Warmblechumformung auf dem Vormarsch

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1 Warmblechumformung auf dem Vormarsch Dr.-Ing. Ingo Neubauer simufact.engineering Niederlassung Baunatal

2 Umformverfahren für höchstfeste Blechbauteile Kaltumformung Extrem hohe Presskräfte und Werkzeugbeanspruchung Eingeschränktes Formänderungsvermögen Direktes Presshärten Austenitisierte Platine wird bei hoher Geschwindigkeit umgeformt Nach der Umformung verbleibt das Werkstück im geschlossenen Werkzeug Durch Wärmeübergang in die Werkzeugelemente werden hohe Abkühlraten realisiert (~30K/s) Die bei diesen Abkühlraten stattfindende bainitisch/martensitische Umwandlung ermöglicht Festigkeiten von ca. 500 MPa Durch Abkühlung im geschlossenen Werkzeug entsteht ein annähernd verzugs- und eigenspannungsfreies Bauteil Indirektes Presshärten Im Gegensatz zum direkten Presshärten werden hier kalt vorgeformte Bleche eingesetzt Kombination aus Kaltumformung und direktem Presshärten

3 Vor- und Nachteile der Warmblechumformung Durch die hohe Festigkeit von ca. 500MPa Halbierung von Blechstärke u. Bauteilgewicht realisierbar Durch Umformung im Austenit-Bereich nur geringe elastische Effekte, kaum Rückfederung und Eigenspannungen Deutlich geringere Presskräfte Komplexer Fertigungsprozess: Erwärmung Geeignete Erwärmungsstrategie hinsichtlich Energie u. Verzunderung Handhabung Umformung Einhalten des Temperaturbereichs während der Umformung Beachtung des Formänderungsvermögens Formhärten Sicherstellen der erforderlichen Abkühlraten für die gewünschte Gefügeausbildung Realisierung effizienter Werkzeugkühlung für wirtschaftliche Taktzeiten

4 Anforderungen an die Simulation von Warmblechumformprozessen Berücksichtigung der Werkstücktemperatur und des Wärmeübergangs an Umgebung und in die Werkzeuge Berücksichtigung temperaturabhängiger Fließkurven Berücksichtigung der Abhängigkeit der Fließspannung von der Umformgeschwindigkeit Berücksichtigung des Wärmeübergangs in die Werkzeuge Berechnung des Wärmehaushalts in den Umformwerkzeugen Berechnung der Umwandlung des Austenits MnB5 Temperaturabhängigkeit der Fließkurve MnB5 Abhängigkeit von der Umformgeschwindigkeit (T=650 C) /s /s /s

5 Mathematische Beschreibung diffusionsgesteuerter Umwandlungskinetik rel. Volumenanteil [-] 0,8 0,6 0,4 0,2 ζ = - e (-k t n ) 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8,2,4,6 normierte Zeit t / t [-] 0 n( ϑ ) = log ln log ln log ~ ς t ( ) log ~ ς ϑ t ( ϑ ) log k( ϑ ) = log ln n( ϑ )log ~ t0( ϑ ) ς 0 Temperatur [ C ] ζ = % ζ = 99% ~ c log( t ( ϑ )) = + c0 + c ( ϑ cϑ ) + c2 ( ϑ cϑ ) ϑ c 2 ϑ Die Koeffizienten cϑ, c, c0, c, c2werden durch Curve-Fitting aus den jeweiligen Umwandlungslinien isothermer ZTU- Schaubilder ermittelt und als zusätzliche Materialdaten gespeichert Zeit [s ]

6 Umwandlung bei kontinuierlicher Abkühlung Bei einer thermo-mechanisch gekoppelten Umformsimulation liegt in jedem Element des Werkstücks eine Temperatur-Zeit-Funktion in Form einer Treppenkurve vor. Somit lässt sich die kontinuierliche Abkühlung als Verkettung vieler isothermer Teilschritte darstellen, bei denen die Zeitachse entsprechend dem Temperaturabfall verschoben wird. Beim Erreichen der Linie für das Umwandlungsende ist keine weitere Umwandlung in dieser Stufe möglich; jedoch kann der verbliebene Austenit in andere Sekundärgefüge umwandeln. Das Verfahren liefert unmittelbar die aktuellen Anteile an umgewandelten Gefüges und ermöglicht somit die Berücksichtigung umwandlungs-bedingter Änderungen der Materialdaten.

7 Beschreibung diffusionsloser Umwandlungskinetik rel. Volumenanteil [-] 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, 0 ζ = - e (-k(m - T) κ s ) Temperatur [ C ] Martensitische Umwandlung erfolgt diffusionslos Umwandlungsvolumen ist nur abhängig vom Grad der Unterkühlung unter die Martensitstarttemperatur Maximal möglicher Martensitanteil ergibt sich aus dem zu Umwandlungsbeginn verfügbaren Restaustenitanteil Damit ist eine Berechnung der martensitischen Umwandlung nur im Zusammenhang mit der Berechnung der Austenitumwandlung in Ferrit, Perlit und Zwischenstufengefüge sinnvoll

8 Verwendung einer Mischungsregel zur Beschreibung des Materialverhaltens Die Summe aller Gefügeanteile in einer Elementarzelle (bzw. in jedem Integrationspunkt des FEM-Modells) ist eins: n i= i ς = Damit lassen sich die elastischen Konstanten entsprechend der Gefügezusammensetzung bestimmen: n n E = ς i E i ν = i i ς ν i= i = Die Anfangsfliessspannung sowie die Verfestigung ist ebenfalls über die Phasenanteile zu bestimmen: σ Y n i i i = ς σ Y ET = ς E 0 0 i= Damit ergibt sich die effektive Fliessspannung aus Anfangsfliessspannung, E-Modul und plastischer Tangente: EET σy = σy + ε 0 E E T p n i= i T

9 Beispielprozess Tiefziehprozess Blech mit Solid-Shell-Element 85 vernetzt Werkzeuge als Starrkörper mit Wärmeleitung, Tet 34 Thermo-mechanisch gekoppelte Analyse

10 Ausblick Modellierung wassergekühlter Werkzeuge Berücksichtigung druckabhängiger Wärmeübergangswerte Berücksichtigung umwandlungsbedingter Formänderungen Verkürzung der Rechenzeiten durch Parallelverarbeitung Vorderseite Rückseite Tiefziehwerkzeug mit aktiver Kühlung Druckabhängigkeit d. Wärmeübergangs h[mw/mm²] 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2,5 0, Druck[MPa]