folgender Formel berechnet wer- den: 𝐹𝐵 = K ∙ 𝑠0 𝑛 ∙ 𝑅𝑝0,2 (34) Analog zum Ansatz von [DiC74] wird hier ebenfalls die Ausgangsblechdicke s0, eine Konstante K sowie die Streckgrenze Rp0,2 zur Berechnung der Beulkraft herangezogen. Die Konstante n nimmt für Stahlblechwerkstoffe den Wert n=2,3…2,4 an [Tho01a, Yut80]. Die hier vorgestellten Ansätze beschreiben die Beulenergie respektive die Beulkraft, ab der eine plastische bzw. sichtbare Beule erzeugt wird. Damit unabhängig voneinander durchgeführte Beuluntersuchungen miteinander vergleichbar sind, muss eine quantitative Definition der plas- tischen Beule eingeführt werden. Nach [DiC74, Vad81] ist dies der Fall für eine Beule mit einer plastischen Beultiefe von Bpl≥0,02mm. Aufgrund der Schwierigkeit die Beultiefe messtech- nisch exakt zu erfassen bzw. Messrauschen auszuschließen, wird nach [Asn95, Asn98, Shi97, Yut80] eine sichtbare bzw. eine plastische Beule ab einer Beultiefe von Bpl≥0,1mm verstanden. In Anlehnung an [Yut80] ist ein weiterer Ansatz zur Bestimmung der nötigen Beulkraft FB0,1 für die Erzeugung einer plastischen Beule der Beultiefe Bpl=0,1mm erarbeitet worden [Tho01a]: 𝐹𝐵0,1 = 0,557 ∙ 𝑠0 1,5 ∙ 𝑅𝑝0,2 1,1 (35) 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 41 Diese Ansätze zur Beschreibung der erforderlichen Kraft FB0,1 zur Erzeugung einer plastischen Beule sind nach [Shi97] jedoch nicht allgemein gültig, denn sie berücksichtigen nicht die Um- formgeschichte des Blechformteils. Anhand von Untersuchungen, deren Inhalt der Vergleich von wärmebehandelten als auch von solchen Bauteilen ohne nachgelagerte Wärmebehandlung nach der Umformung war, konnte der nach [Yut80] vorgestellte Ansatz zur Vorhersage der Beulkraft FB0,1 nicht nachgewiesen bzw. bestätigt werden [Shi97]. Der im Rahmen dieser Un- tersuchungen herangezogene Stahlblechwerkstoff zeigte deutliche Verbesserungen durch die Wärmebehandlung hinsichtlich der Beulfestigkeit, woraus ein signifikanter Einfluss des Deh- nungszustandes auf die Beuleigenschaften von Blechformteilen identifiziert werden konnte [Shi97]. Weitere Untersuchungen konnten eine erhöhte Beulfestigkeit nach vorangegangener Dehnungserhöhung, z.B. durch vorgelagertes Recken des Blechwerkstoffs, bestätigen [Beh06, Doe02, Iye04, Kul03, Shi91a]. Nach [Hol02] ist der positive Effekt erhöhter Dehnung trotz der mit dieser Dehnung einhergehenden Blechausdünnung erkennbar. Dies beruht darauf, dass sich der positive Effekt der Kaltverfestigung deutlicher bemerkbar macht als der negative bzw. einer verbesserten Beulfestigkeit entgegenwirkende Effekt der Blechausdünnung. Grundsätzlich wird durch die Erhöhung der Streckgrenze, der Blechdicke, der Bauteilkrüm- mung und der Vordehnung die Beulfestigkeit und damit der Beulwiderstand von umformtech- nisch hergestellten Bauteilen erhöht [Beh06, DiC74, Kul03, Lu09, Sek03, Vad81, Yut80]. In diesem Zusammenhang ist der Effekt der Reckalterung durch Streckziehen ein nicht zu ver- nachlässigender Faktor. Nach [Roo11, Vla06a] wirkt sich die durch die Reckalterung induzierte Kaltverfestigung auf die Fließspannung im Werkstoff aus, welche deutlich ansteigt. Bei nach- folgenden Belastungen muss die beim Streckziehen erreichte Fließspannung überschritten wer- den, damit eine weitere plastische Verformung erzielt werden kann. Durch die zusätzliche Kalt- verfestigung werden der mechanische Widerstand und damit die Beulfestigkeit eines vorge- reckten Blechformteils erhöht [Bar12, Vla06a]. Neben der statischen Beulfestigkeit spielt auch die dynamische Beulfestigkeit eine entschei- dende Rolle bei der Charakterisierung von Blechformteilen hinsichtlich deren Beulwiderstand. Hierbei wird nach [Shi97, Tho01a] die Beulenergie Wkin, die beispielsweise durch ein Hagel- korn auf das Bauteil einwirkt, betrachtet und im Verhältnis zur damit erzeugten Beule Bpl ein entsprechender Festigkeitswert, nämlich die dynamische Beulfestigkeit Dd, ermittelt: 𝐷𝑑 = 𝑊𝑘𝑖𝑛 𝐵𝑝𝑙 (36) Die kinetische Energie Wkin, die durch den Beulkörper auf das Bauteil einwirkt, wird durch dessen Geschwindigkeit bestimmt. Nach [Tho01a] besteht zwischen der Auftreffgeschwindig- keit bzw. der kinetischen Energie Wkin des Beulkörpers und der erzeugten Beultiefe Bpl ein linearer Zusammenhang. Damit existiert auch eine Grenzgeschwindigkeit für den Beulkörper, die zur Erzeugung einer plastischen Beule überschritten werden muss. Weiterhin ist die dyna- mische Beulfestigkeit nach [Tho01a] nahezu unabhängig von der Blechdicke und der Streck- grenze des Werkstoffs, vielmehr spielt hierfür der E-Modul und die Bauteilkrümmung eine ent- scheidende Rolle [Tho01a]. Nach [Shi03a, Shi03b] sind der Einfluss der Werkstofffestigkeit bzw. der Kaltverfestigung und der Blechdicke beim dynamischen Beulen deutlich kleiner als 42 2 Stand der Technik beim quasi-statischen Beulen, wodurch die Aussage von [Tho01a] bestätigt wird. Weitere Ein- flussgrößen für die dynamische Beulfestigkeit sind nach [Shi91b, Shi03a, Shi03b] die durch den Beulkörper eingebrachte kinetische Energie, dessen Masse und Durchmesser, der E-Modul des Blechwerkstoffs sowie die Bauteilkrümmung. Weiterführende experimentelle Ergebnisse deuten auf einen gegenteiligen Effekt bei der statischen und dynamischen Beulfestigkeit hin- sichtlich der Bauteilkrümmung hin [Tho01a]. Mit zunehmender Bauteilkrümmung, ausgehend von einer ebenen Platine, nimmt beim dynamischen Beulen die durch den Beulkörper erzeugte Beultiefe bis zu einem spezifischen Minimum ab. Eine weitere Zunahme der Bauteilkrümmung führt zu einer Zunahme der Beultiefe (Abbildung 34). Markant hierbei ist dieser Effekt, be- trachtet man für dieselbe Untersuchung die statische Beulfestigkeit. Hierbei ergibt sich ein Ma- ximum in der durch den Beulkörper erzeugten Beultiefe exakt für das Bauteil mit derselben Krümmung, welches beim dynamischen Beulen sein Optimum besitzt (Abbildung 35). Abbildung 34: Dynamische Beuluntersu- chungen zur Ermittlung der Beultiefe in Abhängigkeit von der Bauteilkrümmung nach [Tho01a] Abbildung 35: Statische Beuluntersuchun- gen zur Ermittlung der Beul- tiefe in Abhängigkeit von der Bauteilkrümmung nach [Tho01a] Wie bereits zu Beginn dieses Kapitels erwähnt, dient der Betrag der Aufprallgeschwindigkeit des Beulkörpers als Unterscheidungsmerkmal zwischen einem statischen und einem dynami- schen Beulvorgang. Daher muss vor allem für den dynamischen Fall die Aufprallgeschwindig- keit herangezogen werden, will man Bauteile miteinander vergleichen. Bereits [Shi97] hat fest- gestellt, dass der Beulkörper durch seine Masse und vor allem durch die Aufprallgeschwindig- keit einen maßgeblichen Einfluss auf die Beuleigenschaften von Blechformteilen besitzt. Nach [DiC74] gelten Beuluntersuchungen als dynamisch, wenn die Aufprallgeschwindigkeit v≥10m/sec beträgt. Vor allem bei Werkstoffen mit hoher Dehnratensensitivität wird die dyna- mische Beulfestigkeit signifikant beeinflusst, da bei unterschiedlicher Auftreffgeschwindigkeit solche Werkstoffe verschieden reagieren. Dies ist vor allem bei Stahlblechwerkstoffen der Fall, wodurch die Festlegung der Beulgeschwindigkeit im Laborbetrieb ein wichtiger Faktor ist [Hol04, Shi97]. Mit steigender Aufprallgeschwindigkeit erhöhen sich bei dehnratensensitiven Werkstoffen die Fließspannung und folglich auch die dynamische Beulfestigkeit. Dadurch ist bei Stählen eine höhere dynamische als statische Beulfestigkeit zu beobachten [Shi97, Shi03a]. T4 φ=0.00 L=200 T4 φ=0.00 L=600 T8X φ=0.02 L=200 T8X φ=0.02 L=600 T8XP φ=0.02 L=200 T8XP φ=0.02 L=600 B e u lt ie fe [m m ] 1/Krümmungsradius [1/mm] B e u lt ie fe [m m ] 1/Krümmungsradius [1/mm] L=200 T=1.0 L=600 T=1.0 L=200 T=0.9 L=600 T=0.9 L=200 T=0.8 L=600 T=0.8 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 43 Für die experimentelle Nachbildung dynamischer Beuluntersuchungen im Laborbetrieb muss demnach akribisch darauf geachtet werden, dass realitätsnahe Aufprallgeschwindigkeiten, z.B. die eines Hagelkorns, erzielt werden und diese auch präzis gemessen werden [Shi03a]. 2.5.3 Prüfung des Beulverhaltens von Außenhautbeplankungen Trotz der zahlreichen Untersuchungen die Beulsteifigkeit und die Beulfestigkeit von umform- technisch hergestellten Blechformteilen betreffend [Asn95, DiC74, Asn98, Hod01, Hol02, Iye04, Jun02, Kru92, Kul03, Tho01a, Sri99, Sak83, Sek03, Shi97, Vad81, Yut80], ist die Prü- fung bzw. die messtechnische Erfassung dieser Kennwerte im Laborbetrieb nicht genormt. Ver- gleiche von Testergebnissen verschiedener Prüfmethoden müssen daher stets kritisch beleuch- tet werden [Lu09, Tho01a]. Ein eigens dafür gegründetes Gremium, das sog. Dent Resistance Committee (Auto-Steel Part- nership), hat eine Richtlinie zur Durchführung von statischen und dynamischen Beuluntersu- chungen erarbeitet [SAE04]. Inhalt dieser Richtlinie sind Spezifikationen für die im Laborver- such einzusetzenden Prüfkörper, sowohl für statische als auch für dynamische Untersuchungen, die Vorgehensweise bei der Beuluntersuchung und die messtechnische Erfassung der relevan- ten Größen, sowie die Art der Krafteinleitung und die Geschwindigkeit beim Auftreffen der Prüfkörper auf das Bauteil. Statische Beulversuche simulieren reale Beulbelastungen an Au- ßenhautbauteilen aus Feinblech hervorgerufen z.B. durch punktuelle Belastung durch eine menschliche Hand oder einen Ellbogen. Die Geschwindigkeit des Prüfkörpers, mit der dieser auf das zu prüfende Bauteil auftrifft, wird hierbei auf ein Minimum reduziert, sodass werkstoff- bedingte Dehnrateneffekte ausgeschlossen werden können. Dynamische Beulversuche simulie- ren hingegen Beulbelastungen mit höherer Auftreffgeschwindigkeit, um z.B. Hagelschlag oder das Aufprallen eines Einkaufswagens auf eine Türbeplankung eines parkenden Fahrzeugs zu simulieren [SAE04]. Abbildung 36: Versuchsaufbau nach [SAE04] zur Prüfung des Beulverhaltens von Außen- hautbeplankungen und beispielhafter Kraft-Weg-Verlauf für Beplankungen unterschiedlicher Blechgüten [Hol02] Der nach [SAE04] vorgeschlagene Versuchsaufbau (vgl. Abbildung 36) umfasst eine Auf- spannvorrichtung, die eine randseitige Fixierung des zu prüfenden Bauteils erlaubt. Der Prüf- kopf ermöglicht eine freie Positionierung des Prüfkörpers, auch Indenter genannt, sodass das Messrechner Einspannung In d e n te r K ra ft [ N ] [N ] Aluminium Mild steel High strength steel Stainless steel Beultiefe [mm] Indenter mit Sensorik Bauteil 44 2 Stand der Technik Bauteil an einer beliebigen Stelle geprüft werden kann. Der Gesamtaufbau muss eine ausrei- chende Steifigkeit besitzen, sodass eine Messung ohne äußere Einflüsse, hervorgerufen durch eine Durchbiegung des Versuchsaufbaus, erfolgen kann. Der Prüfkörper muss senkrecht auf die zu prüfende Position am Bauteil ausgerichtet werden, Abweichungen von bis zu ±2,5° können vernachlässigt werden. Die Prüfvorrichtung erlaubt die Erfassung von Messdaten, insbesondere die aufgebrachte Indenter Kraft entlang der Beultiefe, sowohl bei der Belastungs- als auch bei der Entlastungsphase des Bauteils. Dieser charakteristische Kraft-Weg-Verlauf (Hysterese, vgl. hierzu Abbildung 36) gibt Aufschluss über die Beuleigenschaften des Bauteils [SAE04]. Wei- tere Vorrichtungen zur Prüfung der Beuleigenschaften von umformtechnisch hergestellten Bau- teilen finden sich in [Dan02, Pei06, Shi03b, Tho01a, Tho01b, Vla09]. Für eine realitätsnahe Nachbildung eines statischen bzw. eines dynamischen Beulvorgangs ist der Indenter von entscheidender Bedeutung, da er als Kraftübertragungskomponente dient. Bei der statischen Prüfung mit punktueller Belastung wird nach [SAE04] ein kugelförmiger Inden- ter mit einem Kopfdurchmesser von dI=25,4mm vorgeschlagen, der mit einer Prüfgeschwin- digkeit von v=0,834mm/sec ±0,08466mm/sec auf das zu prüfende Bauteil einwirkt. Während des gesamten Versuches werden der Weg und die auf das Bauteil einwirkende Kraft mittels entsprechender Sensoren erfasst, sodass anschließend eine Auswertung der Hysterese erfolgen kann. Für die Nachbildung von Beulvorgängen mit einer flächigen Belastung wird ein flacher, mit Kunststoff versehener Stempel eingesetzt [Tho01a]. Bei der dynamischen Beulprüfung kann derselbe kugelförmige Indenter, der für statische Beul- untersuchungen vorgesehen ist, eingesetzt werden, für eine realitätsnahe Abbildung des dyna- mischen Beulvorgangs können jedoch auch Kugeln als Prüfkörper eingesetzt werden. In [SAE04] wird eine Stahlkugel mit einem Durchmesser von dI=25,4mm empfohlen, da hiermit eine ausreichend hohe Beulenergie in das Bauteil induziert werden kann. Dies wird dadurch erreicht, dass die Kugel aus einer bestimmten Höhe auf das Bauteil herabfällt und durch die Erdbeschleunigung eine entsprechende Geschwindigkeit respektive Beulenergie in den Prüf- vorgang einbringt [Tho01a]. Der dynamische Beulvorgang kann grundsätzlich durch zwei ein- fache Methoden im Laborversuch nachgebildet werden. Zum einen dienen die bereits ange- sprochenen Falltests, bei denen der Prüfkörper von einer vorher festgelegten Höhe auf das Bau- teil herabfällt und zum anderen können die Prüfkörper, in diesem Falle Kugeln, mittels einer Beschussvorrichtung auf das Bauteil beschleunigt werden. In den meisten Forschungsarbeiten werden die Falltests zur dynamischen Beulprüfung eingesetzt, wodurch auch bei niedrigen Auf- prallgeschwindigkeiten hohe kinetische Energiebeträge freigegeben werden [Shi03a, Vla09]. Da jedoch die Aufprallgeschwindigkeit im Hinblick auf die Dehnratensensitivität von Stahl- blechwerkstoffen relevant ist, sind die Ergebnisse solcher Untersuchungen nicht uneinge- schränkt mit Realversuchen vergleichbar. Moderne Beulprüfstände mit einer Beschussvorrich- tung können durch die Wahl des Kugelmaterials hingegen in gewissen Grenzen sowohl die kinetische Energie als auch die Aufprallgeschwindigkeit variieren. Dadurch ist eine realitäts- nahe dynamische Beulprüfung möglich [Vla09]. Bzgl. der Aufprallgeschwindigkeit und der kinetischen Energie, die einen dynamischen Beul- vorgang charakterisieren, finden sich in der Literatur unterschiedliche Angaben. Nach [SAE04] gilt ein Beulvorgang als dynamisch, sobald die Aufprallgeschwindigkeit v≥894mm/sec beträgt. 2.5 Beuleigenschaften umformtechnisch hergestellter Blechformteile 45 In der weiterführenden Literatur werden Prüfgeschwindigkeiten von v=2…45m/sec für die Prü- fung von Blechformteilen im Automobilbereich angegeben [DiC74, Lu09, Pei06, Shi97]. Die kinetische Energie, die in das Bauteil induziert wird, hängt maßgeblich davon ab, welcher Beul- vorgang nachgebildet werden soll. Die durch ein Hagelkorn eingebrachte kinetische Energie beträgt nach [Egl07] während eines Beulvorgangs in Abhängigkeit von der Korngröße Wkin=0,04…176,9J bei einem Hagelkorndurchmesser von dH=10…80mm. Analog zur statischen Prüfung, wird auch beim dynamischen Beulen eine messtechnische Er- fassung des gesamten Beulvorgangs, d.h. die Aufzeichnung des Kraft-Weg-Verlaufs des Inden- ters (vgl. Abbildung 36), angestrebt [SAE04, Vla09]. 2.5.4 Forminstabilität von Blechen unter globalem Zug Der Beulvorgang, hervorgerufen durch eine äußere Last, welche senkrecht zur Bauteiloberflä- che einwirkt, wurde in den Kapiteln 2.5.1 bis 2.5.3 erläutert. Aus der Praxis ist jedoch ein wei- terer Beulmechanismus bekannt, welcher aufgrund von tangentialen Druckspannungen in der Blechebene hervorgeht. Die Lasteinleitung für die Initiierung dieser Beule kann hierbei entwe- der entlang des Platinenrandes durch eine äußere Kraft oder aufgrund von Eigenspannungen, in der Bauteilebene wirkend, durch innere Kräfte erfolgen [Sch09, Vla09]. Zur Bewertung der Forminstabilität von Blechen unter globalem Zug ist der sog. Yoshida Buck- ling Test für Stahlblech entwickelt worden [Yos81]. Hierbei werden spezielle Blechproben mit einer charakteristischen Formkontur durch Zugbeanspruchung belastet und ein Ausbeulen der Probenmitte provoziert (Abbildung 37). Das Beulen der Probe ist hauptsächlich auf die charak- teristische Probenkontur zurückzuführen, welche die zur Forminstabilität erforderlichen Quer- druckspannungen begünstigt. Abbildung 37: Geprüfte Probengeometrie aus Stahlblech nach [Yos81] Abbildung 38: Geprüfte Aluminiumprobe nach [Sch09] Zur Untersuchung von Aluminiumblechwerkstoffen wurde die Yoshida Geometrie verändert (Abbildung 38) und im Rahmen von Untersuchungen die Funktionalität nachgewiesen. Nach [Sch09] konnte ein Ausbeulen unter globalem Zug in Abhängigkeit vom Seitenverhältnis des Probenmittenbereichs identifiziert werden. Ein kritisches Seitenverhältnis von a/b≥1,7 konnte a b Z u n e h m e n d e Z u g b e a n s p ru c h u n g 46 2 Stand der Technik im Rahmen dieser Untersuchungen identifiziert werden. Dies bestätigt ebenfalls die Aussagen von [Fri99, Yos81]. Beim uniaxialen Recken von Feinblech wird die Ausgangsplatine entlang zweier, sich einander gegenüberliegender Platinenränder fixiert und lateral unter Zug gelängt (vgl. Abbildung 39). Beim Reckvorgang tritt eine Querkontraktion auf, die in der Platinenmitte zu Druckspannungen führt und dadurch ein Ausknicken der Probe möglich wird. Beim konventionellen Streckziehen mit einem Gegenstempel wird aufgrund der Reibung zwischen Blech und Stempel dieses Aus- beulen verhindert. Beim freien Recken wird ein Ausbeulen ausschließlich durch die Plattenstei- figkeit der Platine verhindert, wodurch die Gefahr solcher Längsbeulen durch Forminstabilität deutlich ansteigt [Fri99, Vla09]. In [Vla07a, Vla07b, Vla09] werden Untersuchungen vorge- stellt, welche die Beulsensitivität von großflächigen Platinen, wie sie beim uniaxialen Recken eingesetzt werden, untersucht. Hierbei wurden Rechteckplatinen mit unterschiedlichen Längen- zu Breitenverhältnissen eben gereckt und deren Beulsensitivität untersucht. Das Auftreten von Längsbeulen ist nach [Vla09] bei einem Seitenverhältnis a/b von 1,5σ0. In der Theorie lassen sich somit die Spannungsanteile von Biegung und Reibung an der Ge- samtzugspannung bzw. der wirkenden Zugkraft bestimmen [Lan90]. Der Fokus dieser Arbeit liegt jedoch in der messtechnischen Erfassung der entsprechenden Größen durch experimen- telle Untersuchungen, sodass an dieser Stelle auf die bereits erwähnte, weiterführende Literatur verwiesen wird. 5.1.2 Prüfstände zur Ermittlung von Biege- und Reibungskenngrößen Wie bereits in den vorangegangenen Abschnitten beschrieben, sind für Blechumformprozesse die an der Ziehkante entstehenden bzw. wirkenden Kräfte, respektive Spannungen im Bauteil, von entscheidender Bedeutung für die Einleitung einer plastischen Verformung. Diese werden durch die vorherrschenden Biege- und Reibungsbedingungen am Ziehkantenradius beschrie- ben. In der Fachliteratur finden sich zahlreiche Standardtests, die teilweise eine messtechnische Erfassung dieser Größen erlauben. Die möglichst prozessnahe Ermittlung dieser Größen ist nach [Val92] von entscheidender Bedeutung, um die Ergebnisse aus solchen Standardtests auf den realen Umformprozess übertragen zu können. Die in Abbildung 57 dargestellten Versuchsanordnungen wurden ursprünglich zur Ermittlung der Reibungszahl am Ziehkantenradius entwickelt, sie können jedoch auch dazu verwendet Abbildung 56: Spannungsanteile im Bauteil beim Durchlaufen eines Ziehkantenradius α Anbiegung am Radiuseinlauf rZK Werkstofffluss σZ σ0 Rückbiegung am Radiusauslauf Reibung am Ziehkantenradius 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 67 werden den Biege- und Reibungsanteil zu bestimmen. Auf Basis der mithilfe dieser Versuchs- anordnungen ermittelten Größen können Rückschlüsse für die Auslegung von Umformwerk- zeugen gezogen werden. Die in Abbildung 57a dargestellte Versuchsanordnung bildet die Reibungsverhältnisse am Stempelkantenradius während des Tiefziehens nach. Der auf dieser Versuchsanordnung basie- rende Laborprüfstand nach [Dun78] ist in Abbildung 58a schematisch dargestellt. Der zu prüfende Blechstreifen wird an einer Zugvorrichtung U-förmig fixiert. Die Umlenkung erfolgt hierbei über zwei Walzen, die fest angeordnet sind und den Stempelkantenradius nach- bilden. Während der untere Teil der Prüfvorrichtung, welcher die Walzen beherbergt, keinen Bewegungsfreiheitsgrad besitzt, kann der obere Teil der Prüfvorrichtung vertikal verfahren werden. Durch diese Vertikalbewegung wird die zur Umformung nötige Zugkraft induziert. Abbildung 57: Versuchsanordnungen zur Ermittlung der wirkenden Kräfte an Ziehkantenra- dien (a, c) und Ziehsicken (b) nach [Val92] Abbildung 58: Schematische Darstellung des sog. Duncan-Shabel Tests (a) und zugehöriges Kraft-Dehnungs-Diagramm (b) nach [Dun78] (a) (b) (c) Vertikale Dehnung e1 K ra ft 2 P 1 e2 2P1 2P1 P1 2P1 P2 e1 e2 e2 2P2 e2 max 68 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Mithilfe zweier Messvorrichtungen können die Dehnungen sowohl zwischen den beiden Wal- zen e2 als auch zwischen der Walze und der Spannzange e1 erfasst werden. Unter Zuhilfenahme des zugehörigen Spannungs-Dehnungs-Diagramms (Abbildung 58b) können die Kraftkompo- nenten P1 und P2 ermittelt werden [Dun78]. Mithilfe dieser Größen lässt sich die entsprechende Reibungszahl analog zu der in Kapitrl 2.2.6 beschriebenen Weise berechnen [Dun78, Hu03, Val92]. Beim klassischen Tiefziehen werden zur Erhöhung der Rückhaltekraft oftmals Ziehsicken in den Blechhalter eingebracht. Die in Abbildung 57b dargestellte Versuchsanordnung simuliert die Zug- und Bremswirkung an einem Blech, welche beim Durchlaufen einer Ziehsicke ent- steht. Durch Variation der Sickenradien können im Laborbetrieb die für den jeweiligen Prozess optimalen Parameter vorab identifiziert werden. Eine entsprechende Versuchsanordnung kann in [Nin82] nachgeschlagen werden. Die in Abbildung 57c dargestellte Versuchsanordnung bildet den Prozess des Werkstoffflusses über einen Ziehkantenradius nach. Mithilfe des sog. Streifenzugversuchs mit Umlenkung nach [Lit64], kann dieser Vorgang nachgebildet werden und beschreibt die Vorgänge beim Ineinan- dergreifen der Formelementeverbunde der im Rahmen dieser Arbeit betrachteten SCS- Technologie prozessnah. Dieser Versuch kann jedoch auch ohne Umlenkung des Blechstreifens durchgeführt werden und dient zur Ermittlung der Reibungszahlen zwischen Platine und Blech- halter sowie zwischen Platine und Matrize. Ein derartiger, am IFU installierter Streifenzugver- such ist in Abbildung 59 schematisch dargestellt. Zur Ermittlung der Reibungszahl wird bei dieser Versuchsanordnung ein Blechstreifen auf ei- nem horizontal verfahrbaren Schlitten fixiert und mittels eines Spindelantriebs unter Einwir- kung einer Normalkraft unter dem am Hydraulikzylinder angebrachten Ziehbacken hindurch gezogen. Die Normalkraft FN lässt sich bei dieser Anordnung mithilfe des Hydraulikzylinders variabel einstellen, sodass die Ermittlung von Reibungszahlen bei unterschiedlichen Flächener- pressungen möglich ist. Mithilfe der in horizontaler Richtung erfassten Reibungskraft FR und Abbildung 59: Schematische Darstellung des am IFU installierten Streifenzugversuchs (Quelle: IFU) 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 69 unter Zuhilfenahme des Coulombschen Reibungsgesetzes lässt sich somit die Reibungszahl er- mitteln. Bei der realen Umformung unterliegt der Blechwerkstoff jedoch einer überlagerten Biegung, sodass die Versuchsanordnung nach Abbildung 57c als zielführend erscheint. Der schematische Aufbau einer derartigen Anordnung, dem sog. Streifenzugversuch mit Umlenkung nach [Wit80], ist in Abbildung 60 dargestellt. Mithilfe dieses Aufbaus können unter Zuhilfenahme entsprechender Messeinrichtungen die Kräfte erfasst werden, welche Mithilfe des Ansatzes von Euler und Eytelwein (vgl. Kapi- tel 2.2.6) zur Berechnung der Reibungszahl μ notwendig sind. Hierfür werden sowohl drehend gelagerte als auch arretierte Umlenkrollen verwendet. Durch Anpassung des Rollenradius und des Umschlingungswinkels α können die Größen anwendungsnah ermittelt und die Reibungs- zahl μ berechnet werden [Wag96]. Einen ähnlichen Versuchsaufbau stellt die Entwicklung des intermittierenden Streifenziehver- suches mit Umlenkung nach [Wos82] dar. Bei diesem Ansatz wird neben der Erfassung der Kenngrößen zur Bestimmung der Reibungszhal μ auch der Verschleiß an der Ziehkante be- trachtet. Hierfür wird ein "quasi-kontinuierlicher" Streifenziehversuch mit Umlenkung reali- siert. Durch Kombination des Streifenzugversuches mit einer Haspel wird ein Endlosband mit- hilfe einer Vorschubeinrichtung sequentiell über den Formkopf bzw. die Ziehkante gezogen und hierbei der Verschleiß an der Ziehkante gemessen [Wos82]. Zuvor wurde bereits von Litt- lewood und Wallace [Lit64] ein Streifenzugversuch mit Umlenkung entwickelt, der zusätzlich die Möglichkeit zur Einstellung des Umlenkwinkels bot, sodass die Kontaktfläche zwischen Blechstreifen und Ziehkantenradius variabel war [Hor01]. Der am IFUM (Institut für Umformtechnik und Umformmaschinen, Leibniz Universität Han- nover) eingesetzte Streifenziehversuch Abbildung 60 mit Umlenkung basiert ebenfalls auf dem Konzept nach [Wit80]. Der Formkopf bzw. die Ziehkantenrundung ist hierbei arretierbar aus- geführt, dadurch ist es möglich, den Biege- und Reibungsanteil am Formradius anwendungsnah zu ermitteln [Doe10]. Hierfür wird zunächst der eingespannte Blechstreifen über den drehbar gelagerten Formkopf gezogen, sodass dieser quasi reibungsfrei den Formradius durchläuft. Im Abbildung 60: Schematischer Aufbau des Streifenzugversuchs nach [Wit80] 70 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie weiteren Verlauf des Versuchs wird der Formkopf arretiert, sodass der Blechstreifen unter Rei- bungseinflüssen über den Formkopf gezogen wird. Die ermittelten Kraftkurven (Abbildung 61) mit den entsprechenden Kraftdifferenzen vor, respektive nach dem Arretieren des Formkopfs, ermöglichen eine einfache Berechnung der entsprechenden Größen und damit die Ermittlung des Biege- und des Reibungsanteils beim Ziehen eines Blechstreifens über einen Formradius [Doe10]. Abbildung 61: Berechnung des Biege- und Reibungsanteils mithilfe des am IFUM installier- ten Streifenziehversuchs [Fra99] Durch Kenntnis der jeweiligen Biege- und Reibungsanteile am Ziehkantenradius lässt sich die Zugkraft am Blech durch Variation des Radius und des Tribo-Systems beeinflussen. Dies er- laubt die im Rahmen dieser Arbeit betrachtete SCS-Technologie hinsichtlich der maximal mög- lichen Zugkraftinduktion durch die Formelemente zu optimieren bzw. positiv zu beeinflussen (vgl. Kapitel 3.1). Auf Basis dessen wird nachfolgend ein neuartiger Prüfstand zur Ermittlung dieser Größen vorgestellt und die damit experimentell gewonnenen Ergebnisse diskutiert. 5.1.3 Neuer Laborprüfstand zur Messung der Biege- und Reibungskräfte Die in Kapitel 5.1.2 vorgestellten Laborprüfstände erlauben die messtechnische Erfassung re- levanter Größen, die eine Aussage über die Biege- und Reibungsverhältnisse beim Ziehen einer Blechprobe über einen Formradius erlauben. Ferner besteht die Möglichkeit auch die Tempe- ratur und den Verschleiß am Formradius sowie den Umlenkwinkel und weitere geometrische Größen zu variieren, die einen signifikaten Einfluss auf die Biege- und Reibungsverhältnisse am Formradius bzw. am Matrizeneinlaufradius haben [Doe10, Dro99, Dun78, Far02, Lit64, Mue02, Wit80, Wos82]. Tatsächlich erlaubt es jedoch keiner dieser Prüfstände alle, für die hier zugrundeliegende Untersuchung zur Optimierung der SCS-Formelementegeometrie relevanten Größen in einer einzigen Prüfvorrichtung messtechnisch zu erfassen. Daher wurde im Rahmen dieser Arbeit ein neuartiger Laborprüfstand entwickelt, der alle für das SCS-Verfahren relevan- ten Größen kombiniert erfassen kann. Zunächst sollen anhand der schematischen Darstellung in Abbildung 62 die für den SCS-Prozess relevanten Größen in Bezug auf den Laborprüfstand erläutert werden. Ziehweg [mm] Z ie h k ra ft F Z , F G [k N ] 0 100 200 300 400 FZI FZf FGI FGf FSB FSB + FSR drehbar feststehend 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 71 Abbildung 62: Einfluss der Eingriffstiefe auf den Umlenkwinkel an den Formradien 1-3 des unteren Formelementevebundes Wie bereits in Kapitel 3.1.1 detailliert erläutert wurde, spielen vor allem die geometrischen und tribologischen Größen einen entscheidenden Einfluss hinsichtlich der Funktionsweise der SCS- Technologie. In Abbildung 62 ist der Eingriff des oberen Formelementeverbundes in den unte- ren vergrößert dargestellt. Hierbei lässt sich gut erkennen, dass mit zunehmender Eingriffstiefe der Formelemente der Umlenkwinkel α am Formradius stetig zunimmt. Damit steigt die Kon- taktfläche zwischen Formradius und Blechstreifen, weshalb der Einfluss des Umlenkwinkels α am Formradius einen entscheidenden Faktor bei der Berechnung des Biege- und Reibungsan- teils darstellt. Der Formradius selbst spielt ebenfalls eine entscheidende Rolle hinsichtlich der induzierbaren Zugspannung, sodass dieser zwingend sowohl aus geometrischer als auch aus tribologischer Sicht variabel gestaltet werden muss, d.h. der Formkopf des Prüfstandes muss in Größe und Oberflächenbeschaffenheit veränderbar, d.h. austauschbar sein. Um die Biege- und Reibungskräfte getrennt voneinander berechnen zu können, muss dieser neben der Krafterfas- sung sowohl vor als auch nach dem Formkopf arretierbar ausgeführt sein. Daraus ergibt sich eine Relativbewegung zwischen Formkopf und Blechstreifen, die zur Überlagerung von beiden Zugkraftanteilen führt, d.h. sowohl Biege- als auch Reibungsanteile werden hierbei messtech- nisch erfasst. Bei drehbar gelagertem Formkopf hingegen entfällt der Reibungsanteil und die Zugkraftdifferenz vor und nach dem Formkopf resultiert rein aus der Biegung des Blechstrei- fens. Um eine weitere Größe zur Interpretation der Ergebnisse heranziehen zu können, die auch di- rekt eine Aussage über die maximal induzierbare Zugspannung und damit auch über die er- reichbare Formänderung im Blech ermöglicht, soll der Blechstreifen auch mithilfe optischer Messtechnik erfasst werden können. Zusammenfassend sollen demnach folgende Anforderun- gen an den neuartigen Laborprüfstand weitestgehend erfüllt sein: Formelemente- verbund unten Zugspannung Formelemente- verbund oben Umlenkwinkel α am Formradius steigt mit zunehmender Eingriffstiefe FStößel Einspannung des Blechstreifens (1) (2) (3) Pressentisch 72 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie  Zugkrafterfassung vor und nach dem Formradius  Wegerfassung  Formradius austausch- und arretierbar  Einsatz von Formradien unterschiedlichen Durchmessers  Einsatz von Formradien mit unterschiedlicher Oberflächenbeschaffenheit  Umlenkwinkel α variabel  Einfache und schnelle Fixierung des Blechstreifens  Konstante Umformgeschwindigkeit  Zugänglichkeit für optische Messtechnik Der hier konzipierte Laborprüfstand erlaubt demnach die Erfassung der entscheidenden Grö- ßen, sodass eine Aussage über den Biege- und Reibungsanteil an der im Prozess induzierten Zugspannung ermöglicht wird. Damit lassen sich hilfreiche Rückschlüsse für die Optimierung der SCS-Technologie ziehen. Im Rahmen der Entwicklungs- und Konstruktionsphase des Prüfstandes wurden zahlreiche Konzepte erarbeitet und hinsichtlich der oben genannten Anforderungen sowie nach Kriterien einer anwenderfreundlichen Bedienbarkeit verglichen und anschließend bewertet. Das Kon- zept, welches den bestmöglichen Kompromiss zwischen Funktionen und Kostenaufwand auf- wies, ist in Abbildung 63 dargestellt. Der Laborprüfstand ist als autarker Prüfstand ausgelegt und bedarf daher keiner Umformmaschine, um den Blechstreifen umzuformen. Die Zugkraft FZ wird durch einen Hydraulikzylinder aufgebracht, welcher horizontal am Grundgestell des Prüfstandes fixiert ist. Die Kraft wird über eine Spannzange an den Blechstreifen geleitet und mithilfe einer Kraftmessdose, welche im Kraftfluss eingebracht ist, messtechnisch erfasst. Der Blechstreifen wird über den Formkopf gelenkt, welcher sich aus mehreren Komponenten zu- sammensetzt und als austauschbares Modul konzipiert ist, sodass ein Austausch möglich ist und Umlenkrollen unterschiedlichen Durchmessers und unterschiedlicher Oberflächenbeschaffen- heit geprüft werden können. An der Umlenkrolle wirken bei drehender Rolle ausschließlich die Biegekraft FB und bei arre- tierter Rolle die Biegekraft FB sowie die Reibungskraft FR. Die Gegenkraft FG wird analog zur Abbildung 63: Schematische Darstellung des neuartigen Laborprüfstands zur Ermittlung der Biege- und Reibungskräfte am Formradius Spannzange Hydraulik- zylinder Kraftmessdose Blechstreifen Umlenkrolle Rollenlager Einstellelement Umlenkwinkel α FZ FG FB+FR α 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 73 Zugkraft FZ mittels einer Kraftmessdose erfasst, die zwischen der zweiten Spannzange und dem Einstellelement für den Umlenkwinkel α angebracht ist. Das Einstellelement erlaubt durch ent- sprechende Befestigungspositionen, die eine vorgegebene Winkeländerung aufweisen, eine Va- riation des Umlenkwinkels α zwischen 90° und 60° in 10°-Schritten (vgl. Abbildung 63). Der umgesetzte Prüfstand ist in Abbildung 64 dargestellt. Der experimentelle Ablauf erfordert einige Einstellungen am Prüfstand. Zunächst wird das Mo- dul, welches den Formradius aufnimmt, am Gestell fixiert und dessen Funktion geprüft. An- schließend wird der zu untersuchende Umlenkwinkel α eingestellt, hierzu wird die untere Spannzange entsprechend den vorgegebenen Befestigungspositionen mittels einer Verschrau- bung montiert. In die untere Spannzange wird dann der Blechstreifen mechanisch fixiert und anschließend um den Formradius gebogen, sodass er in der oberen Spannzange mechanisch geklemmt werden kann. Mithilfe eines Messverstärkers und eines entsprechenden Messrech- ners können während des Versuches die Signale der beiden Kraftmessdosen, sowie das des Wegaufnehmers, erfasst werden. Die hier verwendete optische Messtechnik („Aramis“ der Fa. GOM - Gesellschaft für Optische Messtechnik mbH) erfasst ein zuvor auf den Blechstreifen aufgebrachtes stochastisches Farbmuster, welches im Nachgang ausgewertet werden kann und Aufschluss über die Formänderungen und die Relativbewegungen zwischen Blechstreifen und Werkzeug gibt. Die Messtechnik des Prüfstandes erlaubt die zeitsynchrone Erfassung folgender Größen bzw. Daten mit einer Abtastrate von 100Hz:  Zugkraft FZ,a (Formrolle arretiert)  Zugkraft FZ,d (Formrolle drehbar)  Gegenkraft FG,a (Formrolle arretiert)  Gegenkraft FG,d (Formrolle drehbar)  Hubweg des Zylinders s Die optische Messtechnik erfasst folgende Größen mit einer Abtastrate von 15Hz:  Hauptformänderung φ1  Nebenformänderung φ2  Relativbewegung des Blechstreifens (lediglich als Kontrollgröße) Abbildung 64: Neuartiger Laborprüfstand zur Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien Einstellelement Umlenkwinkel Optische Messtechnik Hydraulik- zylinder F Z Umlenkrolle Spannzange 74 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Mithilfe dieser Größen können zunächst die Kraftdifferenzen zwischen der Zugkraft FZ,a bzw. FZ,d und der Gegenkraft FG,a bzw. FG,d zu ΔFa, für die arretierte Rolle und ΔFd für die drehbar gelagerte Rolle berechnet werden. Weiterhin können die Biegekraft FB und die Reibungskraft FR rechnerisch auf Basis der Meßgrößen ermittelt werden. Hierzu werden für den Fall der arre- tierten Formrolle folgende Zusammenhänge zugrunde gelegt: 𝐹𝑍,𝑎 = 𝐹𝐺,𝑎 + 𝐹𝐵 + 𝐹𝑅 (41) Damit ergibt sich für die Biege- und Reibungskraft: 𝐹𝐵 + 𝐹𝑅 = 𝐹𝑍,𝑎 − 𝐹𝐺,𝑎 = ∆𝐹𝑎 (42) Für den Fall der drehbar gelagerten Umlenkrolle entfällt der Reibungsanteil FR, sodass sich damit der reine Biegeanteil FB wie folgt berechnen lässt: 𝐹𝐵 = 𝐹𝑍,𝑑 − 𝐹𝐺,𝑑 = ∆𝐹𝑑 (43) Mithilfe von (42) und (43) kann nun die Reibungskraft FR berechnet werden: 𝐹𝑅 = (𝐹𝑍,𝑎 − 𝐹𝐺,𝑎) − (𝐹𝑍,𝑑 − 𝐹𝐺,𝑑) = ∆𝐹𝑎 − ∆𝐹𝑑 (44) Im Rahmen dieser experimentellen Untersuchungen wurden drei Durchmesser für die Formra- dien ausgewählt. Diese wurden auf Basis der bereits gewonnenen Erkenntnisse aus den Unter- suchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie nach [Vla09] gewählt. Hierbei wurden Formelementeverbunde mit Radien R1…R10 eingesetzt und deren Funktionsweise sowohl ex- perimentell als auch simulativ nachgewiesen. Daher wurden für die hier durchgeführten Unter- suchungen, die den Formradius an einem SCS-Formelement nachbilden sollen, Formradien mit R2, R6 und R10 festgelegt. In Bezug auf die Oberflächenbeschaffenheit sowie den eingesetzten Werkstoff für die Fertigung der Formradien wurde ebenfalls auf die vorliegenden Erkenntnisse aus Kapitel 3.1 zurückgegriffen. Als Werkstoff für die Formradien wurde der Werkzeugstahl 1.2312 eingesetzt, der bereits für die Grundlagenuntersuchungen in [Vla09] als Werkzeugwerk- stoff für die SCS-Formelemente eingesetzt wurde. Um möglichst keinen tribologisch bedingten Einfluss auf die Ergebnisse zu nehmen, wurden zunächst unbeschichtete Formradien bzw. Formrollen eingesetzt, die mittels Feindrehen gefertigt wurden. Der arithmetische Mittenrau- wert wurde messtechnisch erfasst und betrug Ra=0,4…0,5µm. Dies entspricht einer vergleich- baren Oberflächengüte der bereits in den Voruntersuchungen nach [Vla09] eingesetzten Form- elemente. Der Einfluss unterschiedlicher Oberflächentopographien wurde zu einem späteren Zeitpunkt betrachtet. Als Blechwerkstoff wurde die Tiefziehstahlgüte DC04 mit einer Blechdi- cke von s0=0,80mm und den Anfangsabmessungen von 50mm x 500mm gewählt. Der einge- setzte Blechwerkstoff wurde bereits mit einer Basisbeölung (Prelubricant PL61) versehen, so- dass keine Zusatzbeölung der Proben vorgenommen wurde. Für die experimentellen Untersuchungen wurden für jede Kombination aus Formradius und Umlenkwinkel drei Versuche vorgesehen, sodass eine statistische Sicherheit der Ergebnisse gewährleistet werden kann. In Summe wurden 24 verschiedene Einstellungen gewählt, die sich 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 75 aus den drei unterschiedlichen Formradien, den vier wählbaren Umlenkwinkeln und der Option von drehbarem und arretiertem Formradius ergeben. Mit jeweils drei Versuchen pro mögliche Einstellung wurden in Summe 72 Blechstreifen mittels des beschriebenen Laborprüfstandes untersucht. In Abbildung 65 ist ein typischer Kraft-Weg-Verlauf bei drehbar gelagerter Form- rolle, in Abbildung 66 bei arretierter Formrolle dargestellt. Die Kraftdifferenz zwischen den Kurven resultiert aus der Biegekraft bei drehendem bzw. aus der Biege- und Reibungskraft bei arretiertem Formradius. Im Rahmen anderer Vorarbeiten konnten ähnliche Kraft-Weg-Verläufe für einen Umlenkwinkel α=90° bereits messtechnisch erfasst werden (vgl. [San10]). Abbildung 65: Kraft-Weg-Verlauf bei ei- nem Umlenkwinkel α=90° und einem Formradius von R6 (Formradius drehbar) Abbildung 66: Kraft-Weg-Verlauf bei ei- nem Umlenkwinkel α=90° und einem Formradius von R6 (Formradius arretiert) Mithilfe der bereits eingeführten mathematischen Beziehungen (vgl. Formeln (41) – (44)) kön- nen nun die Biege- und Reibungskraft für diesen Fall und diese Rauhigkeitskombination be- rechnet werden. Eine typische Auswertung der Daten für die in Abbildung 65 und Abbil- dung 66 dargestellten Versuchsparameter mit einem Formradius von R6 und einem Umlenk- winkel α=90° ist in Abbildung 67 dargestellt. Mithilfe der graphischen Darstellung kann bereits eine qualitative Aussage über den Biege- und den Reibungsanteil an der Gesamtkraft getroffen werden. Vergleicht man nun die Ergebnisse mit einer weiteren Versuchsreihe mit veränderten Parametern, z.B. mit demselben Formradius R6 jedoch mit einem Umlenkwinkel α=60°, so kann man den Einfluss der veränderten Größe direkt erkennen (Abbildung 68). Betrachtet man ausschließlich die Biege- und Reibungskraft dieser beiden Versuchsreihen, so ist der Einfluss des reduzierten Umlenkwinkels deutlich erkennbar (vgl. Abbildung 69 und Ab- bildung 70). Die Reibungskraft sinkt geringfügig aufgrund der reduzierten Kontaktfläche zwi- schen Blechstreifen und Formkopf mit abnehmendem Umlenkwinkel α. Die Biegekraft sinkt ebenfalls geringfügig, dies beruht auf dem reduzierten Biegewinkel sowohl bei der An- als auch bei der Rückbiegung des Blechsteifens um den Formkopf. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=90 arretiert Zugkraft V39 Gegenkraft V39 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=90 drehbar Zugkraft V25 Gegenkraft V25 76 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Abbildung 67: Graphische Auswertung der Ergebnisse mit einem Um- lenkwinkel α=90° und einem Formradius von R6 Abbildung 68: Graphische Auswertung der Ergebnisse mit einem Um- lenkwinkel α=60° und ei- nem Formradius von R6 Abbildung 69: Biege- und Reibungskraft bei einem Umlenkwinkel α=90° und einem Formra- dius von R6 Abbildung 70: Biege- und Reibungskraft bei einem Umlenkwinkel α=60° und einem Formra- dius von R6 Die Auswertung aller erfassten experimentellen Daten gibt Aufschluss über den Einfluss des Formradius und des Umlenkwinkels α auf den Biege- und Reibungsanteil. Die Ergebnisse sind in Abbildung 71 zusammengefasst. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=60 Zugkraft V47 Zugkraft V35 Gegenkraft Biege- und Reibungskraft Biegekraft Reibungskraft 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=90 Zugkraft V39 Zugkraft V25 Gegenkraft Biege- und Reibungskraft Biegekraft Reibungskraft 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=60 Biege- und Reibungskraft Biegekraft Reibungskraft 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 K ra ft [ k N ] Zeit [sec] DC04, s0=0,8mm R6, α=90 Biege- und Reibungskraft Biegekraft Reibungskraft 5.1 Ermittlung des Biege- und Reibungsanteils an Formradien 77 Die obere Kurve der Diagramme beschreibt den Biege- und Reibungsanteil beim Ziehen des Blechstreifens über den arretierten Formkopf. Sie wird aus der Differenz der Zugkraft FZ,a und der Gegenkraft FG,a errechnet. Hierbei ist der Formkopf arretiert, sodass sich durch die Relativ- bewegung zwischen Blechstreifen und Formradius die Biege- und Reibungskraft überlagern. Die untere Kurve beschreibt den reinen Biegeanteil beim Ziehen über den drehbar gelagerten Formkopf und wird durch die Differenz der Zugkraft FZ,d und der Gegenkraft FG,d berechnet. Da aufgrund der frei drehenden Umlenkrolle keine Relativbewegung zwischen Blechstreifen und Formkopf stattfindet, kann die Biegekraft direkt berechnet werden. Die Diagramme zeigen eine deutliche Abhängigkeit vom Umlenkwinkel und dem Durchmesser des Formkopfes. Mit abnehmendem Umlenkwinkel α sinkt sowohl die Biegekraft als auch die kombinierte Kraftkomponente aus Biege- und Reibungskraft signifikant. Dieser Effekt wird mit zunehmendem Durchmesser des Formkopfes verstärkt, sodass zusammenfassend festgehalten werden kann, dass bei kleinen Formradien hohe und bei großen Formradien niedrige Biege- kräfte wirken. Dies bestätigt die Aussage von [Far02] aus Kapitel 3.1.1 (vgl. Abbildung 46). Aufgrund der Überlagerung beider Kraftkomponenten ist mithilfe dieser Darstellung jedoch keine Aussage über die Korrelation zwischen Umlenkwinkel α respektive dem Formradius und der Reibungskraft ohne überlagerte Biegekraft möglich. Hierfür muss die Reibungskraft geson- dert betrachtet werden. Eine weitere Auswertung der Daten unter Zuhilfenahme der oben genannten mathematischen Zusammenhänge erlaubt die gesonderte Betrachtung der Biege- und der Reibungskraft (vgl. Abbildung 69 und Abbildung 70). Die Ergebnisse dieser Auswertung sind in Abbildung 72 dar- gestellt. Abbildung 71: Einfluss des Formradius und des Umlenkwinkels auf die überlagerte Biege- und Reibungskraft, sowie auf die Biegekraft beim Streifenziehen mit Umlen- kung 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 90° 80° 70° 60° B ie g e - u n d R e ib u n g s k ra ft [ k N ] DC04, s0=0,8mm R2 Biege- und Reibungskraft Biegekraft 90° 80° 70° 60° DC04, s0=0,8mm R6 90° 80° 70° 60° DC04, s0=0,8mm R10 78 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Die Ergebnisse bestätigen die bereits zuvor erläuterten Zusammenhänge zwischen der Größe des Formradius und der resultierenden Biegekraft. Die Korrelation zwischen der Biegekraft und dem Umlenkwinkel α kann hier bestätigt werden. Betrachtet man jedoch die Reibungskraft se- parat, kann festgehalten werden, dass diese mit zunehmendem Formradius steigt. Dies ist aus den Diagrammen in Abbildung 71 nicht erkennbar, ist jedoch aufgrund der zunehmenden Kon- taktfläche zwischen Blechstreifen und Formradius naheliegend. Zusammenfassend kann für die weiteren Untersuchungen zur Wirkungsweise der SCS- Technologie festgehalten werden, dass für eine hohe Spannungsinduzierung durch die Form- elemente kleine Radien angestrebt werden sollten. Große Radien hingegen begünstigen den Materialfluss, d.h. durch eine vorher festgelegte Radienkonstellation in Kombination mit einer gezielten Beeinflussung der Reibungskraft, z.B. durch Variation der Oberflächenbeschaffen- heit, kann ein optimales Tribo-System für den jeweiligen Umformprozess eingestellt werden. Nachfolgend werden daher verschiedene Beschichtungen bzw. die Oberflächentopographie des Formradius an einem SCS-Formelement genauer betrachtet. 5.2 Untersuchung und Bewertung der Oberflächentopographie Wie im Abschnitt zuvor nachgewiesen werden konnte, besitzt die Reibungskraft einen entschei- denden Einfluss auf den Umformprozess bzw. auf die maximal induzierbare Ausreckung der Platine kurz vor der Stempelberührung. Diese ist selbstverständlich durch den Radius am Form- kopf respektive der Ziehkante gestaltbar, jedoch ist die Topographie der Oberfläche ein ebenso entscheidender Faktor. Die Topographie beschreibt die Rauheit und die Gestalt einer Oberflä- che. Darunter fallen z.B. die Anzahl der geschlossenen bzw. offenen Leerflächenanteile, die einen entscheidenden Einfluss auf die Reibung in der Umformtechnik zeigen [Pfe97]. Da die Reibung einen entscheidenden Einfluss auf die Funktion der SCS-Technologie hat, werden hier zunächst verschiedene Möglichkeiten betrachtet, diese in Bezug auf die maximal induzierbare Ausreckung der Platine positiv zu beeinflussen. Abbildung 72: Einfluss des Formradius und des Umlenkwinkels auf die Biegekraft und die Reibungskraft beim Streifenziehen mit Umlenkung R2 R6 R10 DC04, s0=0,8mm α=60 R2 R6 R10 DC04, s0=0,8mm α=70 R2 R6 R10 DC04, s0=0,8mm α=80 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 R2 R6 R10 B ie g e - u n d R e ib u n g s k ra ft [ k N ] DC04, s0=0,8mm α=90 Biegekraft Reibungskraft 5.2 Untersuchung und Bewertung der Oberflächentopographie 79 5.2.1 Vorauswahl geeigneter Beschichtungen In der Umformtechnik werden Werkzeuge oftmals beschichtet, um vorrangig die Standzeit zu verlängern, d.h. um den Verschleiß durch Abrasion zu reduzieren bzw. zeitlich hinauszuzögern. Weiterhin werden Werkzeugbeschichtungen eingesetzt, um den prozesspezifischen Werk- stofffluss zu begünstigen oder auch zu unterbinden bzw. zu reduzieren. Bei der SCS- Technologie spielt die Kombination aus Werkstofffluss und dessen gezielte Rückhaltung inner- halb der Formelementeverbunde eine wesentliche Rolle (vgl. Kapitel 3.1). Abbildung 73: Typische Topocrom-Oberflächenstruktur, links: geschlossene Struktur, rechts offene Struktur (Quelle: http://www.topocrom.com/content/pdf/Artikel_Ver- fahren_k_muell.pdf; abgerufen am 08.02.2016) In der Praxis werden viele Verfahren und Technologien zum Beschichten von Blechumform- werkzeugen eingesetzt. Ebenso vielfältig sind die Beschichtungsarten, die sich an den Anfor- derungen des Blechumformvorgangs orientieren. Die SCS-Technologie ist als flexibles und kostengünstiges Verfahren zur Herstellung kleiner Serien von flachen Blechformbauteilen kon- zipiert, sodass eine lange Standzeit nicht von primärem Interesse ist. Daher gilt es, durch die Wahl entsprechender Beschichtungen nicht vorrangig den Verschleiß zu reduzieren, sondern gezielt die Reibungsverhältnisse zwischen Werkzeug und Platine zu optimieren, sodass in Kombination mit dem entsprechenden Radius an den Formelementen eine optimale Zugkraft- induktion realisiert werden kann. Da bei der SCS-Technologie der wirtschaftliche Aspekt eine wesentliche Rolle spielt, wird auf kostenintensive Beschichtung des Werkzeuges weitestgehend verzichtet. Lediglich an den SCS-Formradien, die zur Erhöhung der Zugkraft in Form von er- höhter Reibungskraft beitragen (vgl. Kapitel 5.1.3), soll eine entsprechende Oberflächenbe- handlung gezielt und lokal erfolgen. Basierend auf einer Literaturrecherche und Erfahrungswerten, wurde zur gezielten Erhöhung der Reibungskraft am Formradius eine Hartchrombeschichtung der Fa. Topocrom gewählt. Hierbei wird das zu beschichtende Werkstück in dem als Anode wirkenden Reaktor mit Chro- melektrolyt umgeben und bildet hierbei die Kathode. Durch die anliegende Spannung zwischen Anode und Kathode werden kugelkappenförmige Strukturen auf dem Werkzeug abgeschieden. Je nach Anwendungsfall kann die Struktur der Oberfläche geschlossen oder offen (Abbildung 73) ausgeführt werden [Sta98]. Ausschließlich diese Beschichtung soll Gegenstand dieser Untersuchungen bilden, sodass an dieser Stelle nicht näher auf andere Verfahren und Beschichtungen eingegangen wird. Weitere Informationen finden sich in der einschlägigen Literatur [Hor01, Pfe97, Sta98]. 80 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Weiterhin werden unbeschichtete Formradien untersucht und als weitere Referenzoberfläche werden Formradien mittels Sandstrahlen behandelt, um die Oberfläche aufzurauen. Dadurch soll die Oberflächenrauheit und damit die Reibungskraft ebenfalls erhöht werden. Diese Art der Oberflächenbehandlung soll speziell aus Kostengründen betrachtet werden, da sie eine kosten- neutrale darstellt. 5.2.2 Charakterisierung der Oberflächentopographie Wie bereits hinreichend erläutert, basiert das Recken mittels der SCS-Technologie auf eine Spannungsinduzierung durch Biege- und Reibungseffekte an Formradien. Diese sind, wie im vorangegangenen Kapitel 5.1 erläutert, sowohl vom Umlenkwinkel α als auch vom Radius des Formkopfes abhängig, wobei die Biegekraft deutlich stärker als die Reibungskraft durch diese Größen beeinflusst wird. Die Reibungskraft kann offensichtlich durch weitere Größen stärker beeinflusst werden als durch geometrische, z.B. durch eine veränderte Oberflächentopographie. Die im Rahmen dieser Untersuchungen gewählte Topocrom-Beschichtung auf der Oberfläche der Formbacken und auch die Veränderung der Werkzeugoberfläche durch Sandstrahlen stellen solche veränderten Oberflächentopographien dar und sollen zunächst im Vergleich zu unbe- handelten bzw. unbeschichteten Werkzeugeinsätzen untersucht werden. Zur Charakterisierung der ausgewählten Oberflächen wird ein optisches Messsystem der Fa. NanoFocus herangezogen, welches nach dem sog. Konfokalprinzip arbeitet. Das Licht des sog. μSurf Messgerätes (Abbildung 74) wird durch eine spezielle Schablone und ein zwischen der Lichtquelle und dem Messobjekt liegendes Objektiv auf die Oberfläche fokussiert, die unter- sucht werden soll. Das reflektierte Licht wird über ein weiteres Objektiv zu einer CCD-Kamera geführt, welche durch einen entsprechenden Filter das Streulicht herausfiltert. Damit gelangt nur das Licht aus der Fokusebene auf die CCD-Kamera, sodass durch eine Vertikalverschie- bung der Messebene, Schnittdarstellungen in unterschiedlichen Höhenabständen erzeugt wer- den. Diese Einzelbilder werden anschließend zu einem dreidimensionalen Höhenbild umge- wandelt und können mittels der entsprechenden Software ausgewertet werden. Abbildung 74: Konfokalmessgerät μSurf der Fa. NanoFocus zur Untersuchung von Oberflä- chenstrukturen (Quelle: https://www.nanofocus.de/produkte/usurf/msurf-mo- bile/NanoFocus; anbgerufen am 08.02.2016) Objektiv 5.2 Untersuchung und Bewertung der Oberflächentopographie 81 Im Rahmen von anschließenden Untersuchungen wurden für die Ermittlung druckabhängiger Reibungszahlen entsprechende Ziehbacken gefertigt, deren Oberflächen zunächst mittels des μSurf Messgerätes optisch vermessen wurden. Es wurden vier Ziehbacken aus dem Werkstoff 1.2312 gefertigt. Ein Ziehbacken wurde im Grundzustand belassen und repräsentiert die nicht beschichteten Werkzeugbereiche der späteren SCS-Werkzeuge. Der zweite Ziehbacken wurde sandgestrahlt und die zwei weiteren wurden mit der Topocrom Beschichtung mit geschlossener Struktur versehen. Einer der Backen mit kleineren, der zweite mit größeren Kugelkappenstruk- turen, um den Einfluss des Kugeldurchmessers auf die Reibung zu untersuchen. In Abbil- dung 75 sind die mittels des μSurf Messgerätes erfassten Oberflächen als dreidimensionales Höhenbild dargestellt. Die Höhenbilder erlauben eine erste optische Bewertung hinsichtlich der Rauigkeit der Ober- fläche sowie deren Struktur. Der unbehandelte Ziehbacken (a) weist eine durch die Fertigung bedingte gleichmäßige und sehr feine Struktur auf. Diese Topographie entspricht der gleichen, welche die Formradien in den experimentellen Untersuchungen in Kapitel 5.1.3 beim Streifen- ziehen mit Umlenkung aufwiesen. Der Ziehbacken (b) hingegen zeigt durch die Behandlung mittels Sandstrahlen ein deutlich raueres Profil mit starken Profilhöhendifferenzen. Aufgrund der Tatsache, dass die Oberfläche keiner expliziten Wärmebehandlung unterzogen wurde und daher keine Härtung erfahren hat, ist davon auszugehen, dass bereits nach wenigen Belastungs- zyklen das Profil aufgrund der Flächenpressung eingeebnet wird. Die beiden mit Topocrom beschichteten Ziehbacken (c) und (d) sind in ihrer Struktur und im Aufbau prinzipiell identisch, Abbildung 75: μSurf Höhenbild der untersuchten Ziehbacken. Oberfläche gefräst (a), gestrahlt (b), beschichtet mit Topocrom 1 (c) kleiner Kugeldurchmesser und To- pocrom 2 (d) großer Kugeldurchmesser 82 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie zeigen jedoch deutliche Unterschiede in ihrem Höhenprofil und den Kugelkappendurchmes- sern. Dadurch werden deutlich unterschiedliche Eigenschaften hinsichtlich der Reibung erzielt. Anhand von Profilschnitten durch die jeweiligen Höhenprofile kann die Oberflächenstruktur der untersuchen Ziehbacken verdeutlicht werden (Abbildung 76). Die Profilschnitte in Abbildung 76 zeigen deutlich die Unterschiede der Oberflächenstruktur des jeweiligen Ziehbackens, welche die Reibung maßgeblich mit beeinflusst. Während der ge- fräste bzw. unbehandelte Ziehbacken eine sehr gleichförmige Topographie aufweist, erscheint das Profil des gestrahlten Ziehbackens sehr rau und anisotrop. Dies bestätigen die nachfolgend ermittelten Rauheitskenngrößen. In den beiden Profilschnitten der Topocrom-Beschichtung ist weiterhin die Krümmung der einzelnen kugelkappenförmigen Oberflächenstruktur erkennbar. Auf Basis dieser Profilschnitte sind mithilfe der entsprechenden Auswertesoftware die in der nachfolgenden Tabelle 1 ermittelten Rauheitskenngrößen ermittelt worden. Tabelle 1: Rauheitskenngrößen der untersuchten Ziehbacken Ziehbacken (a) (b) (c) (d) Oberflächenstruktur gefräst gestrahlt Topocrom 1 Topocrom 2 Arithmetischer Mittenrauwert Ra [μm] 0,46 6,56 1,08 3,10 Rautiefe Rz [μm] 2,58 31,10 5,79 13,88 Die Meßgrößen bestätigen die optische Auswertung der Profilschnitte. Während der unbehan- delte Ziehbacken (a) eine glatte Oberfläche mit einer geringen Rautiefe Rz aufweist, ist der gestrahlte Ziehbacken (b) deutlich rauer. Die beiden Ziehbacken (c) und (d) mit der Topocrom Beschichtung sind in Aufbau und Struktur identisch, unterscheiden sich jedoch durch unter- schiedliche Radien der aufgebrachten kugelkappenförmigen Strukturen. Hierbei sind die Kenn- werte des Ziehbackens (d) etwa um den Faktor drei größer als die des Ziehbackens (c). Die auf Abbildung 76: μSurf-Profilschnitte der untersuchten Ziehbacken. Oberfläche gefräst (a), ge- strahlt (b), beschichtet mit Topocrom 1 (c) kleiner Kugeldurchmesser und To- pocrom 2 (d) großer Kugeldurchmesser gestrahlt -20 -10 0 10 20 30 gefräst -20 -10 0 10 20 30 0 50 100 150 Topocrom 1 0 50 100 150 Topocrom 2 Abgewickelte Länge [μm] P ro fi lh ö h e [ μ m ] (a) (b) (c) (d) 5.2 Untersuchung und Bewertung der Oberflächentopographie 83 ihre Oberflächenstruktur hin untersuchten Ziehbacken sollen nachfolgend einer Untersuchung zur Ermittlung druckabhängiger Reibungszahlen mithilfe des in Kapitel 5.1.2 vorgestellten Streifenziehversuches unterzogen werden. 5.2.3 Ermittlung druckabhängiger Reibungszahlen Die Reibungskraft wird u.a. durch die Kontaktnormalspannung, d.h. durch den wirkenden Druck in der Kontaktfuge zwischen Blechhlater und Platine beeinflusst. Um diesen Einfluss zu erfassen, wurde der Streifenzugversuch nach Abbildung 59 herangezogen. Hierbei wurden ana- log zu den vorangegangenen Untersuchungen zur Ermittlung der Biege- und Reibungskraft Blechstreifen der Güte DC04 mit einer Ausgangsblechdicke von s0=0,80mm verwendet. Die Normalkraft wird über einen sog. Ziehbacken, der über einen Hydraulikzylinder mit einer ein- stellbaren Vertikalkraft beaufschlagt wird, auf den Blechstreifen übertragen. Der Blechstreifen, der auf einem beweglichen Schlitten fixiert ist, wird anschließend unter dem Ziehbacken hin- weggezogen. Sowohl die nötige Zugkraft für die Horizontalbewegung des Schlittens als auch die durch den Ziehbacken übertragene Kraft werden durch entsprechende Kraftmessdosen er- fasst. Mithilfe des Coulombschen Reibungsgesetzes und der bekannten Kontaktfläche zwischen Ziehbacken und Blechstreifen kann anschließend ein grober, zeitlich konstanter Mittelwert der Reibungszahl μ in Abhängigkeit vom vorab eingestellten Druck errechnet werden. Um möglichst anwendungsnahe Ergebnisse zu erhalten, entsprechen die Ziehgeschwindigkeit und die Umformtemperatur denen beim Umformen eines Blechstreifens mittels der SCS- Technologie. Die Ziehgeschwindigkeit des Schlittens wurde daher mit v=100mm/sec gewählt und die Versuche wurden bei Raumtemperatur θ≈20°C durchgeführt. In Abbildung 77a ist der Versuchsaufbau dargestellt. Der zu prüfende Blechstreifen wird, wie bereits erwähnt, auf einem verfahrbaren Schlitten fi- xiert, dessen Horizontalbewegung mittels eines Wegmesssensors erfasst wird. Der Ziehbacken Abbildung 77: Versuchsaufbau zur Ermittlung druckabhängiger Reibungszahlen (a) und da- mit erfasste bzw. berechnete Kenngrößen (b) 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0 100 200 300 400 μ [- ] Ziehweg [mm] Ziehbacken (a) p=30 MPa DC04, s0=0,8mm Reibungszahl 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 0 100 200 300 400 K ra ft [ k N ] Ziehweg [mm] Ziehbacken (a) p=30 MPa DC04, s0=0,8mm Normalkraft Reibungskraft Wegaufnehmer Schlitten Blechstreifen Ziehbacken (b)(a) 84 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie wird in einer Einspannvorrichtung unmittelbar im Kraftfluss des Hydraulikzylinders positio- niert, sodass die voreingestellte Normalkraft bzw. die sich daraus ergebende Flächenpressung senkrecht auf den Blechstreifen wirkt. Die relevanten Kraftgrößen werden durch entsprechende Kraftmessdosen erfasst. In Abbildung 77b sind typische Kraft-Weg-Verläufe für die Normal- sowie für die Reibungskraft dargestellt, welche durch die Kraftsensoren erfasst werden. Die sich damit ergebende Reibungszahl μ ist ebenfalls graphisch über dem Ziehweg des Schlittens dargestellt. Diese wird mithilfe des Reibungsgesetzes nach Coulomb berechnet (vgl. Kapi- tel 2.2.6). Analog hierzu wurden unter Verwendung der bereits vorgestellten vier Ziehbacken Versuche zur Ermittlung von deren Reibungszahl durchgeführt. Um die Abhängigkeit zwischen der Rei- bungszahl μ und der Flächenpressung p zu ermitteln, wurden die Versuche mit Variation der Normalkraft durchgeführt. Mit Kenntnis der Kontaktfläche A zwischen Ziehbacken und Blech- streifen kann die gewünschte Flächenpressung p durch die entsprechende Normalkraft, welche durch den Hydraulikzylinder aufgebracht wird, bestimmt werden. Die Kontaktfläche A der hier eingesetzten Ziehbacken betrug A=130,5mm² und der zu untersuchende Bereich der Flächen- pressung p wurde auf p=5…150MPa festgelegt. Die Ergebnisse der experimentellen Untersu- chungen sind in Abbildung 78 zusammengefasst. Auf Basis der durchgeführten Streifenziehversuche konnten für die hier gewählten Werkstoff- reibpaarungen die in Abbildung 78 dargestellten Kurven ermittelt werden. Diese zeigen eine Abhängigkeit der Reibungszahl μ von der Flächenpressung p und der Oberflächentextur der verwendeten Ziehbacken. Der unbehandelte Ziehbacken (a) weist bis zu einer Flächenpressung von p=150MPa eine relativ niedrige und gleichzeitig konstante Reibungszahl μ auf. Dies lässt auf geringe Reibungskräfte während des Umformvorgangs schließen, sodass die Relativbewe- gung des Blechstreifens dadurch begünstigt wird. Der sandgestrahlte Ziehbacken (b) zeigt bei niedriger Flächenpressung p eine deutlich höhere Reibungszahl μ, welche bei höherem Nor- maldruck stark sinkt. Dies lässt auf hohe Reibungskräfte bei nur kleinen Flächenpressungen p schließen. Die Flächenpressung p an einer Ziehkante steigt jedoch mit abnehmendem Radius Abbildung 78: Einfluss der Flächenpres- sung p auf die Reibungs- zahl μ für vier verschie- dene Ziehbacken 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0 25 50 75 100 125 150 R e ib u n g s z a h l µ [ -] Flächenpressung [MPa] DC04, s0=0,8mm gefräst gestrahlt Topocrom 1 Topocrom 2 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges 85 stark an [Hor01]. Da bei kleinen Formradien die Kombination aus Biege- und Reibungskraft (vgl. Abbildung 72) einen deutlich höheren Einfluss auf die Zugkraftinduktion hat als bei gro- ßen Radien, werden bei der SCS-Technologie kleine Formradien im Bereich R=1…4mm ein- gesetzt, um möglichst hohe Spannungen zu induzieren. Mit zunehmender Flächenpressung p sinkt demnach die Reibungszahl μ und schwächt für kleine Radien den Effekt der Zugkraftin- duktion ab. Die beiden Ziehbacken (c) und (d) mit Topocrom-Beschichtung hingegen, erreichen aufgrund ihrer Oberflächentopographie deutlich höhere Reibungszahlen μ als der sandge- strahlte Ziehbacken (b). Auch bei dieser Werkstoffreibpaarung sinkt die Reibungszahl μ signi- fikant mit zunehmender Flächenpressung p. Jedoch ist der Einfluss in Kombination mit einem kleinen Formradius deutlich geringer, da das Niveau der Reibungszahl μ deutlich höher liegt. Bei der Werkstoffreibpaarung unter Verwendung der Ziehbacken mit Topocrom-Beschichtung konnte ein weiterer Sachverhalt festgestellt werden. Aufgrund der hohen Reibungskräfte tritt bereits ab einer Flächenpressung von etwa p≈20…40MPa Adhäsion auf, sodass der Blechstrei- fen unterhalb des Ziehbackens reißt. Beim Ziehbacken (c) scheint aufgrund der kleineren ku- gelkappenförmigen Strukturen der Topocrom-Beschichtung ein sehr hoher Anteil an Festkör- perreibung vorzuliegen. Dadurch tritt bereits nach wenigen Versuchen und geringer Flächen- pressung p≤30MPa Adhäsion derart auf, dass die Beschichtung frühzeitig durch Abplatzen ver- sagt. Beim Ziehbacken (d) tritt ebenfalls Adhäsion ab einer Flächenpressung p≈40MPa ein, jedoch versagt die Beschichtung nicht und erscheint als zielführende Werkstoffreibpaarung zur Induzierung einer maximalen Zugspannung beim SCS-Prozess. Dies soll im Rahmen einer wei- teren experimentellen Untersuchung unter Verwendung eines SCS-Werkzeuges zum ebenen Recken von Blechstreifen und unter Verwendung der hier untersuchten Oberflächentexturen nachgewiesen oder auch widerlegt werden. Die Erfassung der druckabhängigen Reibungszahl μ bis zu einer Flächenpressung p=150MPa ist aufgrund der Adhäsion jedoch für diese Werk- stoffreibpaarung nicht möglich. 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges Neben den bereits vorgestellten Parametern der Biege- und Reibungskraft, sowie der Oberflä- chentextur der Werkstoffreibpartner, zeigen weitere Größen ebenfalls einen signifikanten Ein- fluss auf die Funktion der SCS-Technologie. Einer dieser Faktoren ist der sog. Ziehspalt uz, welcher beim konventionellen Tiefziehen maßgeblich das Umformergebnis beeinflusst und den Spalt zwischen Stempel und Matrize beschreibt. Dieser ist vornehmlich 5-10% größer als die Dickenabmessung des umzuformenden Blechs [Doe10, Fri12, Klo06, Lan90]. Bei der SCS-Technologie spielt der Ziehspalt uz ebenfalls eine wichtige Rolle, hierbei wird jedoch nicht der Spalt zwischen Stempel und Matrize betrachtet, sondern der Spalt zwischen den Formelementen während des Eingriffs. Daher spricht man bei der SCS-Technologie vom Formelementespalt S, welcher an dieser Stelle Berücksichtigung finden soll. Eine weitere geo- metrische Größe, welche die Spannungsinduzierung bzw. die Dauer derer maßgeblich beein- flusst, ist die Länge des Blechstreifens. Diese Größe spielt bei der SCS-Technologie die wich- tigste Funktion, da sie auf einfache Weise und ohne Modifikation des Werkzeuges respektive der Formelementeverbunde die induzierte Spannung und damit den erreichten Umformgrad φ 86 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie beeinflusst. Um den Einfluss der geometrischen sowie der tribologisch wirkenden Einflusspa- rameter in Kombination zu untersuchen, wurde ein modulares Versuchswerkzeug entwickelt, welches die Variation multipler Parameter erlaubt [Pap11a]. Dieses ist in Abbildung 79 darge- stellt. Als Geometrie für die Formelemente wurde die in Kapitel 3.1.1 bereits vorgestellte Variante G3 mit hyperbolischer Konstellation der Formelemente gewählt. Die Radien der Formelemente wurden auf Basis der in Kapitel 5.1.3 vorgestellten Erkenntnisse und auf Basis von Vorunter- suchungen festgelegt. Um die Oberflächentextur sowie die Formelementespalte Si variieren zu können, wurden die Bereiche der Formradien als auswechselbare Formeinsätze konzipiert und umgesetzt. Diese wurden analog zu den Ziehbacken aus den Untersuchungen der Oberflächen- topographie mit gefräster, sandgestrahlter und beschichteter Topocrom-Oberfläche gefertigt. Die Länge des Blechstreifens wird anhand des Überstandes U vom letzten Formsegment des unteren Formelementeverbundes gemessen. In der Detailansicht (a) in Abbildung 79 ist die Schnittdarstellung des SCS-Versuchswerkzeuges vor dem Reckvorgang dargestellt. Der Über- stand U des Blechstreifens ist hier gut erkennbar. In der Detailansicht (b) sind die Formelemen- tespalte S1, S2 und S3 dargestellt, diese werden durch entsprechendes Unterlegen mittels Blech- folie variiert. Für die Erfassung der durch die SCS-Formelemente induzierten Zugspannung bzw. Zugkraft ist im Einspannbereich des Blechstreifens eine Kraftmessdose installiert. Diese erfasst über die Eingriffstiefe, welche durch einen Wegsensor aufgezeichnet wird, die sich ergebende Zugkraft. Die beiden Größen können anschließend in Diagrammen dargestellt und interpretiert werden. Als weitere Vergleichsgröße dient die im Blechstreifen erreichte Hauptformänderung φ1. Diese wird durch ein optisches Messsystem mittels eines vorher aufgebrachten Musters berechnet, Abbildung 79: Konstruktionsmodell des entwickelten modularen SCS-Versuchswerkzeuges Blechstreifen Formsegment (a) (b) Formelemente- verbund unten Formelemente- verbund oben U Überstand Spalt S3 Spalt S2 Spalt S1 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges 87 welches sich durch den Reckvorgang verzerrt. Das Messsystem errechnet auf Basis des Ur- sprungsmusters, welches vorher erfasst wird, die sich ergebende Formänderung. 5.3.1 Einfluss geometrischer und tribologischer Parameter Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen zum Einfluss geometrischer und tribologi- scher Parameter auf den SCS-Prozess wurde das neu entwickelte modulare SCS Versuchswerk- zeug verwendet. Hierbei wurden, wie in den zuvor durchgeführten Untersuchungen auch, Blechstreifen der Güte DC04 mit der Basisbeölung PL61 und einer Ausgangsblechdicke von s0=0,80mm verwendet. Um den Einfluss verschiedener Größen wie Formelementespalt, Walz- richtung der Blechstreifen und Blechstreifenlänge zu untersuchen, wurden im Rahmen der Ver- suche folgende Parameter variiert: Tabelle 2: Übersicht der variierten Parameter zur Untersuchung von deren Einfluss auf den SCS-Prozess Oberflächenstruktur - [-] gefräst sandgestrahlt beschichtet Formelementespalt S1 [mm] 0,85 1,3 1,7 2,1 S2 [mm] 0,85 1,1 1,4 1,7 S3 [mm] 0,75 0,85 1,0 1,2 Überstand U [mm] 0 10 20 30 40 50 60 Walzrichtung Blech WR [°] 0 45 90 Wie aus Tabelle 2 hervorgeht, stehen bei dieser Untersuchung die geometrischen Größen als Variationsparameter im Vordergrund, da der Biege- und Reibungseinfluss bereits eingehend untersucht wurde. Dennoch soll die Oberflächenstruktur der Formsegmente hier mit betrachtet werden, da sie ebenfalls einen wichtigen Einflussfaktor darstellt. Um den Blechwerkstoff und dessen anisotrope Eigenschaften hinsichtlich der Textur mit einbeziehen zu können, sind eben- falls Versuche mit Blechzuschnitten mit unterschiedlicher Walzrichtung vorgesehen. Die Viel- zahl an Variationsparametern, die hier festgelegt wurden, erlaubt aufgrund der in Summe 4032 Kombinationsmöglichkeiten keine vollfaktorielle Untersuchung. Daher werden bestimmte Kombinationen untersucht, die auf Basis von Erfahrungswerten und aufgrund der bereits ge- wonnenen Erkenntnisse aus Kapitel 3.1 festgelegt werden. Diese als Ausgangsbasis festgeleg- ten Parameter sind in Tabelle 2 fett markiert. Basierend darauf werden schrittweise die Form- elementespalte Si und die Formeinsätze und damit die Oberflächenstruktur variiert. Um Wech- selwirkungen bei gleichzeitiger Variation mehrerer Parameter auszuschließen, werden diese einzeln und nacheinander verändert. Dadurch soll die Aussagekraft der Ergebnisse nicht ver- fälscht werden. In Summe wurden im Rahmen dieser Untersuchungen ca. 400 Blechstreifen mit einem Messraster versehen, unter gleichbleibenden Bedingungen umgeformt und die er- fassten Größen analysiert und ausgewertet. Das Ziel dieser Untersuchungen lag in der Identifi- zierung von geometrischen Einflußgrößen auf die Zugkraftinduktion der Formelemente eines SCS-Werkzeuges. 88 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Zunächst werden mit den Basiswerten die drei Formeinsätze unter Variation des Überstandes U untersucht. Ein typischer Kraft-Weg-Verlauf dieser ersten Betrachtung sowie die Auswer- tung mithilfe des erwähnten optischen Messgerätes zur Erfassung der Formänderung sind in Abbildung 80 zusammengefasst. Der hier dargestellte Kraft-Weg-Verlauf wurde unter Verwendung der beschichteten Formein- sätze mit einem Überstand U=30mm ermittelt. Zunächst steigt die Zugkraft, welche durch den Eingriff der oberen in den unteren Formelementeverbund und den damit zusammenhängenden Einzug des Blechstreifens initialisiert wird, zügig an. Während dieser Phase wird der Blech- streifen lateral gereckt (vgl. Abbildung 80a, Detail 1). Fließt das Streifenende über den Form- radius des letzten Formelements, fällt die Zugkraft plötzlich ab und der Reckvorgang ist abge- schlossen, da die hierfür nötige Fließspannung kf nicht mehr überschritten wird (vgl. Abbil- dung 80a, Detail 2). Die Zugkraft fällt jedoch nicht auf das Nullniveau herab, vielmehr ist ein Restkraftniveau zu erkennen, welches von den geometrischen und tribologischen Parametern abhängt. Dieses Kraftniveau nach Ende des Reckvorgangs ist für eine anschließende Tiefzie- hoperation bzw. das Ausformen eines Bauteils enorm wichtig, da es ein unkontrolliertes Ein- fließen des Werkstoffs in die Matrize verhindert. Beim konventionellen Tiefziehen spricht man analog hierzu von der Rückhaltekraft, welche üblicherweise durch den Blechhalter erzeugt wird. Die hier angesprochene Zugkraft nach Ende des Reckvorgangs entspricht der Rückhalte- kraft beim Tiefziehen und ist daher eine wichtige Größe für die Auslegung eines SCS- Werkzeuges. In Abbildung 80b ist der entsprechende Blechstreifen dieses Versuchs dargestellt. Man erkennt das verzerrte Raster, welches durch die Auswertesoftware des optischen Messge- rätes genutzt wird, um die erreichte Formänderung zu berechnen. Abbildung 80: Typischer Kraft-Weg-Verlauf beim ebenen Recken eines Blechstreifens mit- tels des modularen SCS-Versuchswerkezuges (a) und entsprechende Auswer- tung des gereckten Blechstreifens mithilfe optischer Messtechnik (b) 0 2 4 6 8 10 12 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=30mm Zugkraft (1) (2) φ1 [-] 0,080 0,074 0,068 0,062 0,056 0,050 0,044 0,038 0,032 0,026 0,020 Messraster (b)(a) 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges 89 Der sich ergebende Kraft-Weg-Verlauf hängt unmittelbar mit der Länge des Blechstreifens, d.h. mit dem Überstand U zusammen. Dieser beeinflusst sowohl die Dauer des Reckvorgangs und damit die maximal erreichte Zugkraft, welche mit einem bestimmten Umformgrad korres- pondiert, als auch die eben beschriebene Rückhaltekraft nach dem Reckvorgang. Weiterhin be- einflusst sie das Ergebnis des Umformvorgangs hinsichtlich der Realisierung eines fehlerfreien oder eines fehlerhaften Bauteils. Dieser Zusammenhang ist in Abbildung 81 beispielhaft dar- gestellt. In Abbildung 81a ist das Ergebnis für verschiedene Überstände U direkt am Blechstreifen zu sehen. Für größer werdende Abmessungen des Blechstreifens erhöht sich auch die Dauer der Spannungsinduzierung durch die Formelemente, welche sich im Eingriff mit dem Blechstreifen befinden. Wird der Reckvorgang nicht abgeschlossen, ehe die Zugfestigkeit Rm des Blechwerk- stoffs im Punkt A (vgl. Abbildung 49) überschritten wird, so findet dort eine Spannungslokali- sierung statt und der Werkstoff beginnt einzuschnüren (Abbildung 81a, Mitte). Bei weiterer Vergrößerung des Überstandes U führt diese Spannungslokalisierung zum Abreißen des Blech- streifens. Die für einen anschließenden Tiefziehvorgang nötige Rückhaltekraft sinkt für diesen Fall auf null (Abbildung 81b, Kurve U=50mm), weshalb die Wahl der Blechabmessungen von entscheidender Bedeutung ist. Um den Einfluss des Überstandes U auf den erzielbaren Umformgrad im Blechstreifen zu prü- fen, wurden anschließend Versuche unter Verwendung der in Tabelle 2 aufgelisteten Formein- sätze mit unterschiedlicher Oberflächenstruktur durchgeführt. Die Ergebnisse dieser Versuchs- reihe sind in Abbildung 82 zusammengefasst. Es ist deutlich zu erkennen, dass die unbehandel- ten Formeinsätze nur einen geringen Reibungskraftanteil an der Gesamtzugkraft haben und da- her nur geringe Formänderungen realisiert werden. Die sandgestrahlten und auch die beschich- Abbildung 81: Mittels des SCS-Versuchswerkzeuges lateral gereckte Blechstreifen mit U=30…50mm (a) und entsprechende Kraft-Weg-Verläufe (b) 0 2 4 6 8 10 12 0 10 20 30 40 50 60 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=30...50mm DC04, s0=0,8mm U=30mm U=40mm U=50mm Einspannung n.i.O.kritischi.O. U=30mm U=40mm U=50mm (b)(a) U=50mm → n.i.O. U=30mm → i.O. U=40mm → kritisch 90 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie teten Formeinsätze hingegen erlauben, wie bereits während der Untersuchungen in Kapi- tel 5.1.3 erwähnt, eine hohe Zugkraftinduktion durch entsprechend hohe Reibungsanteile und demnach auch die Realisierung hoher Umformgrade. Für einen Überstand U=40mm ist für die hier gewählte Parameterkonstellation eine Sättigung zu verzeichnen, d.h. selbst mit weiterer Vergrößerung von U kann der Umformgrad nicht weiter gesteigert werden. Dies hängt u.a. damit zusammen, dass für einen Überstand U≥50mm die Blechsteifen entsprechend Abbildung 81a versagen. Für U=30mm sind die besten Ergebnisse hinsichtlich Umformgrad und Rückhaltekraft erzielt worden (vgl. Abbildung 83). Man erkennt die deutlich höhere Zugkraftinduktion bei Verwendung der sandgestrahlten und beschichteten Formeinsätze im Vergleich zu den unbehandelten. Weiterhin ist ein deutlicher Unterschied zwischen den drei Formeinsätzen in Bezug auf die Rückhaltekraft zu erkennen. Trotz der marginal höheren Zugkraft und des etwas höheren Umformgrades bei Verwendung der sandgestrahlten Formeinsätze, ist die Rückhaltekraft bei Verwendung der beschichteten Formeinsätze deutlich höher. D.h. nicht allein die erzielte Formänderung ist entscheidend für den SCS-Prozess, sondern vielmehr die Kombination aus Umformgrad und Rückhaltekraft. Entsprechend der Prämisse, möglichst hohe Umformgrade bei adäquatem Materialeinsatz zu erzielen, werden für die Untersuchungen zur Variation der Formelementespalte Si lediglich Blechstreifen mit einem Überstand U=20…30mm betrachtet. Für U<20mm ist die erreichte Formänderung sehr gering und für U>40mm ist keine weitere Steigerung des Umformgrades durch Erhöhung des Materialeinsatzes möglich, ohne ein Versagen zu vermeiden. Daher wird im nachfolgenden auf die Untersuchung des Einflusses von U>40mm und U<20mm verzichtet. In Abbildung 84 sind die Ergebnisse der Versuchsreihe zur Ermittlung des Einflusses der Form- elementespalte Si auf den SCS-Prozess zusammengefasst. Abbildung 82: Einfluss der Oberflächentopo- graphie und des Überstandes U auf die maximal erreichbare Hauptformänderung Abbildung 83: Kraft-Weg-Verläufe der Versuchsreihe U=30mm un- ter Verwendung verschiede- ner Formeinsätze 0 2 4 6 8 10 12 0 10 20 30 40 50 60 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] U=30mm DC04, s0=0,8mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0 10 20 30 40 50 60 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Überstand U [mm] DC04, s0=0,8mmsandgestrahlt beschichtet gefräst 5.3 Entwicklung eines modularen SCS-Versuchswerkzeuges 91 Wie deutlich zu erkennen ist, besitzt der Formelementespalt S1 kaum Einfluss auf den Prozess. Sowohl die Hauptformänderung als auch die Rückhaltekraft sinken nur unmerklich mit zuneh- mendem Spalt. Formelementespalt S2 hingegen beeinflusst den Prozess hinsichtlich der maxi- malen Rückhaltekraft maßgeblich. Mit abnehmendem Spalt S2 steigt die Rückhaltekraft stetig an. Bei einem Spalt von S2=0,80mm ist das Maximum für alle drei Formeinsätze erreicht, wobei analog zu Abbildung 83 die beschichteten Formeinsätze das beste Ergebnis zeigen. Die verti- kale, rot dargestellte Linie zeigt die Ausgangsblechdicke s0 des Blechstreifens und indiziert einen positiven oder negativen Spalt Si. Für die Variation der Formelementespalte S1 und S2 wurden ausschließlich positive Spalte gewählt, während für den Spalt S3 auch eine Konstella- tion mit negativem Spalt untersucht wurde. Dieser wirkt sich positiv in Bezug auf die Induzie- rung eines maximalen Umformgrades aus, selbst unter Verwendung der unbehandelten Form- einsätze. Grundsätzlich lässt sich hier sagen, dass für sinkende Spalte S3 der maximal erreich- bare Umformgrad steigt. Die Rückhaltekraft wird durch den Spalt S3 kaum beeinflusst und sinkt mit abnehmendem Spalt nur marginal. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass für hohe Rückhaltekräfte ein geringer Spalt S2 und für hohe Umformgrade ein geringer Spalt S3 zu wählen sind. Die Ergebnisse für die Untersuchungen mit U=20mm und U=40mm sind Abbil- dung 150 und Abbildung 151 dem Anhang 9.1 zu entnehmen. Abschließend wurde unter Verwendung der beschichteten Formeinsätze eine Untersuchung zur Ermittlung der optimalen Lage des Blechstreifens relativ zu seiner Walzrichtung durchgeführt. Abbildung 84: Einfluss der Formelementespalte Si und der Formeinsätze auf die maximal er- reichbare Hauptformänderung und die Rückhaltekraft für einen Überstand U=30mm DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0 2 4 6 8 10 12 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 R ü c k h a lt e k ra ft [ k N ] Formelementespalt S1 [mm] DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 Formelementespalt S2 [mm] DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,70 0,85 1,00 1,15 1,30 Formelementespalt S3 [mm] DC04, s0=0,8mm U=30mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 92 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Auf Basis der bereits gewonnenen Erkenntnisse wurde für diese Untersuchung der Überstand auf U=0…40mm eingegrenzt. Die Ergebnisse dieser Untersuchung sind in Abbildung 85 zu- sammengefasst. Bei den verwendeten Blechstreifen, welche mit 0° und mit 90° zur Walzrichtung orientiert sind, ist der Einfluss auf die erreichte Formänderung von nachrangiger Bedeutung. Lediglich für die Blechstreifen, welche mit 45° zur Walzrichtung orientiert sind, ist eine nicht vernachlässigbare Reduzierung der erreichbaren Formänderung zu vermerken. 5.3.2 Simulation des Umformprozesses und Validierung Das Ziel dieser Simulationsuntersuchung ist die Validierung des Umformprozesses, sodass für die Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf weitere Bauteilgeometrien die entsprechende Werkzeugauslegung und die Konzipierung der Formelementeverbunde zunächst virtuell erfol- gen können. Dadurch kann die Geometrie der Formelemente ohne die Fertigung kostenintensi- ver Prototypwerkzeuge bei enormer Zeiteinsparung optimiert werden. Auf Basis der bereits gewonnenen Erkenntnisse wurde ein Simulationsmodel mit den entspre- chenden Wirkflächen der Werkzeuge erzeugt und die Kenngrößen des verwendeten Werkstoffs hinterlegt. Diese wurden zuvor mithilfe des Flachzugversuches experimentell ermittelt, sodass der Prozess möglichst realitätsnah im Simulationsmodell abgebildet werden kann. Für die Va- lidierung des Simulationsmodells wurde die bereits in den Grundlagenuntersuchungen zur Wir- kungsweise der SCS-Technologie verwendete Formelementegeometrie G3 gewählt. Hierfür wurden die in Tabelle 2 beschriebenen Basisgrößen für die Formelementespalte Si und ein Überstand U=30mm gewählt. Das Tribo-System in der Simulation wurde mit dem Ziel der ge- nauen Nachbildung der beschichteten Formeinsätze ausgelegt und auf Basis des Coulombschen Reibungsgesetzes modelliert. Als Vergleichsgrößen für die Validierung der Simulation wurden mehrere bekannte Prozess- größen in Betracht gezogen. Zunächst wurde der Zugkraftverlauf betrachtet und sowohl die Charakteristik der Kraft-Weg-Kurve als auch das Kraftmaximum miteinander verglichen. Als weitere Größe wurde die erzielte Hauptformänderung im frei gereckten Mittenbereich des Abbildung 85: Einfluss der Walzrichtung auf die maximal erreichbare Hauptformänderung 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Überstand U [mm] Formeinsätze beschichtet U=0...40mm DC04, s0=0,8mm 90° zur WR 45° zur WR 0° zur WR 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen 93 Blechstreifens herangezogen. Die Gegenüberstellung der Ergebnisse aus experimentell ermit- telten und simulierten Daten sind in Abbildung 86 sowie in Abbildung 87 zusammengefasst. Der direkte Vergleich der Kraft-Weg-Kurven in Abbildung 86 zeigt nahezu deckungsgleiche Kurven zwischen den experimentell ermittelten und den simulierten Werten. Sowohl der Kur- venverlauf als auch das Maximum der induzierten Zugkraft sind identisch. In Abbildung 87 ist entlang der abgewickelten Länge des simulierten Blechstreifens die lokale Hauptformänderung dargestellt. Man erkennt deutliche Dehnungsspitzen in der unteren bzw. oberen Blechfaser, speziell in den Bereichen, die einer starken Biegebelastung am Formradius unterliegen. Im freien Mittenbereich wird eine Hauptformänderung von φ1=0,054 vorausgesagt. Die aus dem Experiment errechnete Hauptformänderung im Mittenbereich des Blechstreifens liegt bei φ1=0,052. Mithilfe dieser Vergleichsgrößen sind die Simulationsmethodik und die hierfür ver- wendeten Simulationsparameter validiert. Auf Basis dieses Modells ist somit nun eine virtuelle Betrachtung des SCS-Prozesses unter Verwendung des gleichen Werkstoffs möglich. 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen Die im Rahmen der Voruntersuchungen vorgestellte und diskutierte SCS-Technologie wurde ausschließlich zum Recken bzw. zum kombinierten Recken und Tiefziehen von Stahlblech- werkstoffen eingesetzt. Außenhautbauteile heutiger PKW-Karosserien werden aus Gründen des Leichtbaus zunehmend aus Werkstoffen hergestellt, die einen Gewichtsvorteil bei nahezu gleichbleibenden mechanischen Eigenschaften bieten. Aluminium stellt einen solchen sog. Leichtbauwerkstoff dar und wird daher vermehrt im Automobilsektor eingesetzt. Um dieser Entwicklung Rechnung zu tragen, wird die Funktionsweise der SCS-Technologie hinsichtlich deren Übertragbarkeit auf Aluminiumlegierungen untersucht. Zunächst werden Formelemen- teverbunde konzipiert, die eine laterale Reckung eines Blechstreifens aus einer gängigen Alu- miniumlegierung der 6xxx-Familie ermöglichen. Hierzu wird auf Basis der bereits entwickelten Abbildung 86: Vergleich der Kraft-Weg- Kurven zwischen Experi- ment und Simulation Abbildung 87: Hauptformänderung entlang der abgewickelten Länge des Blechstreifens (Simulation) 0 2 4 6 8 10 12 0 10 20 30 40 50 60 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=30mm DC04, s0=0,8mm Experiment Simulation 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0 100 200 300 400 500 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Abgewickelte Streifenlänge [mm] Hauptformänderung U=30mm DC04, s0=0,8mm obere Faser untere Faser neutrale Faser φ1=0,054 94 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie SCS-Formelementegeometrie eine experimentelle Untersuchung durchgeführt. Auf Basis die- ser Untersuchung soll anschließend ein Simulationsmodell für Aluminiumn validiert werden, sodass anschließende Optimierungsmaßnahmen der Formelementegeometrie simulativ erfol- gen können. 5.4.1 Ebenes Recken von Aluminiumplatinen Auf Basis der gewonnenen Erkenntnisse beim Recken von Blechstreifen aus DC04 wurden Formelemnteverbunde für das Recken von Aluminium konzipiert und ausgelegt [Pap09]. Die grundlegende Funktion sowie die geometrischen Hauptabmessungen der Formelementever- bunde verändern sich beim Recken von Aluminium nicht. Lediglich die Formelementespalte und die Formradien müssen auf die Blechdicke und auf die mechanischen Eigenschaften des Aluminiumwerkstoffs angepasst werden. Die niedrigere Zugfestigkeit und der geringere E-Mo- dul von Aluminium werden in der Automobilindustrie meist durch erhöhte Blechdicken im Vergleich zu Stahlblech kompensiert. Daher müssen die Formelementespalte entsprechend ver- größert werden. Die Formradien müssen ebenfalls aufgrund des geringeren Umformvermögens von Aluminium im Vergleich zu Stahl angepasst werden, um ein Versagen durch zu hohe Bie- gespannungen beim Ziehen über die Formradien zu vermeiden [Sch10]. Die relevanten Kenn- größen der hier untersuchten Aluminiumlegierung sind in Tabelle 3 zusammengefasst: Tabelle 3: Werkstoffkennwerte der untersuchten Aluminiumlegierung EN AW 6016 s0 [mm] E-Modul [N/mm²] Rm [N/mm²] Rp0,2 [N/mm²] AC170Px (EN AW 6016) 1,04 67 215 110 Da die Vorgehensweise beim Recken von Blechstreifen aus Aluminium die gleiche wie bei Stahlblechwerkstoffen bleibt, wird an dieser Stelle auf eine weitere detaillierte Beschreibung verzichtet. Stattdessen werden die experimentellen Ergebnisse der Untersuchung und die Vali- dierung der FEM Prozesssimulation vorgestellt. Diese dient im weiteren Verlauf der Untersu- chungen als Basis für weitere Optimierungen und Neuentwicklungen von Formelementegeo- metrien. Zunächst wurden Blechstreifen der Güte AC170Px mittels der SCS-Versuchsvorrichtung (vgl. Abbildung 50) lateral gereckt. Hierbei wurde der Kraft-Weg-Verlauf aufgezeichnet, um als Va- lidierungsgröße für die FEM-Prozesssimulation zu dienen. Weiterhin wurde die Hauptformän- derung an mehreren Positionen auf dem Blechstreifen mittels optischer Messtechnik erfasst, diese Größen sollen im späteren Verlauf der Untersuchungen ebenfalls als Validierungsgrößen dienen. In Abbildung 88 sind beispielhaft ein gereckter Blechstreifen sowie ausgewählte Kraft- Weg-Kurven dieser Untersuchungsreihe dargestellt. Analog zu den Versuchsreihen unter Ver- wendung von Blechstreifen aus Stahlblech ist auch hier eine deutliche Abhängigkeit der Zug- kraft von den Längenabmessungen des gereckten Blechstreifens zu erkennen. Mit zunehmender Streifenlänge steigt die maximal induzierte Zugkraft an, dieser Sachverhalt ist mit einer erhöh- ten Formänderung verbunden. 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen 95 Um die maximal erreichbare Hauptformänderung beim Recken von Blechstreifen aus Alumi- nium AC170Px unter Einsatz der hier gewählten Formelementeverbunde zu ermitteln, wurde ein optisches Messgerät verwendet. Dieses zeichnet ein zuvor aufgebrachtes stochastisches Muster auf, welches sich durch den Reckvorgang verzerrt. Diese Verzerrung wird durch das Messsystem nach dem Umformvorgang erfasst und daraus die Hauptformänderung errechnet. Die Auswertung eines exemplarischen Blechstreifens der Ausgangslänge l0=440mm mit einem Überstand U=25mm ist in Abbildung 89 dargestellt. Das optische Messgerät erlaubt die exakte Ermittlung der Hauptformänderung auch entlang von virtuellen Linienschnitten innerhalb des stochastischen Musters. Im relevanten Mittenbereich Abbildung 88: Recken von Blechstreifen aus Aluminium AC170Px (a) sowie ermittelte Kraft- Weg-Kurven (b) für vier unterschiedlich lange Blechstreifen Abbildung 89: Auswertemaske des optischen Messgerätes (a) und damit ermittelte Hauptum- formgrade (b) φ1=0,16 φ1=0,25 φ1=0,04 s0=1,04mm s1=1,02mm Schnittlänge [mm] φ 1 [- ] φ1 φ 1 [- ] Schnittlänge [mm] φ1 1 2 (b)(a) φ1 [log.] 1 2 3 0 2 4 6 8 10 12 0 5 10 15 20 25 30 35 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=10...25mm AC170Px, s0=1,04mm U=25mm U=20mm U=15mm U=10mm Blechstreifen AC170Px s0=1,04mm stochastisches Muster (b)(a) vor der Umformung nach der Umformung Auswertebereiche Hauptformänderung 1 2 96 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie des Blechstreifens wird eine Formänderung von φ1=0,04 erreicht (vgl. Abbildung 89a, Mess- bereich 1). Im Zargenbereich (vgl. Abbildung 89a/b, Messbereich 2) und im Bereich einer aus- gewählten Biegekante (vgl. Abbildung 89b, Messbereich 3) werden deutlich höhere Umform- grade erreicht. Dies muss bei der Auslegung der Formradien explizit berücksichtigt werden, da das Risiko des Streifenabrisses bei kleinen Formradien signifikant steigen kann. Die Blechdi- ckenmessung ist mithilfe des optischen Messgerätes ebenfalls möglich, sodass eine weitere Va- lidierungsgröße für den Abgleich mit der Simulation zur Verfügung steht. 5.4.2 Simulation des Umformprozesses und Validierung Analog zu den Untersuchungen unter Verwendung von Stahlblech soll auch beim Einsatz von Aluminiumblechwerkstoffen die Möglichkeit bestehen Optimierungsmaßnahmen und Neuent- wicklungen zunächst virtuell mittels FEM Simulationsmodellen durchzuführen. Daher wird im Folgenden ein Simulationsmodell mit den entsprechenden Wirkflächen der Werkzeuge erzeugt und der Reckvorgang virtuell durchgeführt. Die für das Materialmodell nötigen Kenngrößen wurden mithilfe des Flachzugversuches experimentell ermittelt. Für die Modellierung des Tribo-Systems wurde auch hier das Coulombsche Reibungsgesetz verwendet. Als Vergleichsgrößen für die Validierung der Simulation wurden auch hier mehrere Größen wie z.B. der Zugkraftverlauf während des Reckvorgangs, die Blechausdünnung sowie die Hauptumformgrade an mehreren Messstellen entlang der Probengeometrie betrachtet. Zunächst wurden der Zugkraftverlauf der experimentellen Untersuchung und der des Simulationsmodells betrachtet. Der direkte Vergleich der Ergebnisse in Abbildung 90 zeigt identische Kraft-Weg- Kurven für die experimentellen Untersuchungen und für die Simulation. Weiterhin wurde die erzielte Hauptformänderung im frei gereckten Mittenbereich des Blech- streifens sowie an zwei weiteren Messstellen analog zu den Versuchen des in Abbildung 88a Abbildung 90: Vergleich der Kraft-Weg- Kurven zwischen Experi- ment und Simulation Abbildung 91: Hauptformänderung an aus- gewählten Messstellen (Si- mulation) φ1=0,16 φ1=0,26 φ1=0,04 s0=1,04mm s1=1,01mm φ1 [log.] 1 2 3 0 2 4 6 8 10 12 0 5 10 15 20 25 30 35 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=25mm AC170Px, s0=1,04mm Experiment Simulation 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen 97 dargestellten Blechstreifens herangezogen. Die Ergebnisse der Umformsimulation sind in Ab- bildung 91 dargestellt. Im freien Mittenbereich wird eine Hauptformänderung von φ1=0,04 vo- rausgesagt. Die aus dem Experiment errechnete Hauptformänderung im Mittenbereich des Blechstreifens liegt ebenfalls bei φ1=0,04 (vgl. Abbildung 89b). Für die beiden anderen Mess- stellen entsprechen die Werte ebenfalls denen aus den Experimenten. Schließlich wurde die Blechdicke s1 nach dem Reckvorgang ebenfalls als Validierungsgröße herangezogen. Auch hier sind zwischen Experiment und Simulation nahezu keine Unterschiede erkennbar. Auf Basis dieser Größen sind auch beim Einsatz des hier verwendeten Aluminiumblechwerk- stoffs die Simulationsmethodik und die hierfür verwendeten Parameter validiert. Auf Basis die- ses Modells kann nun eine virtuelle Betrachtung des SCS-Prozesses für Aluminiumblechwerk- stoffe erfolgen. 5.4.3 Einfluss der natürlichen Alterung des verwendeten Blechwerkstoffs Im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen zur Übertragung der SCS-Technologie auf Alumi- niumlegierungen wurden zunächst verschiedene Aluminiumlegierungen der 6xxx-Familie mit- tels der SCS-Formelementeverbunde gereckt. Das Ziel dieser Versuchsreihe bestand darin, zu- nächst Erkenntnisse über das Verhalten der Blechstreifen unter Verwendung verschiedener Formradien und unterschiedlicher Formelementespalte zu gewinnen. Es wurde daher auf bereits vorhandenes Lagermaterial zurückgegriffen, welches unterschiedliche Alterungszustände auf- wies. Es konnte beobachtet werden, dass die Ergebnisse von Experimenten gleicher Ausgangs- voraussetzungen bei Verwendung von Blechstreifen unterschiedlicher Chargen bzw. unter- schiedlichen Alters, deutliche Unterschiede im Kraft-Weg-Verlauf und in der erzielten Formän- derung aufwiesen. Der Alterungsprozess bei Aluminium ist ein bekanntes Phänomen, jedoch wurden derart große Unterschiede in den erzielten Ergebnissen festgestellt, dass eine Versuchs- reihe zur Ermittlung der Werkstoffkennwerte in Abhängigkeit vom Alterungszustand nötig wurde. Als Werkstoff wurde die in Kapitel 5.4.1 bereits vorgestellte Aluminiumlegierung AC170Px mit einer Ausgangsblechdicke von s0=1,04mm gewählt. Die zu prüfenden Größen sowie der Zeitplan zur Ermittlung dieser Größen sind in Tabelle 4 zusammengefasst: Tabelle 4: Versuchsplan zur Ermittlung der alterungsabhängigen Werkstoffkennwerte für EN AW 6016 A C 1 7 0 P x ( E N A W 6 0 1 6 ) s 0 = 1 ,0 4 m m Messreihe E-Modul [MPa] Rp0,2 [MPa] Rm [Mpa] Ag [%] r [-] n [-] 1 Ermittlung der Werkstoffkennwerte nach Anlieferung des Werkstoffs 2 Nachuntersuchung nach 3 Monaten Alterung 3 Nachuntersuchung nach 6 Monaten Alterung 4 Nachuntersuchung nach 9 Monaten Alterung 5 Nachuntersuchung nach 12 Monaten Alterung 98 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Die im Rahmen dieser Untersuchung geprüften Flachzugproben wurden direkt nach Anliefe- rung des Blechwerkstoffs aus dem Walzwerk hergestellt. Die erste Messreihe zur Ermittlung der Werkstoffkennwerte ohne Einfluss der Alterung wurde unmittelbar durchgeführt. Um Al- terungseinflüsse auf die Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen zur Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminium (vgl. Kapitel 5.4.1) zu vermeiden, wurden die verwendeten Blechstreifen ebenfalls aus dieser Charge entnommen und die entsprechenden Versuche zeitnah durchgeführt. Dadurch konnte bei der Validierung der FEM-Simulationen ein Alterungsein- fluss ausgeschlossen werden. Die im Rahmen der Simulation verwendeten Werkstoffkennwerte sind aus der hier beschriebenen Untersuchung hervorgegangen. Das Ergebnis zweier Flachzug- versuche bei Anlieferung und nach 12 Monaten Alterung sind in Abbildung 92 dargestellt. Die im Diagramm dargestellten Kennwerte können direkt ausgelesen werden, während die senkrechte Anisotrope r und der Verfestigungsexponent n nach DIN EN ISO 10113 bzw. DIN EN ISO 10275 berechnet werden müssen. Analog hierzu wurden für die in Tabelle 4 aufgelisteten Zeitabstände die Kennwerte ermittelt. Hierfür wurden Flachzugproben mit einer Orientierung von 0°, 45° und 90° zur Walzrichtung des Blechwerkstoffs verwendet. Um eine statistische Absicherung der Ergebnisse zu erhalten, wurden alle Versuche sechsfach durchgeführt und es wurde anschließend das arithmetische Mittel der Einzelmessungen gebildet. Die Ergebnisse der Langzeituntersuchung für die Elasti- zitätsgrenze Rp0,2, die Zugfestigkeit Rm und für den E-Modul sind in Abbildung 93 zusammen- gefasst. Sowohl die Elastizitätsgrenze Rp0,2 als auch die Zugfestigkeit Rm steigen aufgrund der Alterung des Werkstoffs signifikant an. Dies beruht auf der für diese Legierung typischen Aus- scheidungshärtung bei Raumtemperatur. Bei der Herstellung der Legierung werden zunächst durch Lösungsglühen alle Mg2Si-Ausscheidungen vollständig im α-Mischkristall gelöst. Durch ein anschließendes Abschrecken auf Raumtemperatur werden Diffusionsvorgänge gestoppt bzw. laufen nur noch träge ab. Dieser Zustand mit geringer Festigkeit erlaubt eine gute Um- formbarkeit des Werkstoffs, die jedoch durch natürliche Alterung herabgesetzt wird. Bei der natürlichen Alterung diffundieren die zuvor gelösten Mg2Si-Ausscheidungen im Kristallgitter Abbildung 92: Vergleich der Ergebnisse zweier Flachzugversuche für den Werkstoff AC170Px für die Alterungszustände 0 und 12 Monate 0 50 100 150 200 250 300 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 S p a n n u n g σ [M P a ] Dehnung ε [-] AC170Px, s0=1,04mm Proben 0 zur WR Zustand nach 12 Monaten Anlieferungszustand A g = 2 2 ,2 % Rm=222 Rp0,2=115 Rm=248 Rp0,2=138 A g = 2 0 ,1 % 5.4 Übertragung der SCS-Technologie auf Aluminiumlegierungen 99 und behindern die Fortbewegung der Versetzungen während eines anschließenden Umform- vorgangs [Bar12]. Der alterungsbedingte Anstieg des E-Moduls begründet sich in der Bin- dungsenergie der Atome. Mit der Alterung geht ein erhöhter Energiebedarf einher, der notwen- dig ist, um den Atomabstand elastisch zu vergrößern. Damit steigt der Kraftbedarf pro Deh- nungsinkrement und damit die Steigung der Hookeschen Geraden an. Der Einfluss der Alterung auf die weiteren in Tabelle 4 aufgelisteten Kennwerte wurde eben- falls untersucht, die Ergebnisse für diese Werte sind in Abbildung 94 zusammengefasst. Abbildung 93: Langzeituntersuchung zur Ermittlung der alterungsbedingten Veränderung der Elastizitätsgrenze Rp0,2 (a), der Zugfestigkeit Rm (b) und des E-Moduls (c) für den Werkstoff EN AW 6016 Abbildung 94: Langzeituntersuchung zur Ermittlung der alterungsbedingten Veränderung der Gleichmaßdehnung Ag (a), der senkrechten Anisotropie r (b) und des Verfesti- gungsexponenten n (c) für den Werkstoff En AW 6016 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 0 3 6 9 12 E la s ti z it ä ts g re n z e R p 0 ,2 [M P a ] Alterung [Monate] Rp 0,2 0° Rp 0,2 45° Rp 0,2 90° 200 205 210 215 220 225 230 235 240 245 250 0 3 6 9 12 Z u g fe s ti g k e it R m [M P a ] Alterung [Monate] Rm 0° Rm 45° Rm 90° 50 55 60 65 70 75 80 0 3 6 9 12 E -M o d u l [M P a ] Alterung [Monate] E-Modul 0° E-Modul 45° E-Modul 90° (a) (b) (c) 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 0 3 6 9 12 G le ic h m a ß d e h n u n g A g [% ] Alterung [Monate] Ag 0° Ag 45° Ag 90° 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 0 3 6 9 12 s e n k re c h te A n is o tr o p ie r [ -] Alterung [Monate] r 0° r 45° r 90° 0,2 0,22 0,24 0,26 0,28 0,3 0 3 6 9 12 V e rf e s ti g u n g s e x p o n e n t n [ -] Alterung [Monate] n 0° n 45° n 90° (a) (b) (c) 100 5 Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie Die Gleichmaßdehnung Ag sinkt mit zunehmender Alterung des Werkstoffs aufgrund desselben Sachverhalts, der zur Steigerung der Elastizitätsgrenze Rp0,2 und der Zugfestigkeit Rm führt. Aufgrund der Ausscheidungen werden Versetzungsbewegungen behindert und das Restum- formvermögen reduziert, weshalb die Gleichmaßdehnung Ag bei geringeren Dehnungsbeträgen erreicht wird. Die senkrechte Anisotropie r scheint nicht durch die Alterung beeinflusst zu wer- den. Dies begründet sich in der mathematischen Berechnung des Wertes, welcher lediglich die Breiten- und Dickenformänderungen der Flachzugprobe betrachtet und nicht durch die verän- derte Charakteristik der Spannungs-Dehnungs-Kurve beeinflusst wird. Der Verfestigungsexpo- nent n hingegen, sinkt mit zunehmender Alterung signifikant. Dies ist ebenfalls in der Berech- nung des Verfestigungsexponenten begründet. Für die Erreichung desselben Dehnungsbetrags ist bei gealtertem Material eine höhere Zugspannung erforderlich (vgl.Abbildung 92), diese geht quadratisch als Divisor in den Quotienten zur Berechnung des n-Wertes ein (vgl. DIN EN ISO 10275), sodass mit zunehmender Alterung der n-Wert sinkt. Für den SCS-Prozess sind die alterungsbedingte Erhöhung der Elastizitätsgrenze und der Zug- festigkeit von nachteiliger Bedeutung, denn durch die Geometrie der Formelemente wird eine bestimmte Zugkraft induziert, die konstant bleibt. Demnach bleibt auch die damit erreichte Zugspannung im Blech dieselbe, mit der jedoch aufgrund der gestiegenen Kennwerte eine ge- ringere Hauptformänderung erzielt wird. Die Verminderung des Verfestigungsexponenten mit zunehmender Alterung des Werkstoffs wirkt sich ebenfalls negativ auf die SCS-Prozessführung aus. Wie bereits in Kapitel 2.2.5 erläutert wurde, können für höhere n-Werte hohe Spannungen besser in benachbarte Bereiche übertragen werden, sodass sich das Maximum der Formände- rung während der Umformung weiter in den Randbereich des Bauteils verlagert. Dadurch kön- nen eine homogenere Formänderungsverteilung sowie das Hinauszögern eines Bauteilversa- gens durch Reißer erzielt werden [Doe10, Kug09, Sem88]. Daher ist beim Streckziehen und demnach auch beim Umformen mittels der SCS-Technologie ein hoher n-Wert stets von Vor- teil. Eine zeitnahe Verarbeitung von Aluminiumgüten direkt nach der Auslieferung ist daher beim Einsatz der SCS-Technologie zu empfehlen. Die im Rahmen dieser Grundlagenuntersuchungen gewonnenen Erkenntnisse zur Wirkungs- weise der SCS-Technologie sollen im Folgenden auf Werkzeuge zur Herstellung von PKW- Außenhautteilen aus Feinblech übertragen werden. 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung 101 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeo- metrien Außenhautbauteile aus Feinblech werden in der Automobilindustrie vornehmlich durch kon- ventionelles Tiefziehen hergestellt. Das Ziel dieser Arbeit ist die Herstellung solcher Bauteile aus Feinblech mittels der hier betrachteten SCS-Technologie. Hierfür wurden in den vorange- gangenen Kapiteln die entsprechenden Funktionsprinzipien der SCS-Technologie vorgestellt und entsprechende Grundlagenuntersuchungen zu deren Wirkungsweise durchgeführt. Diese bilden die Grundlage für die Entwicklung von Umformwerkzeugen zur Herstellung von Blech- formteilen unter Einsatz der SCS-Technologie. Die Prozesskinematik, welche die Basis der Funktion dieser Technologie darstellt, soll im Folgenden auf zwei Bauteilgeometrien übertra- gen werden und somit ein kombiniertes Recken und Tiefziehen dieser Bauteile nahezu unter Praxisbedingungen ermöglichen. 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung Im Rahmen der Voruntersuchungen in Kapitel 3.2 wurde bereits die mittels des SCS-Werk- zeuges nach [Vla09] hergestellte Türbeplankung eingehend analysiert und einer Fehlerdiagnose unterzogen. Diese Bauteilgeometrie wurde sehr einfach konzipiert und weist nur wenige De- signmerkmale heutiger Türbeplankungen auf. Als erste Geometrie zum Nachweis der Funktion der SCS-Technologie war diese jedoch zweckdienlich, sodass die Abbildung eines realitätsna- hen Bauteils zweitrangig war. Die bereits aufgezeigten Oberflächendefekte und Probleme der Faltenbildung im Eckbereich des Bauteils waren ebenfalls von nachrangiger Bedeutung. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit soll jedoch auf Basis dessen und auf Grundlage der neu ge- wonnenen Erkenntnisse im Rahmen der Vor- und Grundlagenuntersuchungen eine neue Türbe- plankung und das entsprechende SCS-Werkzeug entwickelt werden. Das Ziel dieses Abschnit- tes der Arbeit bildet daher die Herstellung einer realitätsnahen Türbeplankung, welche alle heute gängigen Designmerkmale moderner Fahrzeuge aufweist. Weiterhin sollen die bereits erkannten Probleme in den Eckbereichen des Bauteils durch entsprechende Modifikation des Werkzeugaufbaus beseitigt werden. Diese Optimierung und Weiterentwicklung der SCS- Technologie soll mithilfe der FEM-Simulation erfolgen. Damit können dann mehrere Konzepte betrachtet und anschließend untereinander bewertet werden, ehe das beste Konzept umgesetzt wird. Diese Vorgehensweise ist sowohl kosten- als auch zeiteffizient und soll im Folgenden vorgestellt werden. 6.1.1 FEM-basierte Optimierung des bestehenden Werkzeugkonzeptes Bereits in den Grundlagenuntersuchungen wurde die FEM-Prozesssimulation zur Optimierung der Formelementegeometrie herangezogen, um auf diese Weise viele Parameter und deren Ein- fluss überprüfen zu können. Hierfür wurde das Simulationsmodel validiert, sodass anschließend geometrische Veränderungen am Werkzeugaufbau vorgenommen werden konnten, ohne je- doch die Aussagekraft der Simulationsergebnisse zu beeinflussen. Für die Neuentwicklung bzw. Optimierung des bereits in [Vla09] vorgestellten SCS-Werkzeuges zur Herstellung einer 102 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien seriennahen Türbeplankung soll dasselbe Simulationsmodell eingesetzt werden. Hierfür wur- den zunächst die Werkzeuge sowie die umzuformende Platine in das Modell integriert und ver- netzt. Aufgrund der Größe des Werkzeuges und der deutlich größeren Abmessungen der um- zuformenden Platine wird das Vielfache an Elementen im Modell benötigt, um die Geometrie adäquat abbilden zu können. Um Erkenntnisse über den Zeitbedarf und die Qualität der Ergeb- nisse zu gewinnen, wurde daher zunächst lediglich das symmetrisch hälftige Simulationsmodell gerechnet. Die Werkzeuge wurden mit ca. 30.000 Elementen vernetzt und die Platine mit etwa 3.000 Elementen. Um während des Umformvorgangs die Geometrie an kleinen Radien korrekt abbilden zu können, wird das Netz während der Berechnung lokal verfeinert, sodass am Ende der Simulation die umgeformte Platine meist ein Vielfaches an Elementen aufweist. In diesem Fall wurde eine geringe adaptive Verfeinerung gewählt, welche zu einem Blechformteil mit etwa 105.000 Elementen führte. Trotz der hier gewählten Einschränkungen benötigte der Solver ca. 32h Rechenzeit, um das Modell vollständig zu rechnen, wobei die Ergebnisse aufgrund des groben Netzes der Platine zunächst nicht zufriedenstellend waren. Daher wurde der Einsatz eines anderen Simulationsprogramms entschieden, mit dem deutlich kürzere Rechenzeiten bei detaillierter Vernetzung der Werkzeuge und der Platine erzielt werden können. Das Simulationsprogramm Pam-Stamp 2G der Fa. Esi GmbH bietet eine anwender- freundliche Oberfläche mit speziellen Modulen für die Blechumformung, die sowohl beim Pre- als auch beim Post-Processing Vorteile bieten. Hiermit konnte das gesamte Simulationsmodel bei deutlich höherem Vernetzungsgrad der Platine gerechnet werden. Die Werkzeugwirkflä- chen wurden mit ca. 60.000 Elementen und die Platine mit etwa 6.000 Elementen jeweils mit gleicher Netzfeinheit wie bei der ursprünglichen Simulation vernetzt. Die Platine wurde bei diesem Modell jedoch mit deutlicher höherer adaptiver Netzverfeinerung gerechnet, um die Bauteilgeometrie besser abzubilden. Das gerechnete Bauteil wies mit etwa 550.000 Elementen die ca. doppelte Anzahl als das Ursprungsmodell und damit auch deutlich genauere Ergebnisse, trotz der deutlich geringeren Rechenzeit von nur ca. 7h. Mit einer leistungsstärkeren Worksta- tion konnte die Rechenzeit schließlich auf ca. 3h reduziert werden. Die nachfolgenden simula- tiven Untersuchungen wurden daher ausschließlich mit Pam-Stamp 2G durchgeführt. Aufgrund des Einsatzes eines anderen Solvers bzw. einer anderen Simulationssoftware wurde das Modell nochmals unter Verwendung der neuen Software validiert. Hierfür wurde die bestehende Geo- metrie der Türbeplankung verwendet und eine Platine mit den Abmessungen 735x965mm an- genommen. Das Simulationsergebnis wurde hinsichtlich der errechneten Formänderungen an mehreren Messstellen und an den kritischen Bereichen untersucht und den bestehenden Ergeb- nissen der Realbauteile aus [Vla09] gegenübergestellt. Die Ergebnisse dieser Gegenüberstel- lung sind in Abbildung 95 zusammengefasst. In den Eckbereichen der umgeformten Bauteile ist das in Kapitel 3.2 bereits erläuterte Fehler- bild zu sehen, welches eine starke Faltenbildung in den Bauteilecken in Kombination mit einem Reißer aufweist. In den markierten Messstellen 1 bis 3 wurde mittels optischer Messtechnik und dem hierfür notwendigen Messraster die Hauptformänderung ermittelt. Dem gegenüber steht das Simulationsergebnis, welches ebenfalls an den genannten Eckbereichen und an den drei Messstellen untersucht wurde. Die Eckbereiche wurden durch das Simulationsmodell exakt 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung 103 abgebildet und es konnte sowohl die extreme Faltenbildung als auch das Reißen des Blech- werkstoffs in diesem Bereich nachgebildet werden. Auch die Beträge der Hauptformänderung an den Messstellen 1 bis 3 entsprechen denen, aus dem Realversuch. Die Abweichungen sind sehr gering und innerhalb der Messtoleranz vertretbar. Auf Basis dieser Ergebnisse können die Simulationsmethodik und die hierfür verwendeten Parameter als validiert betrachtet werden. Die Neuentwicklung des Werkzeuges für die Fondtürbeplankung kann auf Basis dieses Modells nun virtuell erfolgen. Ehe die neue Bauteilgeometrie für eine Türbeplankung festgelegt bzw. entwickelt wird, soll zunächst das bestehende SCS-Werkzeug aus [Vla09] optimiert werden. Um die bestehende Fal- tenbildung und das Reißen des Werkstoffs in den Eckbereichen der ursprünglichen Bauteilge- ometrie zu verhindern, werden in Nebenformrichtung die bestehenden Elemente (vgl. Abbil- dung 54a) durch neuartige Werkzeugformelemente substituiert. Hierzu werden mehrere Kon- zepte erzeugt und jeweils der Umformprozess simuliert. Für die Simulation wird nicht das ge- samte Werkzeugmodell bzw. die gesamte Werkzeugkonstruktion benötigt. Lediglich jene Werkzeugbereiche, die im direkten Kontakt mit der virtuellen Platine stehen und den Umform- prozess beeinflussen, sind hierfür notwendig. Diese Flächen werden in der FEM-Prozesssi- mulation als Wirkflächen bezeichnet und sind für eine adäquate Abbildung des Prozesses mit- tels Simulation hinreichend. In der konzeptionellen Phase der Optimierung ist dies von ent- Abbildung 95: Gegenüberstellung der Ergebnisse aus Realversuch (a) und FEM-Prozesssi- mulation (b) (a) Realbauteil (b) FEM-Simulation φ1=0,11 2 φ1=0,18 1 φ1=0,07 3 φ1=0,12 2 φ1=0,19 1 φ1=0,07 3 104 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien scheidendem Vorteil, da lediglich simple Flächen für den Aufbau des Simulationsmodells ge- nügen und Änderungen oder neue Konzepte sehr schnell und einfach aufgebaut und deren Funktion geprüft werden können. In Abbildung 96 sind drei ausgewählte Konzepte zur Opti- mierung des Eckbereichs dargestellt. Die dargestellten Konzepte verfolgen das Ziel, einen unkontrollierten Einlauf des Werkstoffs in die Matrize zu verhindern, welche zu Druckspannungen im Eckbereich führt und damit die Faltenbildung begünstigt. Die Vermeidung von Reißern im Eckbereich ist durch diese Anpas- sung jedoch nicht möglich, hierfür ist die Anpassung der Platinengeometrie notwendig. Kon- zept (1) basiert auf quer zur Hauptzugrichtung angeordnete SCS Formelemente, die eine Zug- kraft induzieren und dadurch den unkontrollierten Werkstofffluss unterbinden sollen. Das zweite Konzept (2) basiert auf dem Prinzip eines konventionellen Werkzeuges mit Blechhalter. Hierbei wird der Blechhalter am Oberwerkzeug mittels dazwischenliegenden Federelementen fixiert. Während des Hubes wird durch Stauchung der Federelemente eine Normalkraft auf die Platine übertragen, wodurch diese zwischen Blechalter und Matrize geklemmt wird. Durch ent- sprechende Auslegung der Federelemente kann die Blechhalterkraft an den Prozess angepasst werden. Konzept (3) basiert auf einem konventionellen Abkantwerkzeug ergänzt mit einem integrierten Ziehstab. Zunächst wird die Platine durch den Abkantbacken um den Matrizenra- dius gebogen und dadurch eine Rückhaltekraft induziert. Kurz vor dem unteren Umkehrpunkt des Pressenstößels wirkt zusätzlich der Ziehstab, wodurch der Blechwerkstoff lokal einer mehr- maligen Biegung unterzogen wird und dadurch die lokal wirkende Zug- bzw. Rückhaltekraft um ein Vielfaches gesteigert wird. So wird kurz vor Prozessende eine Zugspannung aufgebaut, wodurch die gesamte Platine nochmals eine Plastifizierung erfährt [Pap10a, Pap10b]. Für die Konzepte (1) und (3) ist eine Rechteckplatine, wie sie bisher zum Einsatz kam nicht zielführend. Die Reißergefahr im Eckbereich kann dadurch nicht reduziert werden, weshalb für diese Konzepte ein Eckbeschnitt der Platine vorgesehen ist. Die Gefahr von Reißern soll damit gänzlich vermieden und zusätzlich soll auch die Tendenz zur Faltenbildung verbessert werden, da die beim Einlaufen der Platine in die Matrize entstehenden Druckspannungen dadurch redu- ziert werden. Für das Konzept (2) ist ein Eckbeschnitt der Platine nicht notwendig, da diese in Nebenformrichtung nicht abgekantet wird und somit die Gefahr von Reißern nicht besteht. Die Gefahr der Faltenbildung durch exzessiv hohe Druckspannungen im Eckbereich bleibt jedoch präsent. Diese ist nur durch Anpassung der Blechhalterkraft mittels entsprechender Auslegung Abbildung 96: Ausgewählte Konzepte zur Vermeidung von Falten und Reißern 1 2 3 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung 105 der Federelemente möglich. Für die Simulationsreihen zur Untersuchung der Funktion dieser Konzepte wurde dasselbe Materialmodel verwendet, welches bereits für die Simulation des Umformprozesses unter Verwendung des Ausgangswerkzeuges zur Anwendung kam. Als Werkstoff wurde auch hier die weiche Tiefziehstalgüte DC04 mit einer Ausgangsblechdicke von s0=0,75mm verwendet. Auf Basis dieser Konzepte wurden die korrespondierenden Simu- lationsmodelle aufgebaut und der Umformprozess berechnet. Die Ergebnisse der drei Konzepte sind in Abbildung 97 dargestellt. Die Ergebnisse der FEM-Simulation des Konzeptes (1) in Abbildung 97a zeigen deutliche De- fizite hinsichtlich der Reduzierung der Faltenbildung. Während aufgrund des Eckbeschnitts der Platine das Auftreten von Reißern vermieden wird, bleibt die Faltentendenz weiterhin erhalten. Die SCS-Formelemente induzieren zwar eine Zugspannung in Nebenformrichtung, jedoch ist diese nicht ausreichend, um die Faltenbildung im Eckbereich vollständig zu unterbinden. Die- ses Konzept scheint nicht zielführend zu sein und wird daher nicht näher betrachtet. Das zweite Konzept (2) mit integriertem Blechhalter (vgl. Abbildung 97b) erlaubt ebenfalls die Herstellung des Bauteils ohne das Auftreten von Reißern und auch die Faltentendenz wird deut- lich verbessert bzw. gänzlich vermieden. Bei diesem Konzept bestehen jedoch dennoch die Gefahr einer Faltenbildung und das Auftreten von starken Oberflächenunruhen im Randbereich des Blechhalters. Dort wird die Platine einerseits durch die Normalkraft des Blechhalters in ihrer Relativbewegung gehindert, direkt am Ausgang des Formelementeradius wird jedoch auf- grund des Funktionsprinzips der SCS-Technologie eine Relativbewegung in die Matrize er- möglicht. Direkt benachbarte Bereiche innerhalb der Platinengeometrie unterliegen daher einer Scherbeanspruchung, die zum Ausknicken der Platine oder zu inneren Spannungen in der Blechebene führen können und Oberflächendefekte begünstigen. Weiterhin widerspricht dieser Abbildung 97: Ergebnisse der FEM-Prozesssimulation der betrachteten Konzepte mit einem quer angeordneten SCS-Formelementeverbund (a), mit Blechhalter (b) und mit einem Abkantelement (c) 2 3 Formelemente- verbund quer Blechhalter quer Abkantelement quer 1 (a) (b) (c) 106 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Ansatz der grundlegenden Konzeption der SCS-Technologie auf konventionelle Blechhalter zu verzichten, sodass auch dieser Ansatz nicht näher beleuchtet wird. Konzept (3) ermöglicht ebenfalls die umformtechnische Herstellung einer falten- und rissfreien Türbeplankung durch Einsatz eines einfachen Abkantelementes in Nebenformrichtung (Abbildung 97c). Aufgrund der Induzierung einer Rückhaltekraft mittels einer Abkantoperation in Kombination mit einer Ziehsicke wird der Werkstofffluss der Platine nicht gänzlich behin- dert. Stattdessen wird ein Nachfließen des Materials in Grenzenermöglicht, weshalb die Gefahr von Oberflächendefekten drastisch reduziert wird. Aufgrund des einfachen Aufbaus und dem Verzicht auf aktive Elemente, wie sie ein Blechhalter darstellt, korrespondiert dieser Ansatz mit der grundlegenden Idee eines einfachen, zweiteilig ausgeführten Werkzeuges, wie es die SCS-Technologie verfolgt. Auf Basis dieses Ansatzes soll im Folgenden zunächst eine Türgeometrie für die Neuauflage eines SCS-Werkzeuges zur Herstellung einer Türaußenhautbeplankung gewählt und anschlie- ßend das Werkzeug konstruiert und gefertigt werden. 6.1.2 Werkzeugneukonstruktion und Inbetriebnahme Um der Anforderung an eine realitätsnahe Türbeplankung mit allen heute gängigen Design- merkmalen gerecht zu werden, wird zunächst eine solche fiktive Türgeometrie mittels CAD konstruiert. Um Werkzeugkosten einzusparen, wird die Türgeometrie analog zur bestehenden auf etwa 70% herunterskaliert und kann damit in den bestehenden Grundaufbau des SCS- Werkzeuges integriert werden. Damit müssen lediglich der Stempel, die Matrize und die Werk- zeugelemente zur Steuerung des Werkstoffflusses in Nebenformrichtung angefertigt werden. Die Grundplatten, alle Führungselemente sowie die Formelementeverbunde zum lateralen Re- cken der Platine können aufgrund des modular aufgebauten Werkzeugkonzepts wiederverwen- det werden. Als Geometrie wurde eine Fondtüre entschieden, die folgende Anforderungen er- füllen soll:  Teilintegration des hinteren Radkastens (Bereich 1)  Teilintegration des Seitenschwellers (Bereich 2)  Komplexe Türgriffmuldengeometrie (Bereich 3)  Konvex-konkaves Außenhautdesign der Fondtür (Bereich 4)  Tornadolinie (Bereich 5)  Geringe Ziehtiefe Durch die gestellten Anforderungen an die Bauteilgeometrie soll die Komplexität des damit einhergehenden Umformprozesses bewusst erhöht werden, sodass die Bauteilgeometrie als re- alitätsnah und nicht als akademisches Musterbauteil verstanden werden kann. Dies wird u.a. durch die Integration eines Teilbereichs des hinteren Radkastens (Abbildung 98, Bereich 1) und des Seitenschwellers (Abbildung 98, Bereich 2) in die Bauteilgeometrie erreicht. Die Umform- operation und die an die Oberflächenqualität gestellten Anforderungen steigen damit deutlich. Weiterhin soll der Bereich der Türgriffmulde (Abbildung 98, Bereich 3) deutlich an Komple- xität gewinnen, um zu prüfen, ob die typischen Oberflächenunruhen im nahen Umfeld der Mulde durch die technologiebedingte Überlagerung einer Zugbeanspruchung reduziert werden 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung 107 können. Schließlich soll die Hauptdeckfläche der Türbeplankung eine konvex-konkave Form aufweisen (Abbildung 98, Bereich 4), welche durch scharfkantige sog. Tornadolinien (Abbildung 98, Bereich 5) unterbrochen wird. Durch eine gezielt geringe Ziehtiefe des Bauteils soll der Effekt des vorgelagerten Reckvorgangs verdeutlicht werden. Beim konventionellen Tiefziehen einer solchen Beplankung mit geringer Ziehtiefe werden nur geringe Umformgrade erreicht. Durch die SCS-Technologie wird hier ein deutlich höherer Umformgrad erwartet. Um dieselben Formelementeverbunde des existierenden Werkzeuges wieder verwenden zu können, wird derselbe Blechwerkstoff der bereits bekannten Tiefziehstahlgüte DC04 mit einer Aus- gangsblechdicke von s0=0,75 mm eingesetzt. Durch diese Maßnahme sollen die Fertigungskos- ten für das Umformwerkzeg reduziert werden. Die auf Basis der gestellten Anforderungen mit- tels CAD-Software konstruierte Türgeometrie ist in Abbildung 98 dargestellt. Die Bauteilgeometrie hat die Abmasse von 500x800mm bei einer Ziehtiefe von maximal 52mm. Auf Basis der erzeugten Bauteilgeometrie werden die für das Simulationsmodell not- wendigen Wirkflächen generiert und in das Modell integriert, sodass die Machbarkeit des Bau- teils virtuell überprüft werden kann. Das Ergebnis der FEM-Prozesssimulation ist in Abbil- dung 99 dargestellt. Abbildung 98: CAD-Darstellung der Fondtürgeometrie mit den erläuterten De- signmerkmalen Abbildung 99: Ergebnis der FEM-Prozesssi- mulation zur Untersuchung der Machbarkeit der neuen Fondtürgeometrie Bauteilumriss 800 mm 5 0 0 m m 1 2 3 5 5 4 108 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Die Simulationsergebnisse prognostizieren eine gute Ausformung des Bauteils bis in den Bau- teilrand. Durch die Verwendung der Abkantelemente in Nebenformrichtung, basierend auf dem vorgestellten Konzept (3), treten im Eckbereich keine Reißer auf und die Faltentendenz in der Bauteilecke wird sichtbar reduziert. Auf Basis dieser Simulationsergebnisse erfolgte anschlie- ßend die konstruktive Auslegung des Gesamtwerkzeuges. Hierbei wurden, wie bereits beschrie- ben, die Grundplatten, alle Führungselemente sowie die Formelementeverbunde des bestehen- den Werkzeuges übernommen. Die Konstruktion des Stempels und der Matrize mussten ent- sprechend angepasst werden, sodass diese zwischen den Formelementen positioniert werden können. Das CAD-Modell des konstruierten Werkzeuges ist in Abbildung 100 dargestellt. Die Matrize und der korrespondierende Stempel sind zwischen den Formelementeverbunden angeordnet und werden seitlich von den Abkantelementen flankiert. Diese sind auf Basis des in Kapitel 5.3 vorgestellten Ansatzes mit austauschbaren Formeinsätzen konzipiert, sodass der Ziehspalt und auch der Abkantradius variabel bleiben. Damit wird eine prozessbeeinflussende Möglichkeit geschaffen, das Ziehergebnis zu manipulieren. Das realisierte Werkzeug zur Her- stellung einer Fondtürbeplankung ist in Abbildung 152 im Anhang 9.2 dargestellt. Im Rahmen der Inbetriebnahme des Werkzeuges wurden erste Musterbauteile unter Variation der Platinenabmessungen umgeformt, um deren Einfluss zu erkennen und mögliche Bauteil- fehler zu identifizieren. Weiterhin wurde der Spalt am quer angeordneten Abkantelement vari- iert, um die Rückhaltekraft in Nebenformrichtung an die Ziehtiefe des Bauteils anpassen zu können. Dieser Parameter stellte einen maßgeblichen Faktor für die Oberflächengüte im unmit- telbaren Bereich nahe des Abkantbackens dar. Bei einem zunächst sehr großen Spalt wurde der Werkstofffluss in den Matrizenbereich durch unzureichende Rückhaltekräfte begünstigt. Abbildung 100: CAD Modell des Werkzeuges zur Herstellung einer Fondtürbeplankung Formelemente- verbund oben Sollgeometrie Türbeplankung 2 0 5 m m Führungselement Formelemente- verbund unten Matrize Stempel 715 mm 6.1 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung 109 Dadurch haben sich deutlich sichtbare Oberflächendefekte ausgeprägt, die eine Optimierung dieses Bereichs des Werkzeuges bedingten. Die entsprechenden Bereiche des Werkzeuges wur- den nochmals nachgearbeitet und durch Tuschieren dieser Flächen und der Anpassung des Spal- tes beim Abkanten konnten der Werkstofffluss reduziert und die Oberflächendefekte beseitigt werden. In Abbildung 101 ist dieser Optimierungsvorgang dargestellt. Die umgeformten Beplankungsteile wiesen im Eckbereich (Abbildung 101a/c, Bereich 3) so- wie an den Randbereichen nahe dem Matrizeneinlauf entlang der Abkantbacken (Abbildung 101a/c, Bereich 1 und 2) deutliche Oberflächenunruhen bzw. -defekte auf. Durch entsprechende Nacharbeit am Werkzeug (Abbildung 101b) und durch Anpassung des Spaltes im Abkantbereich konnten diese Fehler beseitigt werden (Abbildung 101d). 6.1.3 Herstellung von Bauteilen im Laborbetrieb Die im Rahmen der Inbetriebnahme festgelegten Platinenabmessungen zur Herstellung von Gutteilen wurden für die nachfolgenden Untersuchungen übernommen. Lediglich die Platinen- breite wurde variiert, um Bauteile mit unterschiedlichem Umformgrad darzustellen. Daraus ergibt sich eine Abhängigkeit der Platinenbreite zur erreichten Hauptformänderung in der Bau- teilmitte der Fondtürbeplankung. Die Abmessungen sowie die Untersuchungsgrenzen hinsicht- lich der Platinenbreite sind in Abbildung 102 grafisch dargestellt. Abbildung 101: Türbeplankung nach der Inbetriebnahme (a) mit Oberflächendefekten vor (c) und nach der Optimierung (d) durch Nacharbeit am Werkzeug (b) 2 3 Oberflächendefekte 1 (a) (d ) n a c h O p ti m ie ru n g (c ) v o r O p ti m ie ru n g (b) Nacharbeit 2 31 2 31 110 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Die Ausgangslänge l0=980mm der Platine ergibt sich aus den Ergebnissen der Versuche, die im Rahmen der Inbetriebnahme durchgeführt wurden. Bei Wahl dieser Längenabmessung kön- nen Oberflächendefekte durch unkontrolliertes Einlaufen des Werkstoffs in die Matrize aus der Nebenformrichtung ausgeschlossen werden. Die Abmessung des Eckbereichs e0=110mm wurde ebenfalls während der Inbetriebnahme festgelegt, um die Faltenbildung im Eckbereich zu reduzieren bzw. gänzlich zu vermeiden. Die Ausgangsbreite b0=680…740mm der Platine wurde nach unten hin durch die Herstellung eines Gutteils definiert und nach oben hin durch die Reißergrenze. Bei Wahl einer Platinenbreite b0<680mm ist die durch die Formelementever- bunde induzierte Zugspannung und die damit einhergehende Rückhaltekraft derart gering, dass keine Rückhaltung des Werkstoffs erfolgt und dieser ungehindert in die Matrize einfließt. Ein Gutteil ist mit diesen Einstellungen daher nicht realisierbar. Für Platinenbreiten b0>740mm ist die induzierte Zugspannung wiederum derart groß, dass ein Bauteilversagen in Form von Rei- ßern innerhalb der Formelementeverbunde auftritt (vgl. Kapitel 3.1.2, Abbildung 49). Um die Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen statistisch abzusichern, wurden für alle untersuchten Platinenbreiten b0=680…740mm drei Bauteile hergestellt und die Hauptfor- mänderung in der Bauteilmitte mittels der bereits zuvor eingesetzten optischen Messtechnik erfasst. Die Ergebnisse der Versuchsreihen sind in Tabelle 5 und Abbildung 103 zusammenge- fasst und lassen erkennen, dass die Schwankungen der Hauptformänderung φ1 innerhalb einer Messreihe sehr gering sind. Dies lässt bei gleichbleibenden Ausgangsbedingungen und gewähl- ten Prozessparametern auf eine hohe Reproduzierbarkeit der Ergebnisse schließen. Es ist wei- terhin deutlich erkennbar, dass bis zu einer Platinenbreite von b0=715mm nur geringe Umform- grade in der Bauteilmitte realisiert werden. Ab einer Platinenbreite von b0>715mm steigt der Betrag der Hauptformänderung in der Bauteilmitte nahezu linear an, bis das Maximum bei b0=740mm erreicht ist. Dies lässt sich mit den geometrischen Abmessungen des Werkzeuges erklären. Bei einer Platinenbreite b0=715mm beträgt der sich ergebende Überstand U der Pla- tine gegenüber den Formelementeverbunden oben U=0mm (vgl. Abbildung 79 und Abbil- dung 100). Dadurch wird die Platine durch die äußeren Formelemente nicht abgekantet und es wird keine Zugspannung durch die innenliegenden Formelemente induziert. Der Reckvorgang bleibt daher aus, lediglich das Bauteil wird ausgeformt. Abbildung 102: Festgelegte Platinenab- messungen zur Herstel- lung der Fondtürbe- plankung Abmessung l0 A b m e s s u n g b 0 A b m e s s u n g e 0 variabler Parameter γ=45 fester Parameter fester Parameter Platinenabmessungen Länge l0 980mm Breite b0 680…740mm Eckbereich e0 110mm x 45 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung 111 Tabelle 5: Ergebnisse der untersuchten Bauteile l0 [mm] e0 [mm] b0 [mm] φ1 [-] 980 110 680,0 0,002…0,003 980 110 690,0 0,003…0,004 980 110 700,0 0,003…0,004 980 110 710,0 0,004…0,005 980 110 715,0 0,004…0,007 980 110 720,0 0,021…0,022 980 110 725,0 0,030…0,031 980 110 730,0 0,052…0,055 980 110 732,5 0,056…0,061 980 110 735,0 0,066…0,071 980 110 737,5 0,072…0,081 Abbildung 103: Einfluss der Platinenbreite b0 auf die Hauptformänderung 980 110 740,0 0,082…0,083 Die hergestellten Fondtürbeplankungen werden weiteren Untersuchungen hinsichtlich deren mechanischer Eigenschaften sowie deren Abformgenauigkeit unterzogen. Auf diese Untersu- chungen und auf die Ergebnisse wird zu einem späteren Zeitpunkt näher eingegangen. 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung Wie bereits eingangs dieses Kapitels erwähnt, finden im Automobilbau vermehrt Leichtbau- werkstoffe Einsatz, wodurch die Fahrzeugkarosseriegewichte reduziert und die Emissionen ge- senkt werden sollen. Um dieser Entwicklung Rechnung zu tragen, soll im Folgenden ein neues Werkzeugkonzept auf Basis der SCS-Technologie entwickelt und aufgebaut werden, welches die Herstellung einer Außenhautbeplankung aus Aluminiumfeinblech erlaubt. Um die im Rah- men der Vor- und Grundlagenuntersuchung gewonnenen Erkenntnisse zum Recken von Blech- streifen aus Aluminium in die Entwicklung mit einfließen zu lassen, soll für die Herstellung einer Aluminiumbeplankung dieselbe Legierung AC170Px mit einer Ausgangsblechdicke von s0=1,04mm verwendet werden. Der entsprechende Entwicklungsprozess soll mittels der FEM- Prozesssimulation abgesichert und im Folgenden vorgestellt werden. 6.2.1 FEM-basierte Werkzeugentwicklung Analog zur FEM-basierten Optimierung bzw. Neuentwicklung des SCS-Werkzeuges zur Her- stellung einer Fondtürbeplankung werden auch im Rahmen der Entwicklung eines Werkzeuges zur Herstellung einer Außenhautbeplankung aus Aluminiumfeinblech simulationsgestützte Konzepte entwickelt und diese bewertet. Um die bei der Optimierung der Türbeplankung auf- getretene Problematik hinsichtlich Qualität und Zeitbedarf der FEM-Prozesssimulation zu ver- meiden, wird für die Entwicklung dieses Werkzeugkonzeptes die Simulationssoftware Pam- 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 680 690 700 710 720 730 740 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Platinenbreite b0 [mm] DC04 s0=0,75mm l0=980mm e0=110mm Hauptformänderung 112 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Stamp 2G eingesetzt. Diese wurde bereits im Rahmen der Optimierung der Türbeplankung und der Neuentwicklung der Fondtürbeplankung eingesetzt. Da jedoch für das hier neu zu entwi- ckelnde Werkzeug eine Aluminiumlegierung zum Einsatz kommen soll, muss die Software für den einzusetzenden Werkstoff nochmals durchgeführt und die Ergebnisse validiert werden. Da bis dato kein Realbauteil aus Aluminiumfeinblech gefertigt wurde, muss für die Validierung dieses Umformprozesses zunächst wieder ein Blechstreifen aus Aluminium herangezogen wer- den. Um eine Vergleichbarkeit mit der bereits validierten Software LS-Dyna zu schaffen, wird dieselbe Vorgehensweise aus Kapitel 5.4 herangezogen. Es wird der Reckvorgang des Alumi- niumblechstreifens aus AC170Px mittels Pam-Stamp 2G simuliert und die entsprechenden ein- flussnehmenden Parameter auf die Zielgrößen angepasst (vgl. Abbildung 89). Das Ergebnis dieser Simulationsreihe ist in Abbildung 104 zusammengefasst. Der Kraft-Weg-Verlauf des simulierten Blechstreifens ist nahezu deckungsgleich mit dem Kur- venverlauf des Experimentes (Abbildung 104a). Die sichtbaren Abweichungen zu Beginn des Prozesses bzw. bei geringer Eingriffstiefe sind auf dynamische Effekte in der Simulation und auf Unzulänglichkeiten in der Reibungsmodellierung zurückzuführen. Die Hauptformänderung an den ausgewählten Messstellen entspricht denen aus dem Realversuch und weicht nur mini- mal zu den bereits vorgestellten Werten aus Kapitel 5.4.1 ab. Lediglich die Blechausdünnung wird durch die Simulation minimal überschätzt, sodass diese um Δs1=0,02mm gegenüber der Realmessung abweicht. Diese Abweichung ist jedoch sehr minimal und daher akzeptabel, so- dass die hier verwendete Simulationsmethodik und die verwendeten Parameter als validiert be- trachtet werden können. Auf Basis dieses Modells kann nun eine virtuelle Werkzeugentwick- lung für die Herstellung eines Aluminiumaußenhautteils erfolgen. Zunächst muss eine Bauteilgeoemtrie entschieden werden, die es im Anschluss zu konstruieren und dessen umformtechnischen Herstellungsprozess zu entwickeln gilt. Bekanntermaßen ist Abbildung 104: Vergleich der Kraft-Weg-Kurven zwischen Experiment und Simulation (a) so- wie korrespondierende Hauptformänderung an ausgewählten Messstellen ent- lang des simulierten Blechstreifens (b) (b) φ1=0,15 φ1=0,26 φ1=0,04 s0=1,04mm s1=0,99mm φ1 [log.] 1 2 3 0 2 4 6 8 10 12 0 5 10 15 20 25 30 35 Z u g k ra ft [ k N ] Eingriffstiefe [mm] Formeinsätze beschichtet U=25mm Experiment Simulation (a) 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung 113 heute die plastische Dehnung besonders flacher Bauteile in Realfahrzeugen sehr gering, sodass für die Wahl einer Bauteilgeometrie ein sehr flaches und damit beulkritisches Bauteil gewählt werden soll. Im Automobilbau werden bevorzugt Hauben, Klappen, Türen und Dächer aus Alu- minium hergestellt. Da bereits eine Türgeometrie umgesetzt wurde und die erwähnten Deckel und Klappen meist recht hohe Ziehtiefen aufweisen, wird die Umsetzung einer Dachbeplan- kung angestrebt. Dabei soll es sich um eine akademische Geometrie handeln, die eine flache Topologie und eine geringe Ziehtiefe aufweist. Um die Herstellung der Beplankungsteile auf der am IFU installierten Umformmaschine zu ermöglichen, wird die Bauteilgeometrie analog zur Fondtürbeplankung auf etwa 70% einer realen Dachbeplankung herunter skaliert, sodass die späteren Werkzeugabmessungen geringer sind als die Tischaufspannfläche der Presse. Die mittels CAD konstruierte Dachgeometrie ist in Abbildung 105 dargestellt. Die entwickelte Geometrie weist sowohl in Fahrtrichtung als auch quer dazu eine konvexe Krümmung auf (Abbildung 105, Konturen 1 und 2). Die Außenkontur der Dachgeometrie zur Seitenwand hin (Abbildung 105, Kontur 3), ist im Bereich der Anbindung zur Frontscheibe des gedachten Fahrzeuges ebenfalls gekrümmt. Dadurch sollen im Eckbereich bewusst Zug- und Druckspannungen induziert werden, um die Faltentendenz in diesem Bereich zu beurteilen und zu prüfen, inwieweit diese durch die SCS-Technologie unterbunden werden kann. Bei der kon- ventionellen Herstellung einer derart flachen Bauteilgeometrie werden nur geringe Umform- grade erreicht, weshalb solche Bauteile nur geringe mechanische Eigenschaften hinsichtlich deren Festigkeit aufweisen und dadurch anfällig für Beschädigungen durch lokal einwirkende Kräfte sind. Durch die SCS-Technologie wird hierfür ein deutlich höherer Umformgrad erwar- tet, welcher zu verbesserten Festigkeitseigenschaften führen und Beschädigungen durch äußere Einflüsse reduzieren soll. Die Bauteilgeometrie hat die Abmasse von 850x750mm bei einer maximalen Ziehtiefe des ausgeformten Bauteils von 51mm. Bei der Konzeption eines konventionellen Tiefziehwerkzeuges werden die Anbau- und die Blechhalterflächen derart ausgelegt, dass sie sich der Kontur der umzuformenden Bauteilgeo- metrie anpassen und dadurch eine geringere Ziehtiefe ermöglicht wird. Weiterhin sind diese Bereiche weitestgehend abwickelbar gestaltet, sodass sich die Platine ohne Faltenbildung oder Stauchung durch Biegen an die Kontur der Blechhalterfläche anpasst [Lan90, Bir13]. Abbildung 105: CAD-Darstellung einer PKW-Dach- geometrie 2 R=3200mm 1 R=3600mm 3 R=2400mm 114 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Die bisher betrachteten Werkzeuge auf Basis der SCS-Technologie beruhen auf geradlinig ver- laufende SCS-Formelementeverbunde, die eine konstante Ziehtiefe bedingen. Um diese zu re- duzieren und gleichzeitig die Kontur des Bauteils berücksichtigen zu können, ist es notwendig, die Formkontur der Formelemente an diese anzupassen. Im Rahmen dieser Arbeit wurde daher ein neues Konzept entwickelt, welches gekrümmte Formelementeverbunde vorsieht und dadurch einerseits die nötige Ziehtiefe zum Ausformen des Bauteils reduziert und zum anderen einer möglichen Faltenbildungstendenz aufgrund von Druckspannungen in der Platinenebene entgegenwirkt. Die Ankonstruktion eines derartigen Werkzeugkonzeptes kann dadurch abwi- ckelbar bzw. quasi-abwickelbar gestaltet werden, wodurch die Praxistauglichkeit dieses Ver- fahrens deutlich wird. Diese Maßnahmen reduzieren den nötigen Materialeinsatz zum Umfor- men der Bauteilgeometrie, sodass im Idealfall gegenüber dem konventionellen Tiefziehen kein Mehrbedarf herrscht. Dadurch wird das SCS-Verfahren deutlich wirtschaftlicher und prakti- kabler. In Abgrenzung zu den bisherigen SCS-Werkzeugen sind bei diesem Konzept alle Bau- teilkanten gekrümmt, wodurch die konstruktive Auslegung der SCS-Formelemente deutlich schwieriger und komplexer wird. Das unter Einhaltung der genannten Prämissen entwickelte Werkzeugkonzept ist in Abbildung 106 dargestellt. Um die Ziehtiefe des Daches deutlich zu reduzieren, wird die Ankonstruktion der Werkzeug- wirkflächen tangential fortgeführt und die Formelementeverbunde werden ebenfalls gekrümmt Abbildung 106: Werkzeugkonzept mit gekrümmten Formelementeverbunden zur Herstellung einer Dachbeplankung zu Beginn des Umformprozesses (a) und (b), während des Reckens (c) und bei Prozessede (d) (c) Recken der Platine FStößel (d) Tiefziehen/Ausformen des Bauteils FStößel Ausgeformtes Bauteil Gereckte Platine Obere Grundplatte Untere Grundplatte Formelementeverbund oben/unten (gekrümmt) (a) Seitenansicht (b) Vorderansicht Modulare Formsegmente 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung 115 ausgeführt. Die in Höhenrichtung gekrümmten Formelemente (vgl. Abbildung 106b) erlauben eine Reduzierung der Ziehtiefe auf nunmehr nur 17mm. Analog zu den im Rahmen der Grund- lagenuntersuchungen entwickelten und untersuchten Formlementeverbunden mit modularen Formeinsätzen sind diese Formelemente ebenfalls modular ausgeführt, sodass die Anpassung des Spaltes sowie die geometrischen Abmessungen und die Oberflächentopografie bei Bedarf verändert werden können. Aufgrund der gekrümmten Formelementegeometrie wird die Platine nicht reibungsfrei eben gereckt (vgl. Abbildung 52), sondern durch den Einzug in den Form- elementeverbund herrscht bereits während der ersten Phase Kontakt zwischen der Platine und dem Stempel. Es findet eine Relativbewegung unter Reibungseinflüssen statt, die dem SCS- Prinzip entgegenwirkt. Da die Vorteile einer geringeren Ziehtiefe und der Reduzierung von Druckspannungen in der Platinebene durch eine quasi-abwickelbare Ankonstruktion zu über- wiegen scheinen, wird das Konzept dennoch weiterverfolgt und der Einfluss mittels Simulation genauer untersucht. Um die Auswirkungen der Relativbewegung zwischen Platine und Stempel minimal zu halten, ist eine Reduzierung der Reibungskraft zwischen Platine und Stempelgeo- metrie anzustreben. Dies soll durch eine entsprechende Oberflächenbehandlung der Stempel- geometrie in Form von Polieren erfolgen. Auf Basis der erzeugten Bauteilgeometrie und des entwickelten Werkzeugkonzeptes wurden die für das Simulationsmodell notwendigen Wirkflä- chen generiert und der Umformprozess in das Modell integriert, sodass die Machbarkeit des Bauteils virtuell überprüft werden kann. Das Ergebnis der FEM-Prozesssimulation ist in Ab- bildung 107 dargestellt. Die Ergebnisse der Machbarkeitsuntersuchung zeigen eine gute Ausformung des Bauteils ohne Faltenbildung im Eckbereich der Dachgeometrie. Aufgrund der gekrümmten Formelemente- verbunde erfährt die Platine beim Einzug in diese eine hohe Belastung in Form von Druckspan- nungen quer zur Hauptformrichtung. Die Druckspannungen können zur Faltenbildung inner- halb der Formelemente führen und ein Bauteilversagen hervorrufen. Daher muss in der Praxis darauf geachtet werden, dass die überlagerten Zugspannungen derart hoch sind, dass ein Aus- beulen bzw. Ausknicken des Blechwerkstoffs aufgrund der Druckspannungen verhindert wird. Dies wird durch Anpassung der Formelementespalte und der Platinenabmessungen erreicht. Abbildung 107: Ergebnis der FEM-Prozesssimulation zur Untersuchung der Machbarkeit der Dachgeometrie Bauteilumriss 116 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien 6.2.2 Werkzeugkonstruktion und Inbetriebnahme Auf Basis der Ergebnisse der vorangegangenen Machbarkeitsbetrachtung erfolgt die konstruk- tive Auslegung des Gesamtwerkzeuges. Diese soll sich an das im Rahmen der in Kapitel 6.2.1 erarbeitete Konzept zum kombinierten Recken und Tiefziehen der Dachbeplankung unter Ein- satz gekrümmter Formelemente orientieren. Neben dieser Neuerung gegenüber dem SCS- Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung in Kapitel 6.1 soll bei diesem Werkzeug erstmals die Formelementegeometrie G3 zum Einsatz kommen. Diese weist im oberen und un- teren Formelementeverbund jeweils nur noch zwei Formelemente aus und basiert auf der im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen vorgestellten Weiterentwicklung mit modularen Formeinsätzen (Abbildung 108). Basierend auf den CAD-Daten der Werkzeugkonstruktion wurde das Werkzeug am IFU gefer- tigt und montiert. Es ist sehr kompakt ausgeführt und verfügt über keinerlei bewegliche Kom- ponenten. Stattdessen wirken zwei starre Werkzeughälften, die obere und die untere, zusammen und formen durch die Hubbewegung des Pressenstößels die Platine um. Dabei wird zunächst durch das Ineinandergreifen der Formelemente die Platine gereckt und im weiteren Verlauf der Hubbewegung die Bauteilkontur ausgeformt. In Abbildung 109 sind das Werkzeug und ein da- mit hergestelltes Bauteil dargestellt. Abbildung 108: CAD-Modell des Werkzeuges zur Herstellung einer Dachbeplankung Konkav gekrümmter Formelemente- verbund oben Sollgeometrie Dachbeplankung 2 8 5 m m Führungssäule Modulare Formeinsätze Matrize Stempel Konvex gekrümmter Formelemente- verbund unten 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung 117 Im Rahmen der Inbetriebnahme wurden mehrere Prozessgrößen variiert und deren Einfluss auf das Umformergebnis beurteilt. So wurden die Formelementespalte durch Unterlegen der Form- segmente angepasst, um die Rückhaltekraft während der Tiefziehphase zu erhöhen und eine mögliche Faltenbildung im Eckbereich der Bauteilgeometrie zu vermeiden (Abbildung 109, Bereich 1). Die Formelemente selbst wurden modular ausgeführt und die austauschbaren Form- segmente (Abbildung 109, Bereich 2) wurden mit der bereits in Kapitel 5.2 vorgestellten To- pocrom-Beschichtung versehen. Weiterhin wurde die Platinenlänge variiert und der Einfluss auf die in der Bauteilmitte resultierende Hauptformänderung betrachtet (Abbildung 109, Be- reich 3). Diese wurde mit der ebenfalls bereits vorgestellten optischen Messtechnik ermittelt und dient im späteren Verlauf als Vergleichsgröße zum Abgleich mit der Simulation. Die Er- gebnisse der Variation der Formelementespalte S2 und S3 und deren Einfluss auf die erzielte Hauptformänderung in der Bauteilmitte sind in Abbildung 110 dargestellt. Abbildung 109: SCS-Werkzeug und damit hergestellte Dachbeplankung Abbildung 110: Einfluss der Form- elementespalte S2 und S3 auf die For- mänderung in der Dachmitte 1,01 1,06 1,25 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,96 1,01 1,06 1,15 1,25 0 ,0 4 0 0 ,0 3 9 0 ,0 3 9 0 ,0 3 6 0 ,0 2 5 S 2 /s 0 [- ] lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] S3/s0 [-] b0=940mm l0=970mm Falten im Eckbereich fehlerfreies Bauteil fehlerbehaftetes Bauteil Topocrom Beschichtung Dachbeplankung Stempel Gekrümmtes Formsegment 2 2 1 3 118 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Zunächst wurden Bauteile hergestellt ohne die Formelementespalte S2 und S3 zu verändern, also entsprechend dem CAD-Nulldatensatz. Dies entspricht einem Spalt S2/s0=1,25 sowie ei- nem Spalt S3/s0=1,25. Bei einer Ausgangslänge der Platine l0=970mm konnten mit diesen Ein- stellungen Bauteile mit einer Hauptformänderung von φ1=0,025 hergestellt werden. Durch die geringe Rückhaltekraft bei diesen Einstellungen konnte die Faltenbildung im Eckbereich der Dachgeometrie nicht verhindert werden. Es wurden anschließend mehrere Spaltkombinationen S2/S3 geprüft und die Ergebnisse ausgewertet. Mit den Einstellungen S2/s0=1,01 sowie S3/s0=1,06 konnten schließlich Bauteile hergestellt werden, die eine maximal erreichte Formän- derung von φ1=0,039 in der Bauteilmitte aufwiesen. Die Faltentendenz wurde jedoch nicht gänzlich unterdrückt, sodass teilweise Oberflächenunruhen in den Eckbereichen des Bauteils sichtbar waren. Daher wurde der Spalt S3 weiter betrachtet und schrittweise reduziert. Mit den Einstellungen S3/s0=1,01 konnten faltenfreie Beplankungsteile hergestellt werden, die ebenfalls eine Formänderung von φ1=0,039 in der Bauteilmitte aufwiesen. Um zu prüfen ob die erzielte Formänderung weiter erhöht werden kann, wurde schließlich die Einstellung S3/s0=0,96 ge- wählt und damit sogar ein negativer Spalt untersucht. Die Hauptformänderung konnte dadurch unmerklich auf φ1=0,040 in der Bauteilmitte erhöht werden, jedoch traten aufgrund zu hoher Zugspannungen entlang der Bauteilkontur Reißer auf. Für die anschließenden Untersuchungen werden daher die Einstellungen S2/s0=1,01 sowie S3/s0=1,01 festgelegt. 6.2.3 Herstellung von Bauteilen im Laborbetrieb Nach Abschluss der Optimierungsmaßnahmen und des Tuschierens der Werkzeugoberflächen wurden im Rahmen von zwei Versuchsreihen zahlreiche Dachbeplankungen hergestellt. Die Bauteile der ersten Versuchsreihe wurden im weiteren Verlauf hinsichtlich deren mechanischen Eigenschaften, vornehmlich deren Festigkeit respektive Beulfestigkeit geprüft und bewertet werden. Die Bauteile der zweiten Versuchsreihe wurden ebenfalls auf diese Größen hin unter- sucht, jedoch zuvor einer Wärmebehandlung unterzogen. Damit wurde die festigkeitssteigernde Wirkung der damit verbundenen Ausscheidungshärtung untersucht und dokumentiert. Der Pro- zess der Wärmebehandlung und die Vorgehensweise hierfür werden zu einem späteren Zeit- punkt näher beschrieben. Aus logistischen und organisatorischen Gründen wurden die zwei ge- nannten Versuchsreihen zur Herstellung der entsprechenden Dachbeplankungen mit einer zeit- lichen Unterbrechung von etwa sechs Wochen durchgeführt. Dieser Zeitraum liegt aus Sicht des Blechherstellers innerhalb der Verarbeitungsempfehlung, und gehört im industriellen Um- feld bzw. bei der Fertigung von Blechformteilen in der Automobilindustrie zur gängigen Praxis. Um den Einfluss der Ausgangslänge l0 der Platine auf die erzielte Hauptformänderung in der Bauteilmitte zu untersuchen, wurden Bauteile mit einer fest vorgegebene Platinenbreite b0=940mm unter Variation der Platinenlänge l0 hergestellt und bewertet. Die Ausgangsplati- nenbreite b0 wurde im Rahmen der Inbetriebnahme festgelegt und hängt von der Breite des Werkzeuges und der Bauteilgeometrie ab. Für b0<940mmm kann das Bauteil nicht ausgeformt werden und für b0>940mm bedeutet dies einen unnötig hohen Materialeinsatz ohne technolo- gischen Zugewinn. Die Variation der Ausgangslänge konnte somit auf l0=940...980mm einge- grenzt werden. Für l0<940mm entstehen Falten aufgrund zu geringer Rückhaltekräfte während der Tiefziehphase und für l0>980mm tritt Bauteilversagen in Form von Reißern entlang des 6.2 SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung 119 Bauteilumrisses auf. Der Überstand U der Platine gegenüber dem oberen Formelementever- bund beträgt U=5mm bei eine Platinenlänge von l0=940mm. Entsprechend ergibt sich bei l0=980mm ein Überstand von U=25mm. Die Ergebnisse dieser Versuchsreihe sind in Tabelle 6 sowie in Abbildung 111 zusammengefasst. Wie an den Fehlerindikatoren deutlich erkennbar wird, ist die Wiederholgenauigkeit der Ergeb- nisse hinsichtlich der erzielten Hauptformänderung in der jeweiligen Bauteilmitte deutlich ge- ringer als die des Umformprozesses der Fondtürbeplankung. Dieser Sachverhalt ist hauptsäch- lich auf zwei Gründe zurückzuführen. Zum einen ist der Prozess des Reckens durch das Inei- nandergreifen der Formelementeverbunde deutlich sensibler gegenüber Prozessschwankungen da die gesamte Zugkraftinduktion auf ein Formelementepaar beschränkt ist, zum anderen wir- ken sich Positionierungenauigkeiten beim Einlegen der Platine in das Werkzeug deutlich präg- nanter auf die erzielte Kaltverfestigung aus. Tabelle 6: Ergebnisse der untersuch- ten Bauteile b0 [mm] l0 [mm] φ1 [-] 940 940 0,002…0,008 940 945 0,010…0,013 940 950 0,020…0,027 940 955 0,031…0,037 940 960 0,031…0,038 940 965 0,037…0,040 940 970 0,038…0,043 940 975 0,039…0,039 Abbildung 111: Einfluss der Platinenlänge l0 auf die Hauptformänderung 940 980 0,040…0,040 Beim SCS-Werkzeug zur Herstellung der Fondtür wird der Reckvorgang auf zwei aufeinander- folgende Teilschritte aufgeteilt, da hier jeweils drei Formelemente oben und unten wirken. Das Prozessfenster zur Zugkraftinduktion ist daher deutlich größer und unempfindlicher gegenüber Prozessschwankungen. Solche Schwankungen können z.B. die Reproduzierbarkeit der Einle- geposition der Platine sein, als auch tribologische Parameter, die sich aufgrund einer evtl. un- gleichmäßigen Basisbeölung der Platine ergeben. Dies kann z.B. in unterschiedliche Relativ- geschwindigkeiten zwischen der Platine und dem Stempel während des Reckvorgangs resultie- ren und sich demnach in einem deutlichen Unterschied der erzielten Reckung widerspiegeln. Um die Sensitivität des Prozesses bzw. der SCS-Technologie gegenüber schwankenden Para- metern zu bestimmen, sind jedoch deutlich mehr Untersuchungen nötig, als die im Rahmen dieser Versuchsreihe durchgeführten. Um dennoch zu prüfen, inwieweit die Genauigkeit der 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 940 950 960 970 980 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Platinenlänge l0 [mm] AC170Px s0=1,04mm b0=940mm Hauptformänderung 120 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Einlegeposition der Platine einen Einfluss auf das Ziehergebnis besitzt, sollen zu einem späte- ren Zeitpunkt (siehe Kapitel 6.5) eine spezifische Versuchsreihe durchgeführt und die Ergeb- nisse analysiert werden. 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften Die Entwicklungs- und Konstruktionsphase der beiden Werkzeuge zur Herstellung einer Fond- tür- und einer Dachbeplankung, sowie deren Inbetriebnahme und die Herstellung der entspre- chenden Beplankungsteile wurden bereits in den Kapiteln 6.1 und Kapitel 6.2 eingehend dis- kutiert. Im Folgenden sollen nun deren Bauteileigenschaften im Hinblick auf die Formände- rung, die Rückfederung und die Beuleigenschaften untersucht und bewertet werden, um einen Vergleich zwischen Beplankungsteilen konventioneller Herstellung und mittels der SCS- Technologie zu ziehen. Hierfür sollen mehrere aussagekräftige Größen ermittelt und diskutiert werden. 6.3.1 Betrachtung der Formänderungsverteilung Um die in der jeweiligen Bauteilmitte erzielte Formänderung der hergestellten Bauteile zu er- mitteln, wurde die bereits vorgestellte optische Messtechnik eingesetzt. Mithilfe dieser Mess- technologie wurde die Abhängigkeit der erreichten Formänderung von der jeweiligen Platinen- abmessung messtechnisch nachgewiesen (vgl. Abbildung 103 und Abbildung 111). Nach [Lan90, Bat65, Sem88] wirkt sich die beim Streckziehen weitestgehend homogene Formände- rungsverteilung im Bauteil positiv auf die lokale Rückfederung und damit auf die Abformge- nauigkeit des Bauteils aus. Daher ist neben der Ermittlung der lokal erzielten Formänderung die globale Formänderungsverteilung im Bauteil ein ebenso wichtiges Qualitätskriterium. Um diese Verteilung zu erfassen, wurden einzelne Platinen vollständig mit dem stochastischen Muster versehen, welches zur Ermittlung der Formänderung nötig ist. Dies erlaubt die flächige Auswertung der gesamten Bauteilgeometrie (Abbildung 112). Abbildung 112: Formänderungsverteilung ausgewählter Fondtürbeplankungen φ1=0,005 φ1=0,031 φ1=0,055 b0=730mm l0=980mm b0=725mm l0=980mm b0=710mm l0=980mm φ1=0,081 b0=740mm l0=980mm 2 3 4 φ1 [log.] 1 2 3 4 BauteilumrissFondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 121 Für die Betrachtung der Formänderungsverteilung der Tür wurden vier ausgewählte Platinen- abmessungen mit dem stochastischen Muster versehen und nach dem Umformprozess ausge- wertet. Es wurden analog zu den in Tabelle 5 vorgestellten Ergebnissen Platinen der Ausgangs- breiten b0=710mm, b0=725mm, b0=730mm und b0=740mm untersucht. Die in der Bauteilmitte erreichte Hauptformänderung wurde bereits in Abhängigkeit von der jeweiligen Platinenbreite vorgestellt. Die entsprechende Formänderungsverteilung der Beplankungsteile zeigt ebenfalls eine deutliche Abhängigkeit von der gewählten Ausgangsbreite der Platine und der damit indu- zierten Zugspannung. Diese steigt mit zunehmender Platinenbreite in der Bauteilmitte deutlich an, sodass lokal sehr hohe Spannungen respektive Formänderungen auftreten. Die Formände- rungsverteilung wird mit zunehmender Platinenbreite und Formänderung in der Bauteilmitte zusehends inhomogener. Die in Abbildung 112 dargestellten Beplankungsteile Nr. 2 und Nr. 3 zeigen eine sehr homogene Verteilung der Formänderung bei relativ geringer Hauptformände- rung in der Bauteilmitte. Bauteil Nr. 4 weist bei einer höheren Hauptformänderung eine akzep- table Formänderungsverteilung auf, während Bauteil Nr. 1 eine deutlich inhomogene Vertei- lung aufweist. Um eine seriennahe Bewertung der Oberfläche durchzuführen, wurden mehrere Bauteile dem Lackierungsprozess zugeführt und anschließend deren Oberfläche mittels Streifenlichtprojek- tion bewertet. Trotz der zunehmenden Inhomogenität mit steigender Formänderung konnten bei den hergestellten Bauteilen keine Oberflächendefekte oder Unruhen innerhalb der Bauteil- geometrie festgestellt werden. Lediglich im Bereich der Türgriffmulde sind leichte Oberflä- chenunruhen im Auslaufbereich zu sehen (Abbildung 113). Diese Aufwölbungen resultieren aus hohen Druckspannungen in der Blechebene rund um den Auslaufbereich der Türgriffmulde und sind in Art und Position typisch für Türbeplankungsteile. Im Automobilbereich werden derartige Fehler durch Nacharbeit am Werkzeug beseitigt. Es werden Überhöhungen durch Schleifen beseitigt oder sog. Pflasterungen aufgeschweißt und diese ebenfalls durch Nachschleifen an die Kontur angepasst. Bei starken Einfallstellen oder Abbildung 113: Oberflächenbewertung der Fondtürbeplankung mittels Streifenlichtprojektion Bauteilumriss s0=0,75mm b0=740mm l0=980mm leichte Oberflächenunruhe 122 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Überhöhungen werden die Werkzeuge teilweise lokal überbogen, sodass der Spannungsgradi- ent verändert wird [Bir13]. Eine Reduzierung der Rückfederung beim Streckziehen konnte entgegen den Literaturangaben nicht festgestellt werden, diese stieg mit zunehmender Formänderung an. Dieser Sachverhalt konnte bereits durch [Vla09] entgegen der in der Literatur verbreiteten Aussagen bestätigt wer- den und wird zu einem späteren Zeitpunkt gesondert betrachtet. Analog zur Bewertung der Fondtürbeplankung wurden auch die mittels des SCS-Werkzeuges hergestellten Dachbeplankungen untersucht. Hierfür wurden ebenfalls Platinen ausgewählter Längenabmessungen entsprechend mit einem stochastischen Muster versehen und anschlie- ßend die Formänderungsverteilung bewertet. Für die Untersuchung wurden die Bauteile der Ausgangslänge l0=940mm, l0=950mm, l0=960mm und l0=970mm näher betrachtet. Die Ergeb- nisse dieser Untersuchung sind in Abbildung 114 dargestellt. Auch bei der Dachbeplankung ergibt sich dasselbe Verteilungsbild wie bei den Fondtüren. Mit zunehmender Platinenlänge und steigenden Formänderungsbeträgen in der Bauteilmitte wird die Formänderungsverteilung stetig inhomogener. Für die Bauteile Nr. 2 und Nr. 3 ist die For- mänderungsverteilung weitestgehend homogen und wird mit zunehmender Platinenlänge inho- mogener (Bauteile Nr. 1 und Nr. 4). Aufgrund der Bauteilgeometrie und der damit zusammen- hängenden Oberflächentopographie ergeben sich durch die in beiden Hauptrichtungen konvexe Oberflächenkrümmung keinerlei kritischen Bereiche hinsichtlich der Ausbildung von Oberflä- chendefekten bzw. -unruhen. Von einer Lackierung der Beplankungsteile wurde daher an dieser Stelle abgesehen. Der Einfluss auf die Rückfederung wird jedoch genauer untersucht. 6.3.2 Ermittlung der Rückfederung und der Formabweichung Die Kompensation der Rückfederung umformtechnisch hergestellter Bauteile spielt während der Entwicklungs- und Tryoutphase von Umformwerkzeugen eine wichtige und zeitkritische Abbildung 114: Formänderungsverteilung ausgewählter Dachbeplankungen für vier unter- schiedlich große Platinen φ1=0,007 φ1=0,023 φ1=0,038 b0=940mm l0=960mm b0=940mm l0=950mm b0=940mm l0=940mm φ1=0,041 b0=940mm l0=970mm 2 3 4 2 3 4 φ1 [log.] 1 Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 123 Rolle. Ausgehend vom CAD-Nulldatensatz, dessen Geometrie der Sollgeometrie des herzustel- lenden Bauteils entspricht, liegt ein damit hergestelltes Bauteil aufgrund der Rückfederung oft- mals deutlich außerhalb der zulässigen Maßtoleranzen. Die Werkzeuge müssen daher überar- beitet werden, sodass nach der Rückfederung des Bauteils dieses innerhalb der vorgegebenen Toleranzen liegt. Um dies zu erreichen, werden heute in der Praxis viele verschiedene Strate- gien verfolgt, die jedoch alle auf der sog. Werkzeugüberbiegung basieren. Hierbei wird die Werkzeugwirkfläche als sog. Falschform erzeugt. Das durch die Rückfederung des Bauteils messtechnisch erfasste Verschiebungsfeld wird auf Basis von Erfahrungswerten mit einem Kompensationsfaktor belegt und in die Wirkfläche der formgebenden Werkzeuggeometrie ein- gepflegt. Diese sog. Falschform soll nach der Umformoperation und der Rückfederung des da- mit hergestellten Bauteils dazu führen, dieses maßhaltig in der Großserie herstellen zu können. Ob lediglich die Ziehoperation oder auch die Folgestufen überbogen werden, hängt von der gewählten Strategie ab. Diese, auch als Rückfederungskompensation der Werkzeuge genannte Maßnahme, sowie die entsprechende Überarbeitung der Werkzeuge werden meist in mehreren Schleifen durchgeführt und sind sowohl kosten- als auch zeitintensiv. Im heutigen Werkzeug- bau versucht man daher, die Überbiegung der Werkzeuge weitestgehend durch die FEM- Prozesssimulation zu unterstützen, um die nötigen Nacharbeitsvorgänge bzw. die Anzahl dieser Optimierungsschleifen zu minimieren [Bir13]. Eine möglichst geringe Maßabweichung von der Sollgeometrie ist daher im Sinne der Einsparung solcher Optimierungs- bzw. Nacharbeits- schleifen sinnig und zielführend, weshalb eine geringe Rückfederung wünschenswert ist. Entgegen den Literaturangaben, wonach Bauteile mit Streckziehtechnologien hergestellt wur- den, eine geringe Rückfederung aufweisen, kann dies hier nicht bestätigt bzw. beobachtet wer- den. Die SCS-Technologie unterscheidet sich demnach von klassischen Streckziehverfahren. Dies liegt u.a. an der Kombination des Streckziehens mit einer anschließenden Tiefziehopera- tion und an der komplexen, konvex-konkaven Bauteilkrümmung der damit hergestellten Bau- teile. Dies wurde bereits durch [Vla09] angenommen und soll an dieser Stelle messtechnisch nachgewiesen werden. Hierfür werden durch Variation der Platinenabmessungen zunächst Bauteile mit unterschiedli- cher Hauptformänderung in der Bauteilmitte hergestellt. Im Anschluss daran wird die im auto- mobilen Serienprozess nachfolgende Schneidoperation mithilfe eines Laserbeschnitts nachge- bildet und die Rückfederung messtechnisch erfasst. Analog zur messtechnischen Erfassung der erzielten Hauptformänderung in der Bauteilmitte wird auch hier eine optische Messtechnik ver- wendet, die auf Basis der sog. Streifenprojektion arbeitet. Das System („Atos“ der Fa. GOM - Gesellschaft für Optische Messtechnik mbH) besteht aus einem Musterprojektor, der das zu vermessende Bauteil zeitlich sequentiell mit parallelen hellen und dunklen Streifen mit unter- schiedlicher Breite beleuchtet. Zwei Videokameras erfassen das projizierte Streifenmuster auf dem Bauteil und berechnen auf Basis bekannter Kamera- und Projektorposition die Koordinate des Objektpunktes im Raum. Hierfür muss das System vorab kalibriert werden, sodass die ge- ometrische Lage aller Bildstrahlen bekannt ist. Die im Raum erfassten Messpunkte werden an- schließend mittels einer entsprechenden Software zu einer dreidimensionalen Punktewolke kor- reliert. Dieses 3D-Messergebnis kann anschließend bewertet und vermessen werden. Durch ei- nen digitalen Vergleich mit CAD-Solldaten, kann ebenfalls eine Abweichungsberechnung 124 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien durchgeführt werden, die eine Basis für die anschließende Werkzeugkompensation bilden kann. Die Genauigkeit heutiger optischer Messsysteme kann je nach gewähltem Objektiv <50µm be- tragen. In Abbildung 115 ist der Vorgang der 3D-Digitalisierung eines Bauteils mithilfe des optischen Scanners schematisch dargestellt. Für eine Vergleichbarkeit der Ergebnisse sowohl untereinander als auch mit der CAD-Soll- geometrie ist die Position des digitalisierten Bauteils im Raum von entscheidender Bedeutung. In der Automobilindustrie werden hierfür bestimmte, vorab festgelegte sog. Spannkonzepte entwickelt, die eine vorgegebene Spannsituation des Bauteils festlegen, unter welcher dieses Vermessen wird. Dieses Spannkonzept orientiert sich meist an die spätere Verbausituation im Fahrzeug und an den nachgelagerten Fügeprozess im Rohbau. Um die im Rahmen dieser Un- tersuchung digitalisierten Bauteile miteinander vergleichen zu können, wird ebenfalls eine re- produzierbare und fest definierte Ausrichtung der Bauteile festgelegt. Zunächst muss gewähr- leistet werden, dass während der 3D-Digitalisierung alle Bauteile dieselbe Position und Aufla- gebedingungen aufweisen. Hierfür wurde, auch im Hinblick auf die nachfolgende Untersu- chung zur Ermittlung der mechanischen Bauteileigenschaften, eine entsprechende Bauteilauf- lage konstruiert und gefertigt, die eine definierte Auflageposition der Bauteile während der Di- gitalisierung erlaubt. Dadurch kann gewährleistet werden, dass die Bauteile keiner unbeabsich- tigten Torsions- oder Biegebeanspruchung ausgesetzt sind und das Messergebnis hiervon ne- gativ beeinflusst werden würde. Für die anschließende Untersuchung der Soll-Ist-Abweichung der digitalisierten Bauteile im Vergleich zur CAD-Sollgeometrie, ist eine weitere Definition der Bauteilausrichtung notwen- dig. Hierfür werden je nach Anwendungsfall unterschiedliche Strategien verfolgt, die eine Ver- gleichbarkeit der Ergebnisse zum Ziel haben. Um eine möglichst realitätsnahe, der Aufspann- situation in der Automobilindustrie naheliegende Lösung zu schaffen, wird eine sog. 3-2-1 Aus- richtung festgelegt. Hierbei wird exakt die Anzahl an Randbedingungen erzeugt, die für eine definierte und reproduzierbare Ausrichtung des Bauteils notwendig ist. Im Fahrzeugbau wird auf ein nach DIN ISO 8855 festgelegtes Fahrzeugkoordinatensystem zurückgegriffen, um Lage- und Richtungsangaben zu beschreiben und Messergebnisse entsprechend interpretieren zu können. Das nach DIN ISO 8855 festgelegte Fahrzeugkoordinatensystem ist in Abbil- dung 116 schematisch dargestellt. Die gedachte Fahrtrichtung des Fahrzeuges entspricht der Abbildung 115: Messtechnische Erfassung einer Fondtürbeplankung mittels optischer Streifen- projektion (a) und entsprechendes 3D-Messergebnis (b) optische Messvorrichtung Streifenprojektion (b)(a) Bauteilauflage Bauteil 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 125 positiven x-Achse, die Ausstiegsseite des Fahrers (Linkslenker) der positiven y-Achse und die positive z-Achse entspricht der Höhenzunahme ausgehend vom Fahrzeugboden. Für den vorliegenden Fall wird das Fahrzeugkoordinatensystem aus praktischen Gründen um 90° in positiver Drehrichtung um die x-Achse gedreht. Die y-Achse entspricht im gedrehten Koordinatensystem der z‘-Achse, die z-Achse der y‘-Achse während die x-Achse unverändert bleibt. Mithilfe dieser Festlegung werden entsprechend der Logik der 3-2-1 Ausrichtung zu- nächst drei Auflagepunkte in z‘-Richtung festgelegt, anschließend zwei Punkte in y‘-Richtung und schließlich ein Punkt in x-Richtung, welcher den letzten Freiheitsgrad des Bauteils sperrt. Die 3-2-1 Ausrichtung eines ausgewählten Bauteils während einer Referenzmessung sowie die Aufspannpunkte in schematischer Darstellung, sind in Abbildung 118 zusammengefasst. Die drei Aufspannpunkte entlang der z‘-Richtung wurden so gewählt, dass sie der späteren, gedachten Position der Türscharniere und des Türschlosses entsprechen. Dadurch soll eine ein- baunahe und damit realistische Aufspannsituation geschaffen werden. Die zwei Auflagepunkte entlang der y‘-Achse befinden sich entlang der Abkantlinie zur Scheibe hin und der letzte Auf- lagepunkt entlang der x-Achse liegt ebenfalls entlang der Abkantlinie zur Beifahrertür hin. Durch die Wahl dieser Ausrichtung können nun die für diese Untersuchung vorgesehen Fond- türbeplankungen unter gleichbleibenden und reproduzierbaren Prozessbedingungen digitali- siert werden. Anschließend werden die 3D-Daten hinsichtlich deren möglicher Abweichung zur CAD-Sollgeomtrie hin ausgewertet und einem dehnungsabhängigen Vergleich untereinan- der unterzogen. Hierbei soll ein Nachweis über die Dehnungsabhängigkeit der untersuchten Beplankungsteile auf die maximale Rückfederung geliefert werden. Für diesen Vergleich wer- Abbildung 116: Fahrzeugkoordinatensystem nach DIN ISO 8855 Abbildung 117: Abweichungen an einem Musterbauteil unter Verwendung einer 3-2-1 Aus- richtung im gedrehten Fahrzeugkoordinatensystem x y z 3-2-1 Ausrichtung z‘1 z‘2 z‘3 y‘1 y‘2 x1 Δz [mm] 1 2 3 4 5 6 7 126 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien den die Abweichungen an sechs festgelegten Messpositionen entlang der Bauteilgeometrie so- wie an einer siebten Position, welche die Maximalabweichung eines jeweiligen Bauteils angibt, ausgewertet (vgl. Abbildung 117). Für die Untersuchungen wurden vier Bauteile ausgewählt, die ein möglichst großes Dehnungs- spektrum aller hergestellten Fondtürbeplankungen in der jeweiligen Bauteilmitte abdecken. Entsprechend der Bauteilauswahl zur Ermittlung der Formänderungsverteilung (vgl. Abbil- dung 112) wurden auch hier Bauteile mit einer Ausgangsbreite von b0=710mm, b0=725mm, b0= 730mm und b0=740mm gewählt. Diese Bauteile weisen eine Hauptformänderung in der Bauteilmitte von φ1=0,005…0,081 aus und repräsentieren demnach die Gesamtheit aller her- gestellten Beplankungsteile. Entsprechend der bereits vorgestellten 3D Digitalisierung unter Verwendung der 3-2-1 Ausrichtung wurden diese vier Bauteile digitalisiert und deren Abwei- chung zur CAD-Sollgeometrie betrachtet. Um eine Vergleichbarkeit der Ergebnisse zu gewähr- leisten, wurde für die Maßabweichung die maßliche Differenz an jedem Punkt in Normalen- richtung dN betrachtet. Dies ist aufgrund der konvex-konkaven Bauteilgeometrie ein wichtiges Kriterium für die Vergleichbarkeit der Ergebnisse. Diese sind graphisch in Abbildung 119 zu- sammengefasst. Es ist deutlich zu sehen, dass die Bauteile mit erhöhter Formänderung erwartungsgemäß ein ausgeprägtes Rückfederungsverhalten aufweisen. Dies hängt mit der Abhängigkeit des E-Mo- duls vom erzeugten Dehnungsbetrag und dem höheren Spannungsniveau vor der Rückfederung zusammen. Weiterhin ist erkennbar, dass nahe den Auflagepunkten (Messpunkte 1, 3 und 6) Abbildung 118: Rückfederungsuntersuchung an sieben unterschiedlichen Messstellen vier ausgewählter Fondtürbeplankungen B a u te il 1 b 0 = 7 1 0 m m φ 1 = 0 ,0 0 5 B a u te il 2 b 0 = 7 2 5 m m φ 1 = 0 ,0 3 1 B a u te il 3 b 0 = 7 3 0 m m φ 1 = 0 ,0 5 5 B a u te il 4 b 0 = 7 4 0 m m φ 1 = 0 ,0 8 1 dN=-1,41mm dN=-0,09mm dN=-1,52mm dN=-0,52mm 4 1 2 3 dN=-2,18mm 5 dN=-0,01mm 6 dN=-1,33mm dN=0,07mm dN=-1,11mm dN=-0,45mm 4 1 2 3 dN=-2,36mm 5 dN=-0,05mm 6 dN=-1,89mm dN=-0,03mm dN=-1,59mm dN=-0,63mm 4 1 2 3 dN=-2,95mm 5 dN=-0,04mm 6 dN=-1,68mm dN=0,01mm dN=-1,38mm dN=-0,58mm 4 1 2 3 dN=-3,16mm 5 dN=-0,17mm 6 7 dN=-3,27mm 7 dN=-2,47mm 7 dN=-2,20mm 7 dN=-3,10mm 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 -1,0 -2,0 -3,0 -4,0 dN [mm] 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 127 die Rückfederung sehr gering ist. Dies hängt mit der Reduzierung der Bewegungsfreiheitsgrade des Bauteils an diesen Positionen durch die Auflagepunkte zusammen. Auffällig ist ebenfalls, dass im freien Mittenbereich der Bauteile, in dem keinerlei Strukturkanten oder Verprägungen angeordnet sind, die Rückfederung sehr hoch ist und exakt dort ihr Maximum erreicht. Die Auswertung der Rückfederungsergebnisse der untersuchten Bauteile an den sechs bzw. sieben Messpunkten ist in Abbildung 119 dargestellt. Um den Einfluss der vorherrschenden Dehnung an den Messpunkten auf den Rückfederungsbetrag zu verdeutlichen, wurden die Werte entspre- chend der Hauptformänderung sortiert. Dies bedeutet, dass an Messposition MP6 die geringsten Formänderungen vorherrschen und an MP7 die betragsmäßig größten. Entsprechend wurden die weiteren Messpositionen und die an dieser Stelle ermittelten Rückfederungsbeträge in Ab- bildung 119 sortiert und dargestellt. Man kann deutlich erkennen, dass mit zunehmender Dehnung die Rückfederung steigt. Dies gilt auch für die Betrachtung der einzelnen Bauteile, wobei Bauteil 1 dasjenige mit der gerings- ten und Bauteil 4 dasjenige mit der höchsten erzielten Formänderung darstellt. Für eine ent- sprechende Kompensation durch Überbiegen der Werkzeugwirkfläche, muss also für den SCS Prozess vorab eine Zielgröße für den Formänderungsbetrag festgelegt werden, ehe eine Werk- zeugoptimierung durchgeführt werden kann. Dies bedeutet, dass eine Veränderung der Plati- nenabmessungen oder deren Lage im Ziehwerkzeug während einer Produktionsphase zu ver- änderten Dehnungsbeträgen in den Bauteilen und damit zu veränderter Rückfederungscharak- teristik führt. Eine vorherige Festlegung auf die entsprechenden Zielgrößen ist daher bei der SCS-Technologie von entscheidender Bedeutung. Neben der Ermittlung der Rückfederung zur Einleitung entsprechender Maßnahmen für eine Rückfederungskompensationspielt die reale Werkzeuggeometrie und eine mögliche Abwei- chung zur CAD-Sollgeometrie eine ebenfalls wichtige Rolle, die Einfluss auf das Ziehergebnis nehmen kann. Oftmals gibt es fertigungsbedingte Abweichungen zwischen der realen und der CAD-Sollgeometrie. Dies kann sowohl auf die Genauigkeitstoleranzen der zum Erzeugen der Oberflächenkontur eingesetzten Fertigungsmaschine zurückgeführt werden, als auch auf sich Abbildung 119: Rückfederung der unter- suchten Bauteile an ausge- wählten Messpositionen -4,0 -3,5 -3,0 -2,5 -2,0 -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 M P 6 M P 1 M P 3 M P 2 M P 4 M P 5 M P 7 N o rm a le n a b w e ic h u n g d N [ m m ] Fondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm Bauteil 1 Bauteil 2 Bauteil 3 Bauteil 4 128 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien verändernde physikalische Randbedingungen. So können z.B. durch Temperaturschwankungen während der Fertigung des Werkzeuges unerwünschte Formabweichungen in der Wirkflächen- geometrie auftreten. Neben der eigentlichen Rückfederung des umgeformten Bauteils müssen diese Fehlerquellen ebenfalls identifiziert und die Ursache behoben werden. Um den Einfluss der Fertigung auf die Qualität des gefertigten Werkzeuges hinsichtlich der Formgenauigkeit zu prüfen, wurde das SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Dachbeplankung mittels optischer Messtechnik nach dem Fräsen digitalisiert. Hierfür wurde das auf Basis der Streifenprojektion arbeitende System Atos verwendet, welches bereits bei der Rückfederungsermittlung der Fond- türbeplankungen zum Einsatz kam. Das Ergebnis der 3D-Digitalisierung des SCS-Werkzeuges, bestehend aus oberer und unterer Werkzeughälfte, sowie der Formabweichung gegenüber dem CAD-Nulldatensatz ist in Abbildung 120 dargestellt. Bei näherer Betrachtung des Werkzeugoberteils lassen sich die Fräsbahnen bzw. die dadurch verursachten Formabweichungen deutlich erkennen. Diese Formabweichungen lassen sich durch die maximal erzielbare Genauigkeit aufgrund des eingesetzten Fertigungsverfahrens er- klären. Sie sind typisch für spanend hergestellte Formwerkzeuge und müssen während der Ein- arbeitung des Werkzeuges durch Schleifen nachgearbeitet werden. Diese Formabweichungen von dN<0,1mm verdeutlichen die technischen Möglichkeiten des hier eingesetzten optischen Messverfahrens mit der zugrundeliegenden Methode der Streifenlichtprojektion. Derartige Abbildung 120: Mittels 3D-Digitalisierung ermittelte Formabweichung des SCS-Werkzeuges zur Herstellung einer Dachbeplankung 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 -0,02 -0,04 -0,06 -0,08 -0,10 dN [mm] WZG- Unterteil WZG- Oberteil Fräsbahnen 2 1 dN=0,07mm dN=0,25mm 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 129 Messtechnologien werden im automobilen Serienprozess daher häufig verwendet, da Maßab- weichungen zuverlässig während des Produktionsprozesses in situ erfasst und geeignete Ge- genmaßnahmen zeitnah ergriffen werden können. Auf der Wirkfläche des Werkzeugunterteils ist eine typische Formabweichung aufgrund von äußeren Umwelteinflüssen erkennbar. Durch Temperaturschwankungen während der Fertigung und einer damit verbundenen Schrumpfung bzw. Ausdehnung des Werkstoffs, wurde lokal we- niger Material abgetragen als durch die vorgegebene Geometrie nötig. Dies resultierte in einer deutlichen Formabweichung in Messbereich 1 von dN=0,07mm (Abbildung 120). Die ebenfalls deutliche Formabweichung im Messbereich 2 von dN=0,25mm ist hingegen eine gezielte. Wäh- rend der Inbetriebnahme wurden die Formelementespalte optimiert, sodass für den Spalt S3 eine Reduzierung um ΔS3=-0,25mm festgelegt wurde. Dieser Betrag ist beim Vergleich mit dem CAD-Nulldatensatz als Formabweichung sichtbar und kann messtechnisch bestätigt werden. Die dargestellten Formabweichungen wurden während der Inbetriebnahme des Werkzeuges durch entsprechende Nacharbeit korrigiert, sodass für die Herstellung der Bauteile die CAD- Sollgeometrie als Vergleichsgeometrie maßgebend bleibt. Für die Ermittlung der Rückfederung ist analog zur Rückfederungsuntersuchung der Fond- türbeplankungen ein geeignetes Spann- bzw. Ausrichtungskonzept für die Bauteile notwendig. Auch für die Dachgeometrie wurde für die anschließenden Untersuchungen zur Ermittlung der mechanischen Bauteileigenschaften eine Bauteilauflage gefertigt. Diese sollte ebenfalls als Ba- sis für die Messungen der Rückfederung dieses Bauteils dienen. Im Gegensatz zu den Fondtürbeplankungen weisen die Dachbeplankungen aufgrund der hier eingesetzten Aluminiumlegierung eine werkstoffbedingte, deutlich höhere Rückfederung auf. Die Positionierung der Dachbeplankungen auf der Bauteilaufnahme kann daher nicht reprodu- zierbar gewährleistet werden. Nur durch ein weiteres Spannkonzept, welches die Beplan- kungsteile durch äußere Krafteinwirkung auf eine Soll-Position zwingt, kann in diesem Fall eine definierte Lage der Dachbeplankungen gewährleistet werden. Diese erzwungene Spannsi- tuation bedingt jedoch eine derart hohe elastische Verformung der Bauteile, sodass diese u.U. in gespannter Lage keinerlei Abweichungen zur CAD-Sollgeometrie aufweisen. Es wurde daher entschieden, die Bauteile ohne eine Einspannung zu untersuchen und eine sog. freie Rückfederung zu betrachten. Hierbei wurden die Bauteile auf die Stempelgeometrie des Werkzeugunterteils positioniert und inkl. der Auflage, also des Werkzeuges selbst, digitalisiert. Um die digitalisierten Bauteile gegenüber dem Werkzeugunterteil und untereinander verglei- chen zu können, wurden Referenzpunkte auf den Bauteilen und am Werkzeug festgelegt, die durch das Messsystem erfasst und während der Auswertung durch die Software wiedererkannt werden. Sie dienen als Basis für eine anschließende Bewertung der Formabweichungen und erlauben die gezielte Positionierung von digitalisierten Bauteilen zueinander. Die Wahl der Re- ferenzpunkte orientiert sich an der Methodik der bereits vorgestellten 3-2-1 Ausrichtung. Die drei Referenzpunkte in z-Richtung werden hierbei durch die Grundplatte des Werkzeugunter- teils repräsentiert. Die zwei Referenzpunkte entlang der y-Achse entsprechen der Stempelzarge in Nebenformrichtung und der Referenzpunkt entlang der x-Achse der Stempelzarge in Haupt- formrichtung. Bei der Versuchsreihe zur Ermittlung der Rückfederung der Fondtürbeplankun- gen wurde das Fahrzeugkoordinatensystem aufgrund der veränderten Messlage gegenüber der 130 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien eigentlichen Einbausituation am Fahrzeug gedreht. In diesem Fall kann aufgrund der gleich- bleibenden Messlage der Dachbeplankungen im Vergleich zu einer realen, am Fahrzeug ver- bauten Dachbeplankung, auf eine Drehung des nach DIN ISO 8855 festgelegten Fahrzeugko- ordinatensystems verzichtet werden. Die 3D-Digitalisierung des Werkzeugunterteils im Fahrzeugkoordinatensystem mit einer da- rauf positionierten Dachbeplankung und den dazugehörigen Referenzpunkten sind in Abbil- dung 121 dargestellt. Die festgelegten Referenzpunkte werden durch entsprechende Markierungen repräsentiert, die durch das Aramis System eindeutig identifizierbar sind. Mithilfe dieser Punkte wird ein Koor- dinatensystem mit einem fixen Nullpunkt im Raum erzeugt, welches für alle Messreihen die Basis für eine entsprechende Ausrichtung der Daten bildet. Hierfür wird das Koordinatensys- tem inklusive der Referenzpunkte bei jeder Messung erneut erfasst und gespeichert, sodass eine exakte Positionierung verschiedener Messreihen zueinander möglich wird. Dies ist beispielhaft und schematisch in Abbildung 122 dargestellt. Hierbei werden verschie- dene Messreihen bzw. eine Messreihe mit Bauteildaten und eine Messreihe mit der zu verglei- chenden Werkzeuggeometrie, z.B. die des Werkzeugunterteils, in die Auswertesoftware des optischen Messsystems importiert und digital zueinander ausgerichtet. Dies erfolgte auf Basis Abbildung 121: 3D-Digitalisierung des SCS-Werkzeuges zur Herstellung einer Dachbeplan- kung mit Referenzpunkten und daraus resultierendem Koordinatensystem 3D Digitalisierung Werkzeugunterteil 3D Digitalisierung Bauteil 3D Mapping Messung Bauteil x1 z2 z3y1 y2 z1 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 131 der in beiden Messreihen hinterlegten Referenzpunkte und des dazugehörigen Koordinatensys- tems. Anschließend kann ein Flächenvergleich zwischen der digitalisierten Bauteilgeometrie und der Sollgeometrie des CAD-Datensatzes oder des digitalisierten Werkzeuges erfolgen. Im vorliegenden Fall ist ein Flächenvergleich zur realen Werkzeuggeometrie dargestellt, dessen Ergebnis die freie Rückfederung des Bauteils zeigt. Wie bereits erwähnt, sind die rückfederungsbedingten Maßabweichungen des hier dargestell- ten, skalierten PKW-Daches deutlich höher als bei der zuvor erörterten Fondtürbeplankung. In den Eckbereichen des Bauteils werden Rückfederungs- bzw. Abweichungsbeträge in der jewei- ligen Normalenrichtung von bis zu dN=11,93mm messtechnisch nachgewiesen. Derart hohe Abweichungen und ein ähnliches Rücksprungverhalten konnte bei allen im Rahmen dieser Un- tersuchung erfassten Bauteile festgestellt werden. Ein direkter Vergleich von Bauteilen unter- schiedlicher Dehnungsniveaus brachte daher kein aussagekräftiges Ergebnis und wurde an die- ser Stelle nicht näher beleuchtet. 6.3.3 Bewertung der mechanischen Bauteileigenschaften Durch den Einsatz der SCS-Technologie konnte nachgewiesen werden, dass die Herstellung von Bauteilen mit erhöhter Formänderung durch Anpassung der entsprechenden geometrischen und tribologischen Parameter an den Formelementeverbunden möglich ist. Die Ergebnisse die- ser Untersuchungen wurden bereits in den vorangegangenen Kapiteln diskutiert. Ebenso wur- den die Ergebnisse der Rückfederungsbetrachtung diskutiert und ein direkter Zusammenhang Abbildung 122: Untersuchung der freien Rückfederung einer Dachbeplankung Referenzpunkte x-Achse Referenzpunkte y-Achse Referenzpunkte z-Achse x y z 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 -0,02 -0,04 -0,06 -0,08 -0,10 dN [mm] 3D Digitalisierung Bauteil 3D Digitalisierung Werkzeugunterteil 3 dN=11,93mm 1 dN=5,67mm 2 dN=1,28mm 132 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien mit der in der Bauteilfläche erzeugten, plastischen Dehnung hergestellt. Das Ziel durch den Einsatz der SCS-Technologie ist es jedoch, die mechanischen Eigenschaften der damit herge- stellten Bauteile zu verbessern. Diese sollen im Rahmen der im Folgenden erörterten Versuchs- reihe erfasst und bewertet werden. Das Hauptaugenmerk dieser Untersuchung liegt in der Er- fassung der Widerstandsfähigkeit der Bauteile gegen äußere Krafteinwirkung. Dies können so- wohl flächenhafte als auch punktuelle Belastungen auf den Außenhautteilen von Fahrzeugen sein. Man spricht hierbei auch von den Beuleigenschaften der Bauteile. Flächenhafte Belastun- gen können z.B. durch eine Schneelast auf das Bauteil einwirken, punktuelle Belastungen durch schlag- bzw. stoßartige Spontanbelastungen wie sie z.B. durch einen Hagelschauer oder Stein- schlag. Abhängig von der Belastungsart und der -dauer unterscheidet man hierbei zwischen statischer und dynamischer Kraftbeanspruchung bzw. zwischen statischen und dynamischen Beuleigenschaften des Bauteils. Handelt es sich um eine Belastung bei sehr geringer Relativ- geschwindigkeit zwischen Bauteil und dem Aktor, spricht man auch von quasi-statischer Be- lastung (vgl. Kapitel 2.5). Um die mechanischen Eigenschaften durch eine äußere Krafteinwirkung zu bewerten, können die entsprechenden Beuleigenschaften der Bauteile als Vergleichsgröße herangezogen werden. Man unterscheidet hierbei zwischen Beulfestigkeit und Beulsteifigkeit, jeweils unter statischer, respektive quasi-statischer und dynamischer Belastung. Die beiden, bereits in Kapitel 2.5 vor- gestellten und erläuterten Größen der Beulfestigkeit und Beulsteifigkeit, sollen daher im Rah- men dieser Untersuchung für die zwei zuvor mittels der SCS-Technologie hergestellten Außen- hautbeplankungen ermittelt werden. Hierfür wird ein bereits am IFU installierter Laborprüfstand verwendet, der die Erfassung der maximalen elastischen und plastischen Beultiefen sowohl quasi-statisch als auch dynamisch in Echtzeit erlaubt. Der Versuchsaufbau dieses Laborprüfstandes ist in Abbildung 123 dargestellt. Beim Versuchsaufbau zur Ermittlung der quasi-statischen Beuleigenschaften (Abbildung 123a) wird das Bauteil durch einen Prüfkopf, auch Indenter genannt, mit einer definiert geringen Re- lativgeschwindigkeit verdrängt. Der Weg des Indenters und die durch ihn aufgebrachte Kraft Abbildung 123: Versuchsaufbau für das quasi-statische (a) und das dynamische Beulen (b) Wegsensor Pneumatik- zylinder Bauteil Spannrahmen Kraftmessdose Indenter Triangulations- sensor Beschuss- vorrichtung (a) (b) quasi-statisch dynamisch i i 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 133 werden während des Versuches messtechnisch erfasst und bilden die Basis für eine anschlie- ßende Bewertung der Bauteileigenschaften. Die elastische und plastische Beultiefe, verursacht durch den Indenter, werden durch einen laserbasierten Triangulationssensor erfasst, der direkt unterhalb des Bauteils angebracht ist. Die zur Erzeugung einer plastischen Beule notwendige Beulkraft FB, wird hierbei durch einen Pneumatikzylinder aufgebracht. Zur Ermittlung der dynamischen Bauteileigenschaften werden oftmals kugelförmige Prüfkör- per verwendet, die aus einer vorher festgelegten Höhe auf die zu prüfenden Bauteile herabfallen und durch deren kinetische Energie eine plastische Beule erzeugt wird. Wird eine solche Kugel gezielt beschleunigt und damit das Bauteil belastet, kann der Prüfstand deutlich kompakter aus- geführt werden. Auf Basis dessen kann der am IFU installierte quasi-statische Versuchsaufbau- durch durch Austausch des Indenters in einen dynamischen Versuchsaufbau modifiziert wer- den. Hierbei wird der Indenter durch eine sog. Beschussvorrichtung getauscht. Diese besteht aus einem speziellen Lauf, in dem eine Kugel bestimmter Eigenschaften mittels Druckluft be- schleunigt und auf das zu prüfende Bauteil geschossen wird. Auch für diesen Versuchsaufbau werden die elastischen und plastischen Beultiefen in Echtzeit erfasst und später ausgewertet. Um eine möglichst realitätsnahe Aussage der ermittelten Ergebnisse zu gewährleisten, werden die zu bewertenden Bauteile in einer seriennahen Einspannsituation geprüft. Analog zu einer realen Türbeplankung, welche mit dem entsprechenden Türinnenteil fügetechnisch miteinander verbunden ist und innerhalb der Türscharniere und des Türschlosses keine Bewegungsfreiheits- grade besitzt, wurde für die Prüfung der Fondtürbeplankung ein Spannrahmen gefertigt, der diesen Zustand nachbildet, d.h. die Randeinspannung des Bauteils simuliert. Für die Dachbe- plankung gilt analog dasselbe, diese ist im Realfall fest an der Fahrzeugkarosserie befestigt und besitzt daher ebenfalls keine Bewegungsfreiheitsgrade. Daher wurde auch für dieses Beplan- kungsteil ein entsprechender Spannrahmen zum Messen angefertigt. Der Versuchsablauf für den quasi-statischen Beulversuch gliedert sich prinzipiell in drei aufei- nanderfolgende Teilschritte. Zunächst wird der Indenter nahe der zu prüfenden Bauteiloberflä- che positioniert, sodass beim Auftreffen bzw. beim Erstkontakt zwischen Indenter und Bauteil dynamische Effekte weitestgehend unterbunden werden. Anschließend wird der Indenter mit Kraft beaufschlagt und induziert eine Beulkraft in das Beplankungsteil bis eine vorher festge- legte Maximalkraft erreicht wird. Sobald die entsprechende Kraftmessdose diese detektiert, ist der Versuch abgeschlossen und das Bauteil wird entlastet. Der Indenter weist einen Kopfdurch- messer von dI=25,4mm entsprechend [SAE04] auf (Abbildung 124). Während des Versuchsab- laufs werden mehrere Größen in Echtzeit erfasst. Dabei werden die Beulkraft FB, sowie die geometrischen Größen der plastischen Beultiefe Bpl und der elastischen Beultiefe Bel, mithilfe der Formeln (45) und (46) für die Berechnung der statischen Beulfestigkeit Ds und der Beul- steifigkeit Ss herangezogen. Die elastische Beultiefe Bel ergibt sich hierbei durch die Differenz der maximalen Beultiefe Bmax und der plastischer Beultiefe Bpl. Diese werden beim Erreichen der Maximalkraft erfasst. 134 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien 𝐷𝑠 = 𝐹𝐵 𝐵𝑝𝑙 (45) 𝑆𝑠 = 𝐹𝐵 𝐵𝑒𝑙 (46) Abbildung 124: Prinzipdarstellung eines quasi-statischen Beulversuchs Für die dynamische Beulprüfung wird statt des Indenters eine Beschussvorrichtung verwendet, mittels der eine Kunststoffkugel aus Polyoxymethylen (POM) mit einem Kugeldurchmesser von dK=18mm auf das zu prüfende Bauteil beschleunigt wird. Analog zur quasi-statischen Beulprüfung werden auch hier die relevanten geometrischen Messgrößen in Echtzeit erfasst. Für die Berechnung der dynamischen Beulfestigkeit Dd sowie der Beulsteifigkeit Sd werden die Formeln (47) und (48) herangezogen. Die zur Berechnung der Größen benötigte kinetische Energie Wkin der POM-Kugel wird mithilfe des bekannten Kugelgewichts und deren Auftreff- geschwindigkeit berechnet. Diese wird durch zwei Lichtschranken am unteren Ende der Be- schussvorrichtung erfasst. Der Versuchsaufbau zur Ermittlung der dynamischen Beuleigen- schaften ist in Abbildung 125 schematisch dargestellt. 𝐷𝑑 = 𝑊𝑘𝑖𝑛 𝐵𝑝𝑙 (47) 𝑆𝑑 = 𝑊𝑘𝑖𝑛 𝐵𝑒𝑙 (48) Abbildung 125: Prinzipdarstellung eines dynamischen Beulversuchs Neben den bereits genannten Größen spielt für die Bewertung der statischen Beuleigenschaften einer Außenhautbeplankung der in Echtzeit erfasste Kraft-Weg-Verlauf eine ebenso wichtige Rolle. Auf Basis der sich durch die Kraftbeaufschlagung ergebenden Hysterese können Rück- schlüsse auf einen möglichen „oil-canning“ Effekt gezogen werden. Bei einem progressiven Kraft-Weg-Verlauf ist die Gefahr eines „oil-canning“ Effektes deutlich geringer, als bei einem B m a x B e l B p l (a) Ausgangssituation (b) Quasi-statisches Beulen (c) Entlastung der Probe Beulprobe Indenter FB B m a x B e l B p l (a) Ausgangssituation (b) dynamisches Beulen (c) Entlastung der Probe Beulprobe Beschuss- vorrichtung Wkin Licht- schranken POM-Kugel 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 135 degressiven. Der Verlauf der Kraft-Weg-Kurve kann daher wichtige Informationen über eine Forminstabilität des Bauteils liefern. Ein typischer Kraft-Weg-Verlauf für einen quasi-stati- schen Beulvorgang ist in Abbildung 126 exemplarisch dargestellt. Der Kurvenverlauf zeigt in diesem Fall einen progressiven Anstieg der Kraft während des Indenterhubes, woraus sich eine geringe Neigung zum „oil-canning“ Effekt schließen lässt. Beim dynamischen Beulvorgang wird ebenfalls eine Echtzeitmessung des Auftreffstoßes der POM-Kugel aufgezeichnet, welche die aktuelle Beultiefe über der Prozesszeit beschreibt. An- hand des Weg-Zeit-Diagramms kann das Schwingungsverhalten des Bauteils beurteilt werden, dies wird im Rahmen dieser Arbeit jedoch nicht näher beleuchtet. Ein typischer Weg-Zeit-Ver- lauf eines solchen dynamischen Beulversuches ist in Abbildung 126b abgebildet. Für die Bewertung der mechanischen Bauteileigenschaften der Fondtürbeplankung wurden ent- sprechende Beuluntersuchungen durchgeführt. Hierfür wurden die im Laborbetrieb hergestell- ten Beplankungsteile (vgl. Kapitel 6.1.3) herangezogen und unter Verwendung der Bauteilauf- lage bzw. des Spannrahmens eine reproduzierbare Versuchsanordnung geschaffen [Pap11]. Für den quasi-statischen Versuchsaufbau wurde der Stoß eines Einkaufswagens nachgebildet, der typischerweise im unteren Bereich der Türbeplankung nahe dem unteren Seitenschweller er- folgt (vgl. Abbildung 123a). Für die Versuchsreihe wurde eine maximale Beulkraft von FB=400N festgelegt. Dieser Wert liegt deutlich höher, als durch den Aufprall bei einem realen Einkaufswagenstoß betragsmäßig an Beulkraft induziert wird, er wurde jedoch derart gewählt, um Messungenauigkeiten bzw. den möglichen Fehleranteil zu reduzieren. Aufgrund der Posi- tion einer Fondtürbeplankung am Fahrzeug sind dynamische Beulversuche nicht zielführend, da ein Hagel- oder Steinschlag geometrisch bedingt als unrealistisch erscheint. Für die hier durchgeführten Untersuchungen wurde daher die Fondtürbeplankung lediglich hinsichtlich der statischen Beuleigenschaften untersucht und bewertet. Für die Untersuchungen wurden alle her- gestellten Fondtürbeplankungen herangezogen, um für die verschiedenen Dehnungsstufen je- weils mehrere Beulversuche mit gleichen Prozessparametern durchführen zu können. Auf diese Weise können die Ergebnisse statistisch abgesichert werden. In Summe wurden für die quasi- statische Beulprüfung 48 Fondtürbeplankungen untersucht und anschließend die gewonnenen Abbildung 126: Typischer Kraft-Weg- bzw. Weg-Zeit-Verlauf eines quasi-statischen (a) und eines dynamischen (b) Beulversuchs (b)(a) 1 ,6 8 7 ,1 5 1 401,616 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 B e u lk ra ft [ N ] Beultiefe [mm] quasi-statsicher Beulversuch Beulverlauf pl. Beultiefe max. Beultiefe max. Beulkraft 0 -0,531 -3,467 -5,0 -4,0 -3,0 -2,0 -1,0 0,0 1,0 2,0 0 50 100 150 200 250 300 B e u lt ie fe [ m m ] Zeit [ms] dynamischer Beulversuch Beulverlauf pl. Beultiefe max. Beultiefe Ausgangsposition 136 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Daten ausgewertet und interpretiert. In Abbildung 127a sind fünf Kraft-Weg-Verläufe verschie- dener Fondtürbeplankungen mit unterschiedlichen Dehnungsbeträgen dargestellt]. Der Einfluss der im Bereich der Beulinduzierung vorherrschenden Dehnung ist sowohl im Verlauf der Hys- teresen als auch an der sich ergebenden plastischen Beultiefe auf der Abszisse des Diagramms erkennbar. Mit zunehmender Formänderung im Bauteil steigt die Hysterese schneller an, sodass die vorab eingestellte Beulkraft FB=400N, bei der der Versuch gestoppt wird, bereits bei gerin- gerer maximaler Beultiefe Bmax erreicht wird. Dies repräsentiert die durch den höheren Um- formgrad gestiegene Festigkeit des Bauteils und spiegelt sich in einer geringeren plastischen Beultiefe wider. Die elastische Beultiefe Bel sinkt jedoch mit zunehmender Dehnung nur un- merklich. Vergleicht man die Reduzierung der maximalen Beultiefe mit steigender Dehnung im Bauteil mit der der plastischen Beultiefe, erkennt man, dass der Betrag der Beultiefenab- nahme der beiden Größen nahezu identisch ist. Dies lässt auf einen geringen Einfluss der Deh- nung auf die Beulsteifigkeit schließen. Die Auswertung der Messdaten und die sich daraus er- gebende statische Beulfestigkeit Ds sowie die statische Beulsteifigkeit Ss der Beplankungsteile in Abhängigkeit vom Dehnungsbetrag sind in Abbildung 127b graphisch zusammengefasst. Die Ergebnisse bestätigen die optische Bewertung der Kraft-Weg-Verläufe sowohl hinsichtlich der gestiegenen Festigkeit respektive Beulfestigkeit, als auch hinsichtlich der nahezu konstan- ten Beulsteifigkeit auch bei höheren Formänderungen im Bauteil. Diese wird durch eine erhöhte Dehnung kaum beeinflusst, da kein direkter Zusammenhang besteht. Vielmehr ist die Beulstei- figkeit von der Bauteilkrümmung, dem E-Modul des eingesetzten Werkstoffs und der Blechdi- cke abhängig [Shi91b, Tho01a, Sri99]. Da sich die Bauteilkrümmung geometriebedingt nicht verändert und die dehnungsbedingte Reduzierung des E-Moduls für derart geringe Dehnungen, wie sie hier auftreten, kaum Relevanz besitzt, sind diese beiden Faktoren zu vernachlässigen. Lediglich durch die Blechdickenabnahme aufgrund des Umformvorgangs wird die Beulsteifig- keit minimal herabgesetzt. Diese Reduzierung ist jedoch derart gering (Δs<0,03mm), dass sie keinerlei messbaren Einfluss auf die Beulsteifigkeit hat. Abbildung 127: Ausgewählte Kraft-Weg-Verläufe von Bauteilen unterschiedlicher Formände- rung (a) sowie deren Einfluss auf die Beulfestigkeit und Beulsteifigkeit (b) 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 B e u lk ra ft [ N ] Beultiefe [mm] Fondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm b b b b b 0 100 200 300 400 500 600 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 s ta ti s c h e B e u lf e s ti g k e it D s [N /m m ] s ta ti s c h e B e u ls te if ig k e it S s [N /m m ] log. Hauptformänderung φ1 [-] Fondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm Beulfestigkeit Beulsteifigkeit 0=690mm 0=710mm 0=725mm 0=732mm 0=740mm φ1=0,00 φ1=0,01 φ1=0,03 φ1=0,08 φ1=0,06 (b)(a) 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 137 Eine Auswertung der Ergebnisse auf Basis der Platinenbreite, mit der die jeweiligen Bauteile hergestellt wurden, verdeutlicht den Zusammenhang zwischen der Dehnung und den Beulei- genschaften nochmals (Abbildung 128). Bis zu einer Platinenbreite von b0<715mm bleiben so- wohl die Beulfestigkeit als auch die Beulsteifigkeit auf einem konstanten Niveau. Die Platinen- breite b0=715mm entspricht einem Überstand der Platine gegenüber den oberen SCS- Formelementeverbunden von U=0mm, sodass nahezu keine Dehnung induziert wird (vgl. Ka- pitel 6.1.3). Für Platinenbreiten b0>715mm wird entsprechend eine plastische Dehnung von bis zu φ1=0,08 induziert, die zu einer Festigkeitssteigerung führt und im Kurvenverlauf des Dia- gramms in Abbildung 128a widergespiegelt wird. Eine entsprechende Auswertung der plasti- schen sowie elastischen Beultiefen auf Basis der Platinenbreite der untersuchten Fondtürbe- plankungen bestätigt ebenfalls die Dehnungsabhängigkeit und die aus Abbildung 127a bereits erwähnte, gleichbleibende elastische Beultiefe für Bauteile unterschiedlicher Dehnungsbeträge. Dieser Zusammenhang ist in Abbildung 128b dargestellt. Bei der Bewertung der Beuleigenschaften der Dachbeplankung sind unter Verwendung dessel- ben Indenters ebenfalls quasi-statische Beulversuche vorgesehen. Eine solche Beanspruchung der Dachbeplankung bildet z.B. eine punktuelle Belastung beim Polieren der PKW-Außenhaut nach. Die Untersuchung dieses Bauteils mit demselben Indenter ist daher legitim und zielfüh- rend. Aufgrund der hier eingesetzten, aushärtbaren Aluminiumlegierung AC170Px der 6xxx- Familie wird eine weitere Prozessgröße dem Versuchsplan hinzugefügt. Neben der Beulunter- suchung, wie sie bereits bei der Betrachtung der Fondtürbeplankungen durchgeführt wurde, werden in diesem Fall zusätzliche Dachbeplankungen einer Wärmebehandlung unterzogen. Dieser Vorgang soll den KTL-Lacktrocknungsprozess einer Automobilkarosserie nachbilden, welcher im Serienprozess zu einer Festigkeitssteigerung aufgrund der Ausscheidungshärtung des Aluminiumwerkstoffs führt. Das Ziel dieser Untersuchung ist es, durch entsprechende Beulversuche zu prüfen, ob eine erhöhte Kaltverfestigung des Bauteils vor der Wärmebehand- Abbildung 128: Abhängigkeit der statischen Beulfestigkeit und der Beulsteifigkeit (a) sowie der plastischen und elastischen Beultiefe (b) von der Platinenbreite U = 0 0 2 4 6 8 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 680 690 700 710 720 730 740 e la s ti s c h e B e u lt ie fe B e l [m m ] p la s ti s c h e B e u lt ie fe B p l [m m ] Platinenbreite b0 [mm] Fondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm pl. Beultiefe el. Beultiefe U = 0 0 100 200 300 400 500 600 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 680 690 700 710 720 730 740 s ta ti s c h e B e u lf e s ti g k e it D s [N /m m ] s ta ti s c h e B e u ls te if ig k e it S s [N /m m ] lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Platinenbreite b0 [mm] Fondtürbeplankung DC04 s0=0,75mm Hauptformänderung Beulfestigkeit Beulsteifigkeit (b)(a) 138 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien lung einen nichtlinearen Einfluss auf die finale Bauteilfestigkeit besitzt. Es soll demnach ge- prüft werden, ob durch die Wärmebehandlung eine konstante Festigkeitssteigerung mit zuneh- mender Kaltverfestigung erfolgt, etwa um einen bestimmten Betrag, oder ob diese bei zuneh- mender Dehnung signifikant zunimmt und demnach einen zusätzlichen Effekt besitzt. In der Automobilindustrie werden verschiedene Strategien hinsichtlich der Haltezeit und der Auslagerungstemperatur während des KTL-Lacktrocknungsprozess verfolgt. Dies hängt damit zusammen, dass in dieser Prozessführung mehrere Ziele gleichzeitig verfolgt werden. Neben dem Lackeinbrennen wird im speziellen bei aushärtbaren Blechwerkstoffen die damit zusam- menhängende Ausscheidungshärtung angestrebt und die Aushärtung der im Fügeprozess ein- gesetzten Kleber verfolgt. Diese drei Zielsetzungen bedingen jeweils unterschiedliche Prozess- fenster, die sich mittels eines Kompromisses zwischen Haltezeit und Auslagerungstemperatur jedoch größtenteils zusammenführen lassen. Je nach eingesetzten Klebstoffen und Blechgüten ergeben sich daher verschiedene Angaben unterschiedlicher OEM hinsichtlich Haltezeit und Auslagerungstemperatur. Im Rahmen dieser Untersuchungen wurden auf Basis des eingesetzten Blechwerkstoffs und aufgrund der Tatsache keine weiteren Prozessgrößen, wie z.B. die optimale Aushärtetemperatur eines Klebers berücksichtigen zu müssen, eine Haltezeit von tH=20min bei einer Auslagerungs- temperatur von θA=200°C festgelegt. Der zur Wärmebehandlung der Beplankungsteile verwen- dete Wärmeschrank und die damit realisierte Temperatur-Zeit-Kurve mit den entsprechenden Aufheiz-, Halte- und Abkühlphasen sind in Abbildung 129 dargestellt. Etwa 20 Beplankungsteile wurden nach deren Herstellung der oben beschriebenen Wärmebe- handlung zugeführt ehe sie mittels des quasi-statischen Beulprüfstands auf ihre Beuleigenschaf- ten hin untersucht wurden. Weitere zwölf Bauteile wurden direkt nach der Umformung ohne anschließende Wärmebehandlung der Versuchsreihe zur Ermittlung der Beuleigenschaften zu- geführt. Hierbei wurden analog zu den Untersuchungen der Fondtürbeplankungen ebenfalls die Abbildung 129: Wärmeschrank zur Behandlung der Dachbeplankungen (a) und damit umge- setztes Temperatur-Zeit-Profil (b) Wärmeschrank Bauteile Steuerschrank (a) A u fh e iz p h a s e t = 1 0 m in H a lte ze it t = 2 0 m in 0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 T e m p e ra tu r θ [ C ] Zeit t [min] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Temperaturverlauf (b) 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 139 typischen Hysteresen während des Beulvorgangs aufgezeichnet (Abbildung 130a). Die Kurven zeigen eine deutliche Abhängigkeit von dem im Bauteil zuvor ermittelten Formänderungsbe- trag. Weiterhin zeigen die hier ermittelten Kurvenverläufe einen degressiven Kraftanstieg, der abhängig vom Dehnungsbetrag zu einem „hard-oil-canning“ Effekt bei unterschiedlichen Beul- tiefen führt. Für Bauteile mit geringem Dehnungsbetrag werden mehrere „oil-canning“ Effekte in kurzen Zeitabständen nacheinander festgestellt. Dies deutet auf mehrere stabile Lagen des Bauteils hin, die durch eine zunehmende Beulkraft während des weiteren Versuchsablaufs zu einem finalen stabilen Zustand führen (vgl. Abbildung 130a Kurvenverlauf des Bauteils mit l0=950mm). Dieser stabile Zustand wird bei Bauteilen mit hoher Dehnung bereits bei geringe- ren Beultiefen erreicht. Dies bedeutet, dass mit zunehmender Formänderung im Bauteil der „oil-canning“ Effekt geringer ausfällt und das Bauteil bereits bei geringerer Beultiefe einen stabilen Zustand erreicht. Im Rahmen dieser ersten Versuchsreihe konnte weiterhin messtechnisch nachgewiesen werden, dass mit zunehmender Formänderung im Bauteil eine höhere Beulkraft notwendig ist, um eine vorher festgelegte plastische Beultiefe zu erzeugen. Hier wurde eine plastische Beultiefe von Bpl=1,70mm mit einer Toleranz von ±0,1mm angestrebt. Für Bauteile mit einer Dehnung von φ1=0,010 wird eine Beulkraft von FB≈295N benötigt, um eine plastische Beultiefe von Bpl=1,70mm zu erzeugen. Für Bauteile mit φ1=0,025 wird analog eine Beulkraft von FB≈320N benötigt, für φ1=0,035 eine Beulkraft von FB≈380N und für φ1=0,040 eine Beulkraft von FB≈400N. Die Ergebnisse dieser Untersuchung sind in Abbildung 130b zusammengefasst. Anschließend wurden sowohl wärmebehandelte als auch unbehandelte Dachbeplankungen un- terschiedlicher Ausgangsplatinenlänge l0=940…970mm untersucht und die Ergebnisse ausge- wertet. Diese sind in Abbildung 131 zusammengefasst. Abbildung 130: Kraft-Weg-Verläufe von Bauteilen unterschiedlicher Umformgrade (a) sowie nötige Beulkraft zur Erzeugung derselben plastischen Beultiefe (b) beim quasi- statischen Beulen 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 B e u lk ra ft [ N ] Beultiefe [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,0mm l l l l φ1=0,010 φ1=0,025 φ1=0,035 φ1=0,040 250 300 350 400 450 1 1,5 2 2,5 B e u lk ra ft [ N ] plastische Beultiefe Bpl [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm l l l l (b)(a) l0=940mm l0=950mm l0=960mm l0=970mm B p l= 1 ,7 m m 0,1mm φ1=0,040 φ1=0,035 φ1=0,010 φ1=0,025 l0=940mm l0=950mm l0=960mm l0=970mm 140 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Die Auswertung der Ergebnisse zeigt eine verbesserte Beulfestigkeit der Bauteile mit zuneh- mender Platinenlänge bzw. Formänderung in der jeweiligen Bauteilmitte. Für jene Beplan- kungsteile, die nach deren Herstellung einer Wärmebehandlung zugeführt wurden, kann ein deutlicher Festigkeitszuwachs aufgrund der Ausscheidungshärtung der Bauteile verzeichnet werden (Abbildung 131a). Die Beulsteifigkeit hingegen zeigt keinerlei Veränderung durch den Einfluss einer möglichen Wärmebehandlung (Abbildung 131b). Sie verändert sich aufgrund der Dehnung ebenfalls nur unmerklich, da aufgrund der geringen Blechdickenreduzierung die damit einhergehenden Steifigkeitsverluste kaum wahrnehmbar bzw. messbar sind. Um zu prüfen, ob ein nichtlinearer Zusammenhang zwischen der Festigkeitssteigerung auf- grund der Wärmebehandlung und der Dehnung der Bauteile besteht, wurden die Ergebnisse der Beuluntersuchungen näher betrachtet (Abbildung 132). Abbildung 131: Abhängigkeit der statischen Beulfestigkeit (a) und der Beulsteifigkeit (b) von der Platinenlänge beim quasi-statischen Beulen Abbildung 132: Festigkeitszuwachs auf- grund der Wärmebehand- lung der Bauteile 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0 10 20 30 40 50 940 950 960 970 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] s ta ti s c h e B e u ls te if ig k e it S s [N /m m ] Platinenlänge l0 [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Beulsteifigkeit (wärmebehandelt) Beulsteifigkeit (unbehandelt) Hauptformänderung 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0 100 200 300 400 500 940 950 960 970 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] s ta ti s c h e B e u lf e s ti g k e it D s [N /m m ] Platinenlänge l0 [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Beulfestigkeit (wärmebehandelt) Beulfestigkeit (unbehandelt) Hauptformänderung (b)(a) 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 s ta ti s c h e B e u lf e s ti g k e it D s [N /m m ] log. Hauptformänderung φ1 [-] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Beulfestigkeit (wärmebehandelt) Beulfestigkeit (unbehandelt) + 1 5 8 N /m m + 1 5 7 N /m m + 1 5 9 N /m m + 1 5 5 N /m m 6.3 Bewertung der Bauteileigenschaften 141 Eine dehnungsabhängige Betrachtung der Beulfestigkeit der Bauteile zeigt einen leicht degres- siven Festigkeitszuwachs mit steigender Hauptformänderung durch die Wärmebehandlung. Im vorliegenden Fall wird ein Festigkeitszugewinn der Beulfestigkeit um etwa ΔDs=158N/mm er- reicht, welcher mit zunehmender Hauptformänderung zusehends abnimmt. Ein zusätzlicher Ef- fekt der Festigkeitssteigerung bei erhöhten Dehnungen wie Eingangs dieses Kapitels erwähnt ist demnach nicht gegeben. Wie bereits erläutert, sind Dachbeplankungen aufgrund ihrer Position im Fahrzeug neben sta- tischen auch dynamischen Belastungen ausgesetzt. Daher sind für eine Bewertung der Beulei- genschaften neben den Ergebnissen der quasi-statischen Beuluntersuchung weitere Versuchs- reihen notwendig, die deren Verhalten bei dynamischer Belastung beschreiben. Hierfür wird der bereits vorgestellte Versuchsaufbau unter Verwendung der Beschussvorrichtung eingesetzt, um einen Hagelschlag nachzubilden. Der am IFU installierte Prüfstand erlaubt die Beschleuni- gung bzw. den Einsatz von POM-Kugeln mit einem Kugeldurchmesser von dK=18mm mit einer Toleranz von ±0,1mm. Die Masse einer solchen POM-Kugel beträgt bei einer Dichte von ρK=1400kg/m³ demnach m=4,205…4,345g. Dies entspricht nach [Egl07] einem Hagelkorn mit einem Durchmesser von dH=21mm bei einer entsprechenden Dichte von ρH=870kg/m³. Für die Bewertung der dynamischen Beuleigenschaften eines Bauteils sind die Kenntnis der Geschwin- digkeit und der kinetischen Energie beim Auftreffen auf das zu prüfende Bauteil wesentlich. Diese sind in Abhängigkeit vom Hagelkorndurchmesser in Abbildung 133 graphisch darge- stellt. Fallgeschwindigkeit des Hagelkorns: 𝑣𝐹 = √ 4∙𝜌𝐻∙𝑑𝐾∙𝑔 3∙𝜌𝐿∙𝑐𝑤 (49) mit: ρH=870 kg/m³ ρL=1,20 kg/m³ cw=0,50 g=9,81 m/sec² Kinetische Energie: 𝐸𝑘𝑖𝑛 = 1 2 ∙ 𝑚 ∙ 𝑣𝐹 2 (50) Abbildung 133: Fallgeschwindigkeit und kinetische Energie eines Hagelkorns in Abhängigkeit vom Hagelkorndurchmesser nach [Egl07] Mit den bekannten physikalischen Größen eines Hagelkorns kann in Abhängigkeit von dessen Durchmesser nach (49) die Fallgeschwindigkeit vF und nach (50) dessen kinetische Energie Ekin berechnet werden. Hierbei sind neben der Kenntnis der Hagelkorndichte auch die der Luft mit ρL=1,20kg/m³ sowie der Luftwiderstandskoeffizient cw=0,50 notwendig. Ein Hagelkorn mit H0 H1 H2 H3 19,957 0,840 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 25 30 k in e ti s c h e E n e rg ie E k in [J ] F a ll g e s c h w in d ig k e it v f [m /s e c ] Hagelkorndurchmesser dH [mm] Fallgeschwindigkeit kinetische Energie 142 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien derselben Masse der am IFU eingesetzten POM-Kugeln entspricht demnach einem Durchmes- ser dH=21mm, welches im freien Fall eine kinetische Energie von Ekin=0,840J entwickelt und hierbei eine Geschwindigkeit von vF=19,967m/sec erreicht. Um also einen möglichst realitäts- nahen Versuch zu gewährleisten, wurde für die Versuchsreihe eine entsprechende Aufprallge- schwindigkeit der POM-Kugel von vA=20m/sec ±1,0m/sec festgelegt. Daraus ergibt sich die- selbe kinetische Energie Ekin=0,840J wie sie ein reales Hagelkorn desselben Gewichtes entwi- ckelt. Die Beschussvorrichtung selbst, welche die POM-Kugel beschleunigt, erlaubt durch die Vorwahl des Luftdrucks eine exakte Festlegung der Auftreffgeschwindigkeit. Diese wird mit- tels zweier Lichtschranken als Kontrollgröße messtechnisch erfasst (vgl. Abbildung 125). Um durch Hagelschauer verursachte Schäden entsprechend der Hagelkorngröße bewerten zu können, werden diese in sog. Intensitätsklassen unterteilt. Die Intensitätsklasse H0 entspricht hierbei einem Hagelkorndurchmesser von dH<5mm, die Klasse H1 einem Hagelkorndurchmes- ser von dH=5…15mm, die Klasse H2 einem Hagelkorndurchmesser von dH=10…20mm und die Klasse H3 einem Hagelkorndurchmesser von dH=20…30mm [Egl07]. Die hier gewählten Randbedingungen zur Durchführung dynamischer Beulversuche entsprechen demnach einem Hagelschauer mit der Intensitätsklasse H3 (vgl. Abbildung 133). Auf Basis dieser Vorüberlegungen wurde der Prüfstand entsprechend kalibriert, sodass die POM-Kugeln mit einer Geschwindigkeit von vA=20m/sec auf das zu prüfende Bauteil auftref- fen. Für eine Vergleichbarkeit dieser Ergebnisse mit denen aus der Versuchsreihe zur Ermitt- lung quasi-statischer Beulkennwerte, wurden hier etwa 30 Bauteile nach deren Herstellung wär- mebehandelt und weitere 30 Bauteile unbehandelt der Beulprüfung zugeführt. Die Ergebnis- auswertung hinsichtlich der dynamischen Beulfestigkeit Dd sowie der dynamischen Beulstei- figkeit Sd sind in Abbildung 134 zusammengefasst. Für die Untersuchung der dynamischen Beuleigenschaften ergibt sich dasselbe Ergebnisbild wie es bereits bei den statischen Untersuchungen ermittelt wurde. Die Beulfestigkeit steigt mit zunehmender Dehnung an, während die Beulsteifigkeit kaum durch die Dehnungserhöhung be- Abbildung 134: Abhängigkeit der dynamischen Beulfestigkeit (a) und der Beulsteifigkeit (b) von der Platinenlänge beim dynamischen Beulen 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 940 950 960 970 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] d y n a m is c h e B e u lf e s ti g k e it D d [J /m m ] Platinenlänge l0 [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Beulfestigkeit (wärmebehandelt) Beulfestigkeit (unbehandelt) Hauptformänderung 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 940 950 960 970 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] d y n a m is c h e B e u ls te if ig k e it S d [J /m m ] Platinenlänge l0 [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Beulsteifigkeit (wärmebehandelt) Beulsteifigkeit (unbehandelt) Hauptformänderung (b)(a) 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses 143 einflusst wird. Auch der Festigkeitszugewinn aufgrund der Wärmebehandlung verhält sich ana- log zu den vorangegangenen Untersuchungen, allerdings ist der Festigkeitszugewinn deutlich geringer als bei statischer Belastung des Bauteils in der Bauteilmitte. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass mit zunehmender Dehnung die Beulfestig- keit, sowohl bei quasi-statischer als auch bei dynamischer Belastung, deutlich ansteigen. Dies wird durch eine nach der Herstellung der Bauteile nachgelagerte Wärmebehandlung beim Ein- satz von aushärtbaren Legierungen begünstigt. Die Beulsteifigkeit wird durch eine Erhöhung der Dehnung auf Werte von bis zu φ1<0,10 für Stahlblech und φ1<0,05 für Aluminiumblech nur unmerklich herabgesetzt. Demnach trägt eine Erhöhung der Dehnung zu einer signifikanten Verbesserung der mechanischen Bauteileigenschaften bei, welche durch Einsatz der SCS- Technologie auf effiziente und einfache Weise realisierbar erscheint. 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses Neben den heutigen Qualitätsansprüchen an das Außenhautbauteil moderner Fahrzeugkarosse- rien hinsichtlich Oberflächengüte und Abformgenauigkeit und an einen reproduzierbaren und stabilen Umformprozess rücken heute vermehrt energetische Betrachtungen bei der Herstellung von Karosseriekomponenten in den Fokus. Konventionell hergestellte Außenhautteile für die Automobilindustrie, werden vornehmlich auf einfachwirkenden Pressen mit Zieheinrichtung hergestellt. Die zur Ausformung des Bauteils nötige Umformkraft wird hierbei vom Stößel auf- gebracht, welcher die Zieheinrichtung nach unten verdrängt. Die Zieheinrichtung selbst drückt hierbei die umzuformende Platine an die Matrize an und ermöglicht dadurch eine faltenfreie Bauteilherstellung. Aufgrund der erforderlichen Kräfte für das Umformen von Blechformteilen werden in der Industrie fast ausschließlich Zieheinrichtungen eingesetzt, die auf dem Prinzip der Verdrängung von hydraulischen Zylindern basieren. Diese werden mit einem vorher fest- gelegten Druck beaufschlagt und durch die Stößelbewegung verdrängt. Während des Ab- wärtshubes des Stößels wird der Druck der Ziehkissenzylinder über hydraulische Proportional- oder Servoventile gesteuert wodurch eine feinfühlige Anpassung der Blechhalterkraft an den Umformprozess möglich ist. Einzelkomponenten solcher Ziehkissensysteme, etwa wie hydrau- lische Pumpen, weisen einen sehr hohen Wirkungsgrad auf, während an engen Strömungsquer- schnitten, z.B. an den genannten Proportional- oder Servoventilen und an deren Steuerkanten, hohe Verluste entstehen. Bei der Verdrängung der Zieheinrichtung durch den Stößel entstehen solche Verluste an den Steuerkanten der Ventile, sodass die gesamte Energie zur Erzeugung der Blechhalterkraft in Wärme umgesetzt wird. Dieser Vorgang ist stark energiebehaftet und geht somit negativ in die Energiebilanz des Herstellungsprozesses solcher Karosseriebauteile ein [Hel06, Pap13, Sch96]. Bei der SCS-Technologie wird ein Blechhalter und damit der Einsatz einer Zieheinrichtung nicht benötigt, da die Rückhaltekraft für die Herstellung faltenfreier Bauteile durch die SCS- Formelementeverbunde aufgebracht wird (vgl. Kapitel 2.4). Demnach ist im Gegensatz zum konventionellen Tiefziehen von Blechformteilen eine deutlich verbesserte Energiebilanz durch den Einsatz der SCS-Technologie zu erwarten. Dies soll im Rahmen dieser Untersuchung mess- technisch nachgewiesen werden. Hierzu wird die am IFU installierte Umformpresse der 144 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien Fa. Aida verwendet, die über verschiedene Messsensoren verfügt und eine messtechnische Er- fassung der Prozessgrößen erlaubt, welche für eine energetische Betrachtung des Umformpro- zesses notwendig sind. Bei der hier eingesetzten Umformpresse der Fa. Aida handelt es sich um eine Servopresse mit Exzenterantrieb, d.h. die Stößelkinematik ist frei programmierbar und kann individuell an die Prozesserfordernisse angepasst werden. 6.4.1 Experimentelle Erfassung der Prozessgrößen Um die energetische Bilanz des Umformprozesses bewerten zu können, müssen geeignete Kenngrößen wie etwa die geleistete Arbeit während des Umformprozesses erfasst und ausge- wertet werden. Eine aussagekräftige Größe bietet für diesen Zweck die zur Umformung des Bauteils nötige Presskraft entlang des Ziehwegs bzw. des Stößelhubs. Mit Kenntnis dieser Größe kann die entsprechende Umformarbeit berechnet werden, die als Vergleichswert eine aussagekräftige Größe für eine energetische Bewertung darstellt [Pap14]. Zunächst werden daher unter Verwendung des SCS-Werkzeuges Dachbeplankungen unter- schiedlicher Platinenlängen von l0=940…970mm hergestellt. Damit soll geprüft werden, ob ein Zusammenhang zwischen der induzierten Dehnung im Bauteil und dem Presskraftverlauf be- steht und ob dieser hierfür ausreichend genau erfasst wird, um ihn als Vergleichsgröße nutzen zu können. Für eine objektive Auswertung muss weiterhin gewährleistet werden, dass keine dynamischen Effekte während des Umformvorgangs die Ergebnisse verfälschen. Daher wird eine Stößelkinematik programmiert, die einen Reckvorgang der Platine bei konstanter Umform- geschwindigkeit erlaubt. Durch die Einstellmöglichkeiten der eingesetzten Servopresse werden daher zunächst die Verfahrensparameter auf eine konstante Geschwindigkeit während der Um- Abbildung 135: Presskraftverläufe ausgewählter Bauteile sowie verwendete Stößelkinematik -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000 2250 2500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 S tö ß e lp o s it io n [ m m ] S tö ß e lg e s c h w in d ig k e it [ m m /s e c ] P re s s k ra ft [ k N ] Zeit [ms] Umformkraft Bauteil 1 Umformkraft Bauteil 2 Umformkraft Bauteil 3 Umformkraft Bauteil 4 Umformkraft Bauteil 5 Umformkraft Bauteil 6 Stößelposition Stößelgeschwindigkeit 55mm/sec S tr e c k z ie h e n T ie fz ie h e n 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses 145 formphase hin angepasst, sodass kein nennenswerter Einfluss auf die Prozessergebnisse zu er- warten ist. Als Umformgeschwindigkeit wurde eine Hubzahl von 15Hüben/min festgelegt, dies entspricht bei der hier gewählten Stößelkinematik einer konstanten Umforgeschwindigkeit von vU=55mm/sec. Der Presskraftverlauf von sechs exemplarischen Bauteilen, sowie die Stößelki- nematik und die daraus resultierende Stößelgeschwindigkeit sind in Abbildung 135 dargestellt. Die sechs Kraftverläufe entsprechen jeweils Bauteilen unterschiedliche Platinenlänge und zei- gen deutliche Unterschiede sowohl im Kurvenverlauf als auch im jeweiligen Kraftmaximum. Der erste Kraftanstieg ergibt sich durch das Ineinandergreifen der SCS-Formelementeverbunde und beschreibt den Reckvorgang der Platine, welcher bei etwa 40mm vor UT beginnt und bei etwa 25mm vor UT abgeschlossen ist. Der zweite Kraftanstieg nahe dem Prozessende be- schreibt das Ausformen der endgültigen Bauteilkontur. Die Bauteile wurden mittels des bereits bekannten optischen Messsystems Aramis hinsichtlich der erzielten Formänderung in der Bau- teilmitte bewertet. Ein Vergleich zwischen der erzeugten plastischen Dehnung in der Bauteil- mitte (vgl. Abbildung 137) und der zur Herstellung des jeweiligen Bauteils nötigen Presskraft während der Reckphase soll zeigen, ob die Erfassung der Werte hinreichend genau ist, um eine Korrelation dieser beiden Größen zu gewährleisten. Hierzu werden die Presskraftverläufe ge- nauer betrachtet und ein Bezug zu den Dehnungen im jeweiligen Bauteil hergestellt. Die Aus- wertung der Daten sind graphisch in Abbildung 136 zusammengefasst. Wie aus dem Werteverlauf in Abbildung 136b zu ersehen ist, kann ein nahezu linearer Zusam- menhang zwischen der Presskraft während des Reckens der Platine und der induzierten For- mänderung in der jeweiligen Bauteilmitte festgestellt werden. Dieser Zusammenhang kann in Zukunft als Kontrollgröße während der Fertigung dienen, um zu prüfen, ob die hergestellten Bauteile die Zielgröße, nämlich eine zuvor festgelegte Formänderung, erreicht haben. Unter Einhaltung bestimmter Grenzen kann ein Toleranzbereich festgelegt werden, außerhalb dessen Abbildung 136: Auswertung der Presskraftverläufe (a) und damit hergestellte Korrelation zwi- schen der Platinenlänge bzw. der benötigten Presskraft und der daraus resultie- renden Hauptformänderung in der Bauteilmitte (b) 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0 100 200 300 400 500 600 Platinenlänge [mm] lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Presskraft [kN] Experiment Bauteil 1 Bauteil 2 Bauteil 3 Bauteil 4 Bauteil 5 Bauteil 6 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000 2250 2500 2800 2900 3000 3100 3200 3300 3400 3500 3600 3700 3800 3900 4000 Stößelposition bzgl. UT [mm] P re s s k ra ft [ k N ] Zeit [ms] Umformkraft Bauteil 1 Umformkraft Bauteil 2 Umformkraft Bauteil 3 Umformkraft Bauteil 4 Umformkraft Bauteil 5 Umformkraft Bauteil 6 F=395N → φ1=0,035 F=444kN → φ1=0,0375 F=285kN → φ1=0,020 F=470kN → φ1=0,041 F=184kN → φ1=0,011 F=56kN → φ1=0,0055 1 2 3 4 5 6 S tr e c k z ie h e n T ie fz ie h e n 990970960950940 980 (b)(a) Ausschuss obere/untere Fertigungstoleranz Zielgröße 146 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien dann Bauteile als n.i.O. bzw. als Ausschuss deklariert und aus dem Fertigungsprozess ausge- schleust werden können. Somit kann eine Prozessüberwachung des SCS-Verfahrens hinrei- chend genau mittels der Stößelkraftüberwachung realisiert werden. Zur Bewertung der energetischen Bilanz des Umformprozesses wird die geleistete Arbeit W bzw. der zur Herstellung der Bauteile benötigte Energiebedarf herangezogen. Dieser kann durch simple Integration der Presskraft entlang des Stößelhubes ermittelt werden. Die Ergeb- nisse dieser Betrachtung sind in Tabelle 7 zusammengefasst. Auf Basis dieser Ergebnisse kann nun ein energetischer Vergleich des Herstellungsprozesses mittels des SCS-Verfahrens mit dem einer konventionellen Fertigung mittels eines klassischen Ziehwerkzeuges erfolgen. Da hierfür kein direkt vergleichbares Tiefziehwerkzeug existiert und der Kosten-Nutzen-Aufwand die Fertigung eines weiteren Werkzeuges für diese Betrachtung nicht rechtfertigt, wird der energetische Vergleich der beiden Herstellungsprozesse auf Basis von Daten der FEM-Prozesssimulation durchgeführt. Hierfür wird das bereits validierte FEM- Modell aus Kapitel 6.2.1 genutzt und die Werkzeugwirkflächen derart angepasst, dass sie einem konventionellen Tiefziehwerkzeug inkl. Blechhalter entsprechen. Diese virtuelle Modifikation des bestehenden SCS-Werkzeuges zur Herstellung einer Dachbeplankung sowie die Ergebnisse der FEM-Prozesssimulation werden im Folgenden vorgestellt. Tabelle 7: Ergebnisse der untersuchten Bau- teile Bauteil b0 l0 φ1 FRecken W [mm] [mm] [-] [kN] [kJ] Nr. 1 940 940 0,0055 56 8,697 Nr. 2 940 945 0,0110 184 10,519 Nr. 3 940 950 0,0200 285 12,994 Nr. 4 940 955 0,0350 395 15,420 Nr. 5 940 965 0,0375 444 17,842 Abbildung 137: Relevanter Auswertebe- reich des Bauteils Nr. 6 940 970 0,0410 470 19,764 6.4.2 Vergleich des SCS-Prozesses mit dem konventionellen Tiefziehen Für die Simulation des neu zu entwickelnden Tiefziehwerkzeuges auf Basis der Bauteilgeomet- rie der Dachbeplankung wird das bereits validierte Simulationsmodell (vgl. Kapitel 6.2.1) her- angezogen. Die Herstellung der Bauteile, die zur Validierung des FEM-Modells herangezogen wurden, erfolgte auf einer mechanischen Umformpresse ohne integrierte Sensorik zur Erfas- sung relevanter Prozessgrößen. Daher konnte aufgrund mangelnder Daten, der Presskraftver- lauf nicht als Validierungsgröße herangezogen werden. Dies soll nun mit den messtechnischen Möglichkeiten der Servopresse nachgeholt und den Ergebnissen der bereits durchgeführten Si- mulationsreihen gegenübergestellt werden. Dadurch soll neben der bereits bestätigten Genau- igkeit bzw. Richtigkeit der Dehnungsvorhersage auch die des Presskraftverlaufs nachgewiesen Werkzeugunterteil Auswertebereich Werkzeugoberteil Bauteil 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses 147 werden. Auf Basis dessen soll im Anschluss der konventionelle Tiefziehprozess simuliert wer- den. Das Ergebnis der FEM-Prozesssimulation einer Dachbeplankung mit der Ausgangsplati- nenlänge l0=970mm sowie die Auswertung des Presskraftverlaufs, sowohl des virtuellen Hu- bes, als auch des realen sind in Abbildung 138 dargestellt. Die Formänderungsverteilung der Dachbeplankung als Ergebnis der FEM-Prozesssimulation (Abbildung 138: Formänderungsverteilung als Ergebnis der FEM-Prozesssimulation (a) und korrespondierender Vergleich der Presskraftverläufe zwischen simulierten und experimentell ermittelten Daten (b)Abbildung 138a) entspricht erwartungsgemäß der realen Verteilung, die bereits bei der Bewertung der Bauteileigenschaften in Kapitel 6.3.1 vorgestellt wurde (vgl. Ab- bildung 114). Auch bei der Bewertung des Presskraftverlaufs ist eine gute Übereinstimmung zwischen den Simulationsergebnissen und den experimentell ermittelten Daten zu erkennen (Abbildung 138b). Minimale Abweichungen sind durch die elastische Auffederung der Presse zu begründen, welche in der Simulation des Umformprozesses nicht berücksichtigt werden kann. Das bereits validierte Simulationsmodell bildet den Presskraftverlauf dennoch hinrei- chend genau ab, sodass dieser als Bewertungsgröße für den energetischen Vergleich zwischen der SCS-Technologie und dem konventionellen Tiefziehprozess zur Herstellung eines Beplan- kungsteils herangezogen werden kann. Für die Bewertung des konventionellen Tiefziehprozesses wurde zunächst auf Basis der Bau- teilgeometrie der Dachbeplankung eine Ziehanlage entsprechend heutiger Standards im Werk- zeugbau entwickelt. Die daraus erzeugten Wirkflächen der Stempel- und Matrizengeometrie, sowie die des für den Prozess notwendigen Blechhalters wurden in das validierte Simulations- modell integriert (Abbildung 139). Für den konventionellen Tiefziehprozess ergibt sich eine Platinengröße mit den Abmessungen 960x900mm, d.h. die Materialausnutzung ist beim kon- ventionellen Tiefziehen geringfügig höher als dies unter Einsatz der SCS-Technologie der Fall ist. Dies begründet sich in der Art der und Weise der Aufbringung der für einen stabilen Prozess Abbildung 138: Formänderungsverteilung als Ergebnis der FEM-Prozesssimulation (a) und korrespondierender Vergleich der Presskraftverläufe zwischen simulierten und experimentell ermittelten Daten (b) 0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000 2250 2500 -50 -40 -30 -20 -10 0 P re s s k ra ft [ k N ] Stößelposition bzgl. UT [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Experiment Simulation φ1=0,019 φ1=0,026 φ1=0,035 φ1=0,041φ1=0,037 0,10 0,09 0,08 0,07 0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00 log. Hauptformänderung φ1 [-] (b)(a) 148 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien nötigen Rückhaltekräfte. Während beim SCS-Verfahren die Rückhaltekräfte über die Biege- und Reibungsverhältnisse zwischen Platine und Formelemente definiert sind und hierfür eine entsprechende Platinenfläche benötigt wird, kann die Rückhaltekraft beim konventionellen Tiefziehen über die Blechhalterkraft gesteuert werden. Durch entsprechend hohe Kräfte am Blechhalter kann die benötigte Platinenfläche, auf der die für den Prozess spezifische Flächen- pressung wirkt, reduziert werden. Die Materialausnutzung steigt dadurch im Vergleich zur SCS-Technologie an, jedoch wird ein proportional höherer Energieanteil für die Aufbringung der Normalkraft durch das Ziehkissen benötigt. Dieser Sachverhalt soll mithilfe einer Gegen- überstellung der beiden Prozesse dargestellt und entsprechend bilanziert werden. Das FEM- Modell sowie das Simulationsergebnis des konventionellen Tiefziehprozesses der Dachbeplan- kung sind in Abbildung 139 dargestellt. Die entsprechende Formänderungsverteilung sowie die zur Ausformung der Dachbeplankung notwendige Presskraft entlang des Ziehweges sind in Abbildung 140 zusammengefasst. Abbildung 139: Ergebnis der FEM-Prozesssimulation des konventionellen Tiefziehprozesses der Dachbeplankung Abbildung 140: Formänderungsverteilung des konventionellen Tiefziehprozesses als Ergebnis der FEM-Prozesssimulation (a) und entsprechender Presskraftverlauf (b) 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 -50 -40 -30 -20 -10 0 P re s s k ra ft [ k N ] Stößelposition bzgl. UT [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm Blechhalterkraft Stößelkraft φ1=0,005 φ1=0,007 φ1=0,009 φ1=0,011φ1=0,010 0,10 0,09 0,08 0,07 0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00 log. Hauptformänderung φ1 [-] φ1=0,013 φ1=0,015 φ1=0,017 (b)(a) FBH=1.900kN WBH=78,25kJ BauteilumrissMatrize StempelBlechhalter 6.4 Energetische Betrachtung des SCS-Prozesses 149 Die Ergebnisse der FEM-Prozesssimulation zeigen deutlich geringere Formänderungen im Ver- gleich zu den Beplankungsteilen, die mittels des SCS-Verfahrens hergestellt wurden. So wer- den in der Bauteilmitte lediglich geringe Umformgrade von etwa φ1=0,011 erreicht. Am Bau- teilrand im Bereich des Anschlusses zur Heckscheibe hin steigt diese minimal auf etwa φ1=0,017. Dies ist einerseits auf die flache Bauteilgeometrie zurückzuführen und andererseits auf das zur Verfügung stehende Prozessfenster. Bei signifikanter Erhöhung der Blechhalterkraft bilden sich im Eckbereich des Bauteils Risse aus, die zum Versagen führen. Der zur Herstellung des Bauteils notwendige Energiebedarf entlang des Ziehweges ist in Abbildung 140b darge- stellt. Aufgrund der prozessbedingten Blechhalterkraft von FBH=1.900kN zeigt sich bereits zu Beginn der Umformoperation ein deutlich erhöhter Energiebedarf als bei der Herstellung des Bauteils mithilfe des SCS-Verfahrens. Ein direkter Vergleich der beiden Presskraftverläufe ver- deutlicht diesen Sachverhalt (Abbildung 141). Der direkte Vergleich verdeutlicht den ungleich sehr viel höheren Energiebedarf des konventi- onellen Tiefziehprozesses im Vergleich zum SCS-Verfahren. Während für den SCS-basierten Umformprozess eine Arbeit von WSCS=19,5kJ durch den Stößel geleistet werden muss, steigt diese beim konventionellen Tiefziehen mittels Blechalter auf etwa Wkonv. TZ=84,2kJ an. Dies entspricht einer Steigerung des Energiebedarfs um den Faktor vier. Der größte Anteil dieser Energie wird hierbei durch den Blechhalter bzw. die Aufrechterhaltung der Blechhalterkraft durch das Ziehkissensystem verbraucht. Zur Verdrängung des Ziehkissens leistet der Stößel hierfür eine Arbeit von etwa WBH=78,25kJ (vgl. Abbildung 140b), dies entspricht etwa 92% des gesamten Energiebedarfs für diesen Umformprozess. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass durch Einsatz des SCS-Verfahrens die Ener- giebilanz des Umformprozesses deutlich verbessert werden kann und gleichzeitig eine Steige- rung der Dehnung im Bauteil und damit eine Verbesserung der Beuleigenschaften erreicht wird. Abbildung 141: Energiebedarf zur Herstellung einer Dachbeplankung mithilfe des SCS-Verfahrens und durch konventionelles Tiefziehen 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 -50 -40 -30 -20 -10 0 P re s s k ra ft [ k N ] Stößelposition bzgl. UT [mm] Dachbeplankung AC170Px s0=1,04mm konv. Tiefziehen SCS Prozess WSCS=19,54kJ Wkonv. TZ=84,18kJ 150 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien 6.5 Einflussgrößen auf die Reproduzierbarkeit des Prozesses Im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen zur Wirkungsweise der SCS-Technologie konnten zahlreiche geometrische und tribologische Faktoren identifiziert werden, die einen signifikan- ten Einfluss auf das Ziehergebnis besitzen. Der Einfluss auf die Zielgröße, nämlich einen mög- lichst hohen Umformgrad zu realisieren, wurde jeweils bewertet und in der Entwicklungsphase der beiden hier vorgestellten SCS-Werkezeuge zur Herstellung von Fondtür- und Dachbeplan- kungen berücksichtigt. Die geometrischen Faktoren wurden während der konzeptionellen Phase jeweils bewertet und anschließend durch die Wahl eines geeigneten Parameters festge- setzt. Sie sind demnach im laufenden Prozess nicht mehr variabel und beeinflussen ihn daher nicht. Die tribologischen Parameter jedoch sind aufgrund von natürlichen Schwankungen, seien es veränderte Umgebungs- oder Betriebsbedingungen, nicht gänzlich zu beherrschen. Dies gilt auch für chargenbedingte Materialschwankungen, z.B. in der Blechdicke oder der Zugfestigkeit des Blechwerkstoffs. Auf derartige Veränderungen der Prozessbedingungen wurden die Schwankungen der erzielten Hauptformänderung der Fondtürbeplankungen zurückgeführt (vgl. Tabelle 5 und Abbildung 103). Dieselben Schwankungen konnten bei der Herstellung der Dachbeplankungen ebenfalls festgestellt werden, jedoch fielen diese deutlich größer aus (vgl. Tabelle 6 und Abbildung 111). Hierfür wurde bereits in Kapitel 6.2.3 die Einlegeposition bzw. die Wiederholgenauigkeit dieser als möglicher Einflussfaktor identifiziert. Im Rahmen einer weiteren Versuchsreihe soll dieser Faktor nun näher untersucht werden. Um einen möglichen Einfluss der Einlegeposition der Platine auf das Ziehergebnis, im speziel- len auf die maximal induzierte Formänderung in der Bauteilmitte, zu identifizieren, werden Versuche mittels des SCS-Werkzeuges zur Herstellung von Dachbeplankungen durchgeführt. Da für die bisher realisierten SCS-Werkzeuge keinerlei Positioniereinrichtung für eine korrekte Lage der Platine im Werkzeug vorgesehen wurde, kann die jeweilige Einlegeposition der Pla- tine sowohl entlang der x-Achse als auch entlang der y-Achse von der Sollposition abweichen. Weiterhin kann eine Winkelabweichung auftreten, die sich in einer Drehung der Platineneinle- geposition um die z-Achse zeigt (vgl. Abbildung 142a). Um die Einflüsse der Winkelabwei- chung und eines möglichen Versatzes entlang der y-Achse zu reduzieren, wurde daher lediglich ein Ausschnitt der Bauteilgeometrie betrachtet. Die zu verwendende Streifenprobe wurde hin- sichtlich eines Versatzes der Einlegeposition entlang der x-Achse des Fahrzeugkoordinatensys- tems bewertet, da diese die Hauptzugrichtung während des Prozesses darstellt (Abbildung 142b). Auf Basis dieser Vorüberlegungen wurden anschließend Streifenproben mit einer Ausgangslänge von l0=940…970mm vorbereitet und mit einem entsprechenden Sprüh- muster versehen, sodass im Anschluss an die Versuchsreihe die Dehnungen mittels optischer Messtechnik ausgewertet werden können. Neben der Formänderung in der Bauteilmitte werden die Streifenproben hinsichtlich der Flanschlänge jeweils an beiden Streifenenden ausgewertet und die Differenzen als zweite Bewertungsgröße für den Einfluss des Versatzes herangezogen. Diese werden aus messtechnischen Gründen vom Radiusansatz der Stempelgeometrie des Werkzeuges aus ermittelt (vgl. Abbildung 142b). 6.5 Einflussgrößen auf die Reproduzierbarkeit des Prozesses 151 Für die Untersuchungen wurde ein Versatz entlang der x-Achse von Δx=0…5mm festgelegt und entsprechend ausgewertet. Die Ergebnisse sind in Abbildung 143 zusammengefasst. Aus dem Kurvenverlauf in Abbildung 143a ist eine deutliche Abhängigkeit vom realisierten Versatz gegenüber der Formänderung zu erkennen, diese sinkt mit zunehmendem Versatz maß- geblich. Dies ist auf eine reduzierte Kontaktphase zwischen Formelementeverbund und der Streifenprobe zurückzuführen. Der Streifenrand wird mit zunehmendem Versatz deutlich frü- her aus den Formelementeverbunden in die Matrize gezogen, wodurch der Reckvorgang vor- zeitig abgebrochen wird und die induzierte Dehnung daher sinkt. Bei näherer Betrachtung der Flanschlängenunterschiede in Abhängigkeit vom Versatz wird dieser Sachverhalt verdeutlicht Abbildung 142: Mögliche Positionierungenaugkeiten beim Einlegen der Streifenprobe in das SCS-Werkzeug (a) und daraus abgeleiteter Versuchsaufbau zur Untersuchung des Einflusses eines Versatzes entlang der x-Achse (b) Abbildung 143: Einfluss des Versatzes auf die Hauptformänderung (a) und auf den Flanschlän- genunterschied (b) 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0 1 2 3 4 5 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] Versatz entlang x-Achse [mm] Streifenproben AC170Px s0=1,04mm l l l l -20 0 20 40 60 80 0 1 2 3 4 5 F la n s c h lä n g e n u n te rs c h ie d [ m m ] Versatz entlang x-Achse [mm] Streifenproben AC170Px s0=1,04mm l l l l 0=940mm 0=950mm 0=960mm 0=970mm (a) 0=940mm 0=950mm 0=960mm 0=970mm (b) x y z x y z (y) (z) Radiusansatzlinie (b)(a) x Flanschlänge Streifenprobe Positionierungenauigkeiten entlang der x- und y-Achse sowie um die z-Achse 152 6 Übertragung der SCS-Prozesskinematik auf verschiedene Bauteilgeometrien (Abbildung 143b). Mit abnehmender Streifenlänge wird dieser Effekt verstärkt, wodurch der Prozess instabiler wird. Ein gleichmäßiger Werkstofffluss sowohl aus den vorderen als auch aus den hinteren Formele- menteverbunden in die Matrize kann daher nur bei exakter Positionierung gewährleistet wer- den. Demnach stellt dieser Faktor eine sensitive Größe dar, welche die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse deutlich beeinflusst. Um dies zu kompensieren und den Prozess gegenüber Schwan- kungen bei der Positioniergenauigkeit unempfindlich zu gestalten, müssen die Rückhaltekräfte bzw. die Zugspannungen innerhalb der Formelementeverbunde entlang der Eingriffstiefe vari- abel sein. Ein neuartiger Ansatz zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses innerhalb der SCS-Formelementeverbunde soll dies ermöglichen. Hierfür wurde ein entsprechendes Konzept entwickelt und im Laborbetrieb umgesetzt. Dieses wird im folgenden Kapitel näher erläutert. 7.1 Auswahl eines Demonstratorbauteils 153 7 Technologischer Ansatz zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses Die SCS-Technologie erlaubt ein kombiniertes Recken und Tiefziehen von Blechformteilen, wodurch eine hohe plastische Verfestigung im Bauteil erreicht wird. Die Position der Platine gegenüber den Formelementeverbunden zeigt jedoch eine deutliche Sensitivität hinsichtlich der erzielten Formänderungsbeträge. Eine technische Lösung, um Werkstofffluss zu steuern und dadurch einen konstanten Reckvorgang während des Eingriffs der Formelemente zu ermögli- chen, ist daher wünschenswert. Im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen in Kapitel 5.3.1 dieser Arbeit konnte eine Korrela- tion zwischen den Formelementespalten und der induzierten Rückhaltekraft festgestellt werden. Durch eine gezielte Anpassung der Formelementespalte während des Eingriffs besteht die Mög- lichkeit, die Rückhaltekräfte anzupassen und dadurch den Werkstofffluss zu beeinflussen. Auf Basis dieser Grundüberlegung soll im Folgenden ein technologischer Ansatz vorgestellt wer- den, welcher während des Hubes die Variation der Formelementespalte erlaubt und dadurch den Werkstofffluss gezielt beeinflusst. 7.1 Auswahl eines Demonstratorbauteils Für eine partielle Steuerung des Werkstoffflusses innerhalb der Formelementeverbunde wurde zunächst ein Demonstratorbauteil mit einer prägnanten Querschnitssgeometrie festgelegt. Hier- bei handelt es sich um ein Blechformteil mit einem V-Förmigen Querschnitt und einer Ziehtiefe von ca. 105mm. Als Blechwerkstoff wurde eine Reinstaluminiumlegierung der Güte AlMg1 mit einer Ausgangsblechdicke von s0=1,6mm festgelegt. Zunächst wurde der bestehende Pro- zess simuliert, um das Modell für die nachfolgende FEM-basierte Werkzeugentwicklung zu validieren. Das Demonstratorbauteil wurde mittels der optischen Messtechnik erfasst, sodass die Formänderungsverteilung als Validierungsgröße für das Simulationsergebnis herangezogen werden konnte. Die Gegenüberstellung der messtechnisch erfassten Formänderungsverteilung sowie der direkte Vergleich mit den Ergebnissen der FEM-Prozesssimulation sind in Abbil- dung 144 dargestellt. Das entsprechende Simulationsmodell ist in Abbildung 153 dargestellt (vgl. Anhang 9.2). Auf- grund der Bauteilgeometrie entsteht beim konventionellen Tiefziehen eine Nachlaufkante, die Abbildung 144: Validierung der FEM- Prozesssimulation (a) auf Basis des De- monstartorbauteils (b) 0,20 0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 log. Hauptformänderung φ1 [-] Experiment Simulation (a) Demonstrator- bauteil (b) 154 7 Technologischer Ansatz zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses auch durch Anpassung der Blechhalterkräfte konventionell gezogen nicht unterbunden werden kann. Mithilfe des hier angedachten Konzeptes, soll der Werkstofffluss partiell gesteuert wer- den, sodass die Nachlaufkante vermieden werden kann. Da das Demonstratorbauteil einer Kleinserienproduktion entnommen wurde, wird zunächst die Geometrie abstrahiert und eine entsprechende akademische Bauteilgeometrie abgeleitet. Auf Basis dieser abstrahierten Bau- teilgeometrie wurde ein SCS-basiertes Werkzeug konzipiert und mittels der FEM- Prozesssimulation der Umformvorgang berechnet. Aufgrund der Bauteilkrümmung differiert die Ziehtiefe am Bauteilrand stark von derjenigen in der Bauteilmitte. Daher ist der Werkstofffluss in die Matrize entlang der Platinenbreite un- gleichmäßig, wodurch die Identifizierung prozessbeeinflussender Parameter hinsichtlich des Werkstoffeinlaufs als sehr schwierig erscheint. Für die Laborversuche wurde analog zur Vor- gehensweise in Kapitel 6.5 entschieden, lediglich den Mittenbereich des Bauteils zu betrachten (vgl. rot markierter Bereich in Abbildung 144b) und hierfür Streifenproben mit einer Breite von b0=50mm zu verwenden. Das Simulationsmodell und das entsprechende FEM-Ergebnis der abstrahierten Bauteilgeometrie bzw. der Streifenprobe, sind in Abbildung 145 dargestellt. Aufgrund der Geometrie des Bauteils wird eine Nachlaufkante bzw. ein ungleichmäßiger Werkstofffluss erzeugt, der zu einem deutlichen Höhenunterschied der Restflanschhöhen zwi- schen den beiden Streifenrändern führt. Durch entsprechende Anpassung der Formelemen- tespalte während des Werkzeugeingriffs soll dieser Effekt gezielt beeinflusst werden können. Das hierfür entwickelte Konzept und die Umsetzung des Werkzeuges werden im folgenden Kapitel näher beschrieben. 7.2 Entwicklung eines Konzeptes zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses Im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen (vgl. Kapitel 5.3.1) konnte bereits der Einfluss ei- nes veränderten Formelementespaltes auf die induzierte Zugspannung nachgewiesen werden. Abbildung 145: Simulationsmodell des SCS-Werkzeuges (a) zum kombinierten Recken und Tiefziehen eines Blechstreifens (b) Δ h = 5 ,5 m m Nachlaufkante0,20 0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 log. Hauptformänderung φ1 [-] (a) (b) Matrize Formelemente Stempel 7.3 Praxisversuche und Nachweis der Funktion 155 Dieser Effekt soll nun für das hier etrachtete Bauteil gezielt genutzt werden, um den Werk- stofffluss partiell zu steuern. D.h. es soll durch die Veränderung bestimmter Formelemen- tespalte gezielt Einfluss auf den Werkstofffluss genommen werden, sodass dieser entweder be- günstigt oder behindert wird. Um dies zu realisieren, wurde ein Werkzeugkonzept entwickelt, welches während des Hubes durch eine entsprechende Treiber-Schieber-Kombination ein modulares Formsegment entlang der Längsachse des Bauteils schwenken kann und dadurch der Spalt reduziert wird. Das Werk- zeug sowie eine Prinzipskizze der Funktionsweise sind in Abbildung 146 dargestellt. Während des Abwärtshubes wird der im Werkzeugoberteil angebrachte Impulsnehmer durch den im Werkzeugunterteil befestigten Impulsgeber in horizontaler Richtung ausgelenkt (vgl. Abbildung 146b, Bewegungsrichtung I). Dadurch wird ein vorgespanntes Kugelpaket verscho- ben, welches durch entsprechende Nuten im Formsegment dieses zu einer Schwenkbewegung zwingt (vgl. Abbildung 146b, Schwenkbewegung II) und der Formelementespalt dadurch re- duziert wird. Durch Variation der Kontur des Impulsgebers können verschiedene Spaltverän- derungen während des Hubes realisiert werden. Der Spalt kann demnach durch eine einfache Steuerkurve in Form einer entsprechenden Impulsgebergeometrie auf den jeweiligen Umform- prozess bzw. den gewünschten Werkstofffluss angepasst werden. 7.3 Praxisversuche und Nachweis der Funktion Im Rahmen der hier betrachteten Bauteilgeometrie wurden zwei verschiedene Impulsgeberge- ometrien untersucht. Die erste Impulsgebergeometrie entspricht der Steuerkurve 1, dargestellt in Abbildung 147 und erlaubt eine zweistufige Spaltanpassung während des Hubes. Zunächst wird der Spalt reduziert und kurz vor Prozessende nochmals vergrößert, um ein Nachfließen des Werkstoffs zu begünstigen. Die zweite Geometrie (Abbildung 147, Steuerkurve 2) ermög- licht dieselbe Spaltreduzierung, jedoch wird dieser Spalt bis zum Prozessende nicht mehr ver- ändert, sodass die erhöhten Rückhaltekräfte bis zum UT aufrechterhalten bleiben. Ein Vergleich der beiden Steuerkurven in Abhängigkeit von der Ziehtiefe bzw. von der Stößelposition ist in Abbildung 147 dargestellt. Abbildung 146: Realisiertes Werkzeug zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses (a) und schematisches Funktionsprinzip (b) Keilförmiger Impulsgeber Impulsnehmer Formsegment I II Seitenansicht Vorderansicht Formsegment Matrize Stempel Formelement 1 5 4 2 2 3 4 5 6 1 (a) (b) 3 2 6 156 7 Technologischer Ansatz zur partiellen Steuerung des Werkstoffflusses Die keilförmigen Impulsgeber werden an einer entsprechenden Aufnahmevorrichtung fixiert, die eine vertikale Einstellungsmöglichkeit erlaubt. Dadurch besteht die Möglichkeit, den Be- ginn der Spaltreduzierung in Abhängigkeit von der Ziehtiefe zu verändern. Die frühest mögli- che Spaltreduzierung wird bei einer Stöeßlposition von etwa 65mm vor UT initiiert, dies ent- spricht der in Abbildung 147 dargestellten Steuerkurve 1. Wird der Impulsgeber in seiner un- teren Grenzpositioniert fixiert, so kann die Spaltreduzierung um 20mm Stößelhub nach unten verschoben werden und bei einer Stößelposition von etwa 45mm vor UT beginnt. Im Rahmen der hier durchgeführten Untersuchungen wurde zunächst die Steuerkurve 1 unter Verwendung der oberen Fixierposition betrachtet. Hierbei wurden Streifen der Breite b0=50mm und der Länge l0=240mm in 10mm Schritten umgeformt und jeweils die Restflanschhöhen er- fasst (vgl. Abbildung 149). Abbildung 147: Reduzierung des Formele- mentespaltes durch Einsatz von keilförmigen Impulsge- bern entlang der Ziehtiefe Abbildung 148: Ermittlung der Flanschlängendifferenz (a) durch stufenweises Umformen der Streifenproben (b) Keilförmiger Impulsgeber (Steuerkurve 1) Δ h = 2 0 m m 20mm -100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 S tö ß e lp o s it io n b z g l. U T [ m m ] Spaltreduzierung [mm] Demonstrator AlMg1 s0=1,60mm Steuerkurve 1 Steuerkurve 2 - - - - - - - - - - , , , , S tö ß e lp o s it io n b z g l. U T [ m m ] lt i [ ] tr t r l 0 , t r r t r r 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0 10 20 30 40 50 -100 -80 -60 -40 -20 0 S p a lt re d u z ie ru n g [ m m ] F la n s c h lä n g e n u n te rs c h ie d [ m m ] Stößelposition bzgl. UT [mm] Demonstrator AlMg1 s0=1,6mm Δ Flanschlänge Steuerkurve 1 S tö ß e lp o s it io n b z g l. U T [ m m ] (b)(a) 0 -100 7.3 Praxisversuche und Nachweis der Funktion 157 Ein Vergleich der Restflanschhöhen und der Spaltreduzierung über der Ziehtiefe bestätigt des- sen Einfluss und damit die Funktion des Konzeptes. Durch die Spaltreduzierung wird der Werk- stofffluss gezielt gebremst, sodass der Blechstreifen ungleichmäßig von beiden Seiten in die Matrize einfließt und dadurch die Flanschhöhen an den Streifenenden einen deutlichen Höhen- unterschied aufweisen. Gegen Prozessende wird der Spalt durch die Steuerkurve wieder ver- größert, sodass der Werkstoff nun ungehindert in die Matrize einfließen kann und die Flansch- höhendifferenz wieder abnimmt. Unter Verwendung der Steuerkurve 2 wurde in einer weiteren Versuchsreihe untersucht, inwie- weit der Beginn der Spaltreduzierung einen Einfluss auf den Prozess bzw. auf den Werk- stofffluss nehmen kann. Hierbei wurde zunächst der Impulsgeber in seiner oberen Position fi- xiert, sodass die Spaltreduzierung bei etwa 65mm vor UT einsetzt (vgl. Abbildung 147). An- schließend wurde der Impulsgeber um 10mm in vertikaler Richtung versetzt, sodass die Spalt- reduzierung bei etwa 45mm vor UT erfolgte, ehe in der letzten Versuchsreihe der Impulsgeber um weitere 10mm versetzt wurde. Als Vergleichsgröße dieser Untersuchung wurde jeweils der resultierende Flanschlängenunterschied herangezogen und bewertet (Abbildung 149). Die Ergebnisse dieser Versuchsreihe zeigen ebenfalls sehr deutlich, dass durch die Position des Impulsgebers der Zeitpunkt der Spaltreduzierung und damit zusammenhängend der Werk- stofffluss effektiv beeinflusst werden kann. Die hohe Streuung der Ergebnisse zeigt jedoch auch, dass die Reproduzierbarkeit des Konzeptes noch recht gering ist. Diese muss durch An- passung der Prozessgrößen im Rahmen weiterführender Untersuchungen deutlich verbessert werden, sodass dieser technologische Ansatz einer Positionierungenauigkeit der Platine entge- genwirken kann. Bei entsprechender Optimierung des Prozesses ist ebenfalls eine Vermeidung von Nachlaufkanten denkbar. Abbildung 149: Flanschlängenunterschied in Abhängigkeit von der Impulsgeberposition 0 5 10 15 20 25 30 0 10 20 F la n s c h lä n g e n u n te rs c h ie d [ m m ] Impulsgeberposition [mm] Demonstrator AlMg1 s0=1,6mm Δ Flanschlänge 158 8 Zusammenfassung und Ausblick 8 Zusammenfassung und Ausblick 8.1 Zusammenfassung Die vorliegende Arbeit befasst sich mit dem Einsatz einer neuartigen Technologie zum kombi- nierten Recken und Tiefziehen von Feinblechen unter Laborbedingungen. Das übergeordnete Ziel der Untersuchung besteht darin, die von Vlahovic und Liewald [Vla06b] vorgestellte Werkzeugtechnologie weiterzuentwickeln und diese für die Verwendung von Leichtbauwerk- stoffen zu ertüchtigen. Die Technologie war bisher auf einfache Geometrien unter Verwendung von Stahlblechwerkstoffen limitiert, sodass im Rahmen dieser Arbeit die Einsatzmöglichkeiten erweitert wurden. Zunächst wurden in Kapitel 2 relevante Grundlagen der Umformtechnik sowie Werkzeugkon- zepte und Technologien zum Recken bzw. Streckziehen von Feinblech vorgestellt und be- schrieben. Hierbei wurden speziell die prozessbeeinflussenden Werkstoffkennwerte näher be- leuchtet und deren Einfluss auf die mechanischen Eigenschaften streckgezogener Bauteile er- läutert. Im Rahmen anschließender Voruntersuchungen wurde in Kapitel 3 die neuartige Werkzeug- technologie zum kombinierten Streck- und Tiefziehen vorgestellt und die Charakteristika des Verfahrens sowie deren Einfluss auf das Ziehergebnis beschrieben. Die Analyse der sog. Short- Cycle-Stretchforming-Technologie (SCS) sowie die Bewertung der damit hergestellten Bau- teile, zeigten deutliche Optimierungs- und Weiterentwicklungspotentiale hinsichtlich der damit herstellbaren Bauteile und der zu verwendenden Blechgüten auf. Daraus leitete sich in Kapi- tel 4 die Motivation und Zielsetzung dieser Arbeit ab. In Kapitel 5 wurden im Rahmen von Grundlagenuntersuchungen zunächst geometrische und tribologische Parameter an den für diese Technologie typischen SCS-Formelementen variiert, um relevante Einflussgrößen zu identifizieren und diese gezielt zu verändern. Hierfür wurde ein Laborprüfstand zur Ermittlung der Biege- und Reibungskräfte an Formradien entwickelt und aufgebaut, mit dessen Hilfe die Prozessparameter und deren Einfluss quantifiziert werden konnten. Die Erkenntnisse dieser Untersuchungen wurden für die Entwicklung eines weiteren, auf die SCS-Technologie basierenden, Versuchswerkzeuges genutzt. Dieser anwendungsnahe Prüfstand erlaubte die gezielte Variation weiterer Prozessparameter auf den Ziehvorgang, deren Untersuchungsergebnisse die Basis für den Aufbau eines entsprechenden Simulationsmodells bildeten. Für eine realitätsnahe Abbildung des Umformprozesses wurden für das Simulations- modell experimentell ermittelte Werkstoffkennwerte sowie gemessene Reibungskenngrößen herangezogen. Das validierte Modell konnte anschließend für eine virtuelle Optimierung des Umformprozesses auf Basis numerischer Methoden eingesetzt werden. Unter Einbeziehung dieses Modells und mithilfe weiterer experimenteller Grundlagenuntersu- chungen konnte die Funktion der SCS-Technologie ebenfalls auf eine Aluminiumlegierung der 6xxx-Familie übertragen werden. Im Rahmen dieser Prozesserweiterung auf einen Leichtbau- werkstoff wurde dieser hinsichtlich seiner natürlichen Alterung untersucht, um mögliche Ein- flüsse auf die Funktion der SCS-Technologie zu identifizieren. 8 Zusammenfassung und Ausblick 159 Basierend auf den Erkenntnissen der Grundlagenuntersuchungen wurde in Kapitel 6 die Pro- zesskinematik der SCS-Technologie auf zwei Bauteilgeometrien übertragen. Mithilfe der Pro- zesssimulation wurden zunächst ein SCS-Werkzeug für die Herstellung einer PKW- Fondtürbeplankung aus Stahlblechwerkstoff entwickelt und unter Laborbedingungen entspre- chende Bauteile gefertigt. Aufgrund der Prozesscharakteristik konnten die Bauteile auf einer einfachwirkenden Presse ohne zusätzliche Zieheinrichtung hergestellt werden. Ferner wurde ein weiteres SCS-Werkzeug für die Herstellung einer Dachbeplankung entwickelt und aufge- baut. Hierbei wurden mehrere Neuerungen gegenüber den zuvor entwickelten Werkzeugen um- gesetzt. Die Anzahl der für das Recken notwendigen Formelemente konnte reduziert werden, wodurch eine deutliche Verbesserung des Materialnutzungsgrades erreicht werden konnte. Weiterhin wurden die Formelemente erstmalig gekrümmt ausgeführt, um einerseits das Werk- zeug kompakter gestalten zu können und andererseits der Krümmung des Bauteils Rechnung zu tragen. Die konstruktive Gestaltungskomplexität der Formelemente wurde hierduch erhöht, der konstruktive Werkzeugaufbau spiegelt jedoch den Aufbau heutiger, konventioneller Tief- ziehwerkzeuge wider, wodurch die Praxistauglichkeit des Verfahrens nachgewiesen werden konnte. Als weiteres Novum wurde dieses Werkzeug für die Herstellung von Blechformteilen aus einer Aluminiumgüte der 6xxx-Familie konzipiert. Damit konnte die Funktion der SCS- Technologie auch unter Verwendung eines Leichtbauwerkstoffs nachgewiesen werden. Im weiteren Verlauf wurden die Bauteileigenschaften der beiden Beplankungsteile untersucht und bewertet. Sowohl die in Abhängigkeit von den Platinenabmessungen erzielten Formände- rungen, als auch die entsprechende Formänderungsverteilung wurden erfasst und bewertet. Ebenfalls wurde die dehnungsabhängige Rückfederung der Beplankungsteile betrachtet, um diese gegenüber dem konventionellen Tiefziehen von Blechformteilen bewerten zu können. Ein wesentlicher Schwerpunkt der Untersuchungen bestand darin, die dehnungsabhängigen Beulei- genschaften der Bauteile zu erfassen. Diese wurden mithilfe eines Beulprüfstandes im Rahmen von quasi-statischen sowie dynamischen Beulversuchen erfasst und bewertet. Es konnte sowohl für die Fondtürbeplankung aus Stahlblech, als auch für die Dachbeplankung aus Aluminium eine deutliche Erhöhung der Beulfestigkeit mit zunehmender Verfestigung nachgewiesen wer- den. Für die Aluminiumbeplankungsteile konnte diese durch eine zusätzliche Warmauslage- rung der Bauteile, die einem im Fahrzeugbau typischen KTL-Lacktrocknungsprozess ent- spricht, nochmals deutlich gesteigert werden. Die Beulsteifigkeit der Bauteile veränderte sich nur marginal mit zunehmender Verfestigung. Diese nur unmerkliche Reduzierung resultiert aus dem dehnungsabhängigen Abfall des E-Moduls und der Blechdickenreduzierung. Um den SCS-Prozess mit dem konventionellen Tiefziehen auch aus energetischer Sicht ver- gleichen zu können, wurden entsprechende Messreihen durchgeführt, anhand derer die zur Her- stellung einer Dachbeplankung nötige Energie erfasst wurde. Eine Gegenüberstellung mit dem konventionellen Tiefziehen unter Verwendung einer Zieheinrichtung, zeigte deutliche energe- tische Vorteile der SCS-Technologie auf. Schließlich konnten im Rahmen einer abschließenden Untersuchung weitere Einflussgrößen auf die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse unter Verwendung der SCS-Technologie identifi- ziert werden. Ferner wurde ein entsprechendes Konzept erarbeitet, welches die Reproduzier- barkeit des Prozesses durch eine gezielte Steuerung des Werkstoffflusses erhöhen soll. 160 8 Zusammenfassung und Ausblick Das Konzept zur Steuerung des Werkstoffflusses und das entsprechend umgesetzte Werkzeug wurden in Kapitel 7 vorgestellt. Es konnte die Funktion der gezielten Beeinflussung des Werk- stoffflusses nachgewiesen werden, jedoch unterlag der Prozess größeren Schwankungseeinflüs- sen, die im Rahmen dieser Arbeit nicht näher betrachtet wurden. 8.2 Ausblick Die Herstellung von Blechformteilen mit hoher Verfestigung durch Einsatz der SCS- Technologie hängt im Wesentlichen mit der gewählten Formelementegeometrie zusammen. Ferner induzieren die Formelemente die für eine faltenfreie Herstellung notwendigen Rückhal- tekräfte während des Werkzeughubes. Schwankende Prozessparameter oder scharfkantige Markanzlinien innerhalb der Bauteilgeometrie können jedoch häufig zu einem ungleichmäßi- gen Werkstoffeinlauf in die Matrize führen und die Oberflächenqualität der hergestellten Bau- teile herabsetzen. Eine gezielte Steuerung des Werkstoffflusses innerhalb der Formelemente sowie des Rücklaufs des Werkstoffs in die Matrize tragen dazu bei, die Qualität der Bauteile zu verbessern. Im Hinblick auf die weiterführende Entwicklung des hier vorgestellten Konzeptes zur Steue- rung des Werkstoffflusses sind oszillierende bzw. aktive Werkzeugelemente innerhalb der SCS-Formelementegeometrie denkbar. Ferner sind Konzepte mit integrierten Sensoren zur Er- fassung der Platinenposition bzw. des Platineneinzugs denkbar, wodurch mit einer entsprechen- den Rückkopplung zu den Aktivelementen ein Regelkreis aufgebaut werden kann. Heutige Produktionsprozesse werden zunehmend komplexer und bedienen sich daher moderns- ter Informations- und Kommunikationstechnologien, um sich z.B. im Rahmen der ‚Industrie 4.0‘-Initiative mit den Maschinen und den eingesetzten Werkzeugen zu vernetzen. Eine ent- sprechende Informationsweitergabe, z.B. der bereits heute erfassten Presskräfte beim Umfor- men, könnte genutzt werden, um die Verfestigung der Bauteile im Produktionsprozess zu prü- fen und ggf. durch entsprechende Maßnahmen zu beeinflussen. Die Entwicklung solcher Sys- teme sowie die Integration von Algorithmen für einen automatisierten Eingriff durch Aktivele- mente im Falle von Abweichungen, sind denkbare Inhalte künftiger Forschungsarbeiten. Weitere Entwicklungsarbeit ist im Bereich der Prozessrobustheit und der Verschleißbeständig- keit der Formelemente zu leisten, sodass die SCS-Technologie zur Serientauglichkeit ertüchtigt wird. Hierfür sind Dauerlaufversuche unter Serienbedingungen erforderlich, um die entspre- chenden Einflussparameter zu identifizieren und zu quantifizieren. 9 Anhang 161 9 Anhang 9.1 Einfluss der Formelementespalte auf den SCS-Prozess Im Rahmen der Grundlagenuntersuchung wurden Versuche zur Ermittlung des Einflusses ver- änderter Formelementespalte Si durchgeführt. Die Ergebnisse der Untersuchungen für einen Blechüberstand U=20mm sind in Abbildung 150 dargestellt. Analog zu den Ergebnissen in Kapitel 5.3.1 besitzt der Formelementespalt S1 auch für einen Überstand U=20mm kaum Einfluss auf den Prozess. Der Formelementespalt S2 beeinflusst den Prozess hinsichtlich der maximalen Rückhaltekraft, während eine Reduzierung des Spaltes S3 die Induzierung eines erhöhten Umformgrades erlaubt. Die Ergebnisse der Untersuchungen mit einem Überstand von U=40mm zeigen ähnliche Er- gebnisse, jedoch sind diese aufgrund von Reißern in den Streifenproben nur bedingt aussage- kräftig. Die entsprechenden Diagramme sind in Abbildung 151 zusammengefasst. Abbildung 150: Einfluss der Formelementespalte Si und der Formeinsätze auf die maximal er- reichbare Hauptformänderung und die Rückhaltekraft für einen Überstand U=20mm 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0 2 4 6 8 10 12 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 R ü c k h a lt e k ra ft [ k N ] Formelementespalt S1 [mm] DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,70 0,85 1,00 1,15 1,30 Formelementespalt S3 [mm] DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 Formelementespalt S2 [mm] DC04, s0=0,8mm U=20mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 162 9 Anhang 9.2 Realisiertes SCS-Werkzeug zur Herstellung einer Fondtürbeplankung Abbildung 151: Einfluss der Formelementespalte Si und der Formeinsätze auf die maximal er- reichbare Hauptformänderung und die Rückhaltekraft für einen Überstand U=40mm Abbildung 152: Zusammenbau des Werkzeuges zur Herstellung einer Fondtürbeplankung Formelemente- verbund unten Formelemente- verbund oben Matrize Stempeleinsatz Ziehsicke Abkantbacken quer Führungselement 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 lo g . H a u p tf o rm ä n d e ru n g φ 1 [- ] DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0 2 4 6 8 10 12 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 R ü c k h a lt e k ra ft [ k N ] Formelementespalt S1 [mm] DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 Formelementespalt S2 [mm] DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 0,70 0,85 1,00 1,15 1,30 Formelementespalt S3 [mm] DC04, s0=0,8mm U=40mm sandgestrahlt beschichtet gefräst 9 Anhang 163 9.3 Simulationsmodell des Demonstratorbauteils Abbildung 153: Simulationsmodell für den Umformprozess des Demonstratorbauteils (a) und entsprechende Ergebnisse in Abhängigkeit von der Ziehtiefe (b) 1 80mm vor UT 2 60mm vor UT 3 40mm vor UT 4 20mm vor UT 5 10mm vor UT 6 UT 0,10 0,09 0,08 0,07 0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00 log. Hauptformänderung φ1 [-] (a) (b)Matrize Platine Blechhalter Stempel 164 10 Literaturverzeichnis 10 Literaturverzeichnis [Alt12] Altenbach, H.: Kontinuumsmechanik: Einführung in die materialunabhängigen und materialabhängigen Gleichungen. 2. Auflage, ISBN 978-3-642-24118-5, Springer-Verlag, Berlin, 2012. [Arm82] Armstrong, P.E.; Hocket J.E.; Sherby O.D.: Large Strain Multidirectional De- formation of 1100 Aluminium at 300K. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, Vol. 30, No. 1/2, 1982. [Asn95] Asnafi, N.: On strength, stiffness and dent resistance of car body panels. Journal of Materials Processing Technology, Nr.49, Elsevier Science S.A., 1995. [Asn98] Asnafi, N.; Ekstrand, G.: On testing of the stiffness and the dent resistance of autobody panels. Materials and Design, Elsevier-Verlag, Nr. 19, 1998. [Avi68] Avitzur, B.: Metal forming: Processes and Analysis. ISBN 978-0-07-002510-3, McGraw-Hill Book Company, New York, 1968. 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