A01 Schädigungskontrolle im Kaliberwalzprozess

Als Ausgangswerkstoff für die Herstellung von stangenförmigen Halbzeug dienen in der Regel gegossene Knüppel, welche bereits Schädigung (z. B. Gussporen) und Gefügeinhomogenitäten (z. B. Einschlüsse) aufweisen. Im Kaliberwalzprozess können in Abhängigkeit vom Lastpfad (Spannung, Formänderung, Formänderungsgeschwindigkeit, Temperatur) und aufgrund der erhöhten Temperatur sowohl schädigungsverstärkende Mechanismen (z. B. Porenenstehung und -wachstum) als auch schädigungsvermindernde Mechanismen (z. B. Porenverschweißen, Rekristallisation) auftreten, die die Schädigungsakkumulation während der weiteren Prozessschritte und letztlich die Produkteigenschaften beeinflussen. Die gleichzeitige Betrachtung dieser sich in der Warmumformung überlagernden Effekte stellt eine große Herausforderung dar. Eine Vorhersage oder gezielte Beeinflussung der Schädigungsakkumulation in Abhängigkeit vom Lastpfad ist mit derzeit vorhandenen Methoden nur unzureichend möglich.

Langfristiges Ziel dieses Teilprojekts ist die Bereitstellung von Methoden, die eine abgesicherte Bewertung der Schädigungsentwicklung unterschiedlicher Prozessstrategien beim Kaliberwalzen ermöglichen, um hierauf aufbauend Prozessfolgen mit kontrollierter Schädigung auslegen zu können. In der ersten Förderperiode liegt der Fokus auf den Mechanismen der Schädigungszunahme durch Entstehung und Wachstum von Poren in Abhängigkeit von der Kaliberfolge und der Temperaturführung. Diese Untersuchungen erfolgen am Beispiel des industriell etablierten Einsatzstahls 16MnCrS5, der im Teilprojekt A02 durch Fließpressen weiterverarbeitet wird.

Numerische Analyse des Kaliberwalzprozesses		Variation des Lastpfads durch unterschiedlich ausgelegte Prozessrouten

Zunächst muss die Frage beantwortet werden, in welchem Maße der Lastpfad im Kaliberwalzprozess durch Variation der Prozessparameter (z. B. Ausgangsgeometrie, Kaliberform und -folge, Ausfüllung des Kalibers und Temperatur) verändert werden kann. Danach ist zu klären, inwieweit diese Lastpfadvariationen die Schädigung beeinflussen. Hierzu soll der Kaliberwalzprozess in einer numerischen Simulation zunächst unter Verwendung bekannter Schädigungskriterien wie z. B. Cockcroft/Latham abgebildet und durch den Vergleich mit experimentell nachgefahrenen Lastpfaden validiert werden, um eine qualitative Vorhersage der Schädigung zu erlauben. Im Laufe des Projekts werden dann auch komplexere, die Spannungsmehrachsigkeit berücksichtigende Schädigungsmodelle, z. B. nach Gurson/Tvergaard/Needleman (GTN) oder Lemaitre, in Abstimmung mit Teilprojekt S01 erprobt. Bei Bedarf sollen auch die im TP A04 erprobten Kriterien für das Porenschließen bereits in der ersten Förderperiode integriert werden.

In der zweiten Förderperiode sollen die gewonnenen Erkenntnisse aus den Teilprojekten A01, A04 und die in Teilprojekt C03 entwickelten neuen Schädigungsmodelle in Kooperation mit Teilprojekt S01 für die Warmumformung zur quantitativen Schädigungsvorhersage und gezielten Schädigungskontrolle genutzt werden. In der dritten Förderperiode sollen eine schädigungskontrollierte Optimierung der Prozessroute (ggf. auch über Prozesskombinationen) und aufbauend auf den gewonnenen Erkenntnissen eine Erweiterung des Werkstoffspektrums erfolgen.

Die wesentlichen Teilziele des TP A01 in der 1. Förderperiode waren:

1. Ermittlung der Variationsbreite des Lastpfads und ihre Einflüsse auf die Schädigungsakkumulation
2. Erprobung und Bewertung verfügbarer Schädigungskriterien und –modelle bei der Warmumformung zur Schädigungsvorhersage
3. Prozessauslegung mit unterschiedlichen Schädigungen
4. Herstellung von Halbzeugen mit bekannter Schädigung für die Folgeprozesse

Entsprechend der Ziele wird im Folgenden nach der Beschreibung des Ausgangsmaterials die Möglichkeit zur Lastpfadbeeinflussung beim Kaliberwalzen basierend auf FE-Simulationen demonstriert. Es folgt die Lastpfadabbildung in Modellversuchen, um den Einfluss der Lastpfadänderung auf die Leistungsfähigkeit zu ermitteln. Daraufhin werden Schädigungskriterien und -modelle zur Untersuchung der Schädigungsentwicklung entlang der Stichfolge eingesetzt und zusätzlich das Porenschlussverhalten beim Kaliberwalzen untersucht. Schließlich wird die schädigungskontrollierte Prozessauslegung mit Hilfe von Schädigungsmodellen diskutiert sowie der Projektabschluss erläutert.

Charakterisierung des Ausgangswerkstoffs 16MnCrS5

Für die Untersuchung der Mikrostrukturentwicklung entlang der Prozesskette war es erforderlich, das Ausgangsmaterial zu charakterisieren. Dabei wurde in TP A01 vorgewalztes Stangenmaterial aus dem Einsatzstahl 16MnCrS5 genutzt. Durch REM-Untersuchungen des Ausgangswerkstoffes in Zusammenarbeit mit TP B04 wurde festgestellt, dass der mittlere Porenflächenanteil über den Querschnitt bei 0,0023 % liegt. In Abb. 1a ist ein Schliffbild des Ausgangswerkstoffs und in Abb. 1b die Korngrößenverteilung, die sich aus EBSD-Untersuchungen ergab, dargestellt. Das Gefüge ist perlitisch-ferritisch mit einer mittleren Korngröße von ca. 11 μm und enthält Mangansulfid-Einschlüsse. Die thermophysikalischen Kennwerte des Materials also Wärmekapazität, Wärmeleitfähigkeit und Elastizitätsmodul sind [Spi09] entnommen.

Abb. 1: Charakterisierung der Mikrostruktur des Ausgangsmaterials. a) Lichtoptische Aufnahme. b) EBSD Messung

Zur FE-Modellierung der Umformung ist eine möglichst präzise Erfassung des temperatur- sowie dehnratenabhängigen Fließverhaltens von großer Bedeutung. Das Fließverhalten wurde in reibungsarmen Zylinderstauchversuchen für den Temperaturbereich 800 - 1200 °C bei drei verschiedenen Dehnraten (0,1 s^-1, 1 s^-1, 10 s^-1) ermittelt. Die entstandenen Fließkurven wurde in [Sch20] publiziert und an TP C03 zur Berechnung der dynamischen Rekristallisation weitergegeben. Um die statische Rekristallisation in Pausenzeiten im FE-Modell berücksichtigen zu können, wurden Spannungsrelaxationsversuche für denselben Temperaturbereich am Dilatometer durchgeführt.

Prozessmodellierung und Auslegung der Referenzkalibrierung

Als Basis der schädigungskontrollierten Prozessauslegung wurde zunächst eine industrienahe Referenzkalibrierung durch Adaption einer Kaliberfolge aus der Industrie, die einen Enddurchmesser von 36 mm anstatt der für den Folgeprozess Fließpressen in TP A02 benötigten 40 mm hat, ausgelegt. Die Auslegung der Referenzkalibrierung erfolgte mit Hilfe einer thermo-mechanisch gekoppelten FE-Simulation in ABAQUS Implizit. Das Prozessmodell basiert auf starren Werkzeugen und berücksichtigt die Dissipation der Umformenergie. Als thermische Randbedingung wurden im Modell die Wärmeübertragung zwischen der Kaliberwalze und dem Walzgut sowie die Wärmestrahlung des Walzguts berücksichtigt. Die Übertragung der Simulationsergebnisse (z.B. Spannungen und Dehnungen) von dem stark verzerrten Netz des vorhergehenden Walzstiches auf das neue unverzerrte Netz des nächsten Walzstiches und die zugehörige Walzgutgeometrie wurde durch ein Skript in ABAQUS realisiert. Detaillierte Erläuterungen zum Ergebnisübertragungsskript finden sich in [Cla20]. Die resultierende Kaliberfüllung der Referenzkalibrierung ist für alle Walzstiche in Abb. 2 dargestellt.

Abb. 2: Industrienahe Referenzkalibrierung mit Durchmesser D, Achsenverhältnis ak, Flächenabnahme εA und Vergleichsdehnung εV

Anhand der Referenzkalibrierung wurden zur experimentellen Validierung des Prozessmodells Kaliberwalzversuche durchgeführt (Abb. 3a und b). Dabei wurde das Walzgut auf 1100 °C erhitzt und mit 100 mm/s gewalzt. Bzgl. der Walzkraft ergab sich eine gute Übereinstimmung zwischen Messung und Simulation mit einer Abweichung von maximal 8,8 %. Der Unterschied in der Walzdauer ist auf den Einstoßvorgang im Laborprozess zurückzuführen. Anschließend wurde das gewalzte Material an Luft abgekühlt und hinsichtlich seiner Mikrostruktur mittels Lichtmikroskopie untersucht. Wie in Abb 3c zu sehen ist, lag nach dem Kaliberwalzen eine ferritisch-perlitische Mikrostruktur ähnlich der des Ausgangszustands vor.

Abb. 3:  a) Umsetzung der Referenzkalibrierung am Walzwerk des Instituts für Bildsame Formgebung; b) Experimentelle Validierung des Prozessmodells; c) Vergleich der Mikrostruktur vor und nach dem Walzen

Lastpfadbeeinflussung durch Parametervariation

Um die Schädigungsentwicklung durch eine Lastpfadvariation beeinflussen zu können, wurde simulativ erforscht, inwiefern sich der Lastpfad im Walzgut mit Hilfe der Prozessparameter und Kalibrierungen beeinflussen lässt. Bei der Parametervariation wurden die Kaliberfolgen rund-auf-oval und oval-auf-rund separat betrachtet. Mit den vorgegebenen Ausgangs- und Endgeometrien wurden die Kalibergeometrien der Zwischenschritte also das Achsenverhältnis der Ovalkaliber a_k und die Flächenabnahme ε_A, sowie die Prozessparameter Walzendurchmesser d_w und Walzengeschwindigkeit v_W mittels FE-Simulationen variiert. Abb. 4 stellt anhand von a_k beispielhaft dar, wie sich der Lastpfad durch eine Parametervariation verändern lässt.

Durch die Parametervariation wurden a_k und ε_A als wesentliche Einflussgrößen auf den Lastpfad identifiziert. Aus den in Abb. 4 dargestellten Tendenzen ist ersichtlich, dass die Einflüsse von a_k und ε_A stark von der Kaliberfolge abhängig sind. Während im Stich rund-auf-oval ein größeres Achsenverhältnis eine Verschiebung der Triaxialität weiter in den negativen Bereich (Druckbereich) gegen Ende der Umformzone bewirkt, bewirkt diese im Stich oval-auf-rund eine Verschiebung in die positive Richtung (Zugbereich). Die Flächenabnahme beeinflusst die Triaxialität in der Kaliberfolge oval-auf-rund wesentlich stärker, wodurch eine größere Flächenabnahme zu einer Abnahme der Triaxialität führt. Der Lode Parameter lässt sich vorwiegend durch das Achsenverhältnis a_k, vor allem in der Kaliberfolge rund-auf-oval, beeinflussen. Diese Untersuchung gibt erste Hinweise für die relevanten Parameter zur schädigungskontrollierten Prozessauslegung.

Abb. 4: Lastpfadbeeinflussung durch Variation des Achsenverhältnisses ak [Li20]

Untersuchung des Lastpfadeinflusses auf die Leistungsfähigkeit im Modellversuch

Um den Einfluss der spannungszustandsabhängigen Schädigung auf die Leistungsfähigkeit zu charakterisieren, wurden die beim Kaliberwalzen vorkommenden Lastpfade im Modellversuch untersucht. Modellversuche bieten dabei im Vergleich mit Kaliberwalzversuchen den Vorteil eines deutlich reduzierten Aufwands und ermöglichen die spannungszustandsabhängige Bewertung der Leistungsfähigkeit ohne die Anschaffung weiterer Kaliberwalzenpaare. Für die Versuche wurde ein Torsionsplastometer genutzt, welches die Überlagerung von Zug- und Druckbelastung mit Torsion auch bei hohen Temperaturen ermöglicht. Mit diesen Freiheitsgraden ist es möglich, flexibel Lastpfade abzubilden. Die Geometrie der eingesetzten Proben und die Belastungsarten wurden basierend auf FE-Simulationen ausgelegt, um Bedingungen wie beim Kaliberwalzen nachzustellen. Nach den Versuchen wurden die Proben zur REM-Untersuchung (Schädigung) und für Laststeigerungsversuche (Leistungsfähigkeit) an die TPs B04 bzw. C01 weitergegeben.
Zur Auslegung der Versuche wurde ein FE-Modell des Torsionsplastometers in ABAQUS Implizit aufgebaut. Die Beeinflussung der Triaxialität erfolgte entsprechend [Bri52] durch die Veränderung des Verhältnisses a/2R an gekerbten Proben, wobei a für den Durchmesser des kleinsten Querschnitts in der Kerbmitte und R für den Kerbradius steht. Die Beeinflussung des Lode Parameters erfolgte durch eine Überlagerung der Zug-/Druckbelastung mit Torsion. Anhand dieser Methode wurde eine Probe mit R = 12 mm und a = 8 mm ausgelegt, um ausgewählte Lastpfade des Kaliberwalzens nachzufahren. Das Vorgehen zur Auslegung der Probengeometrie und der Belastungen im Torsionsplastometer ist in [Wan20] im Detail beschrieben.

Abb. 5: a) Verteilung der Triaxialität in der Kerbmitte nach der Umformung bei R12-T; b) Experimentelle Validierung des FE Modells für den Modellversuch [Wan20]

Die Verteilung der Triaxialität in der Probe ist in Abb. 5a dargestellt, während die Validierung des FE‑Modells in Abb. 5b gezeigt wird. Eine Herausforderung bei der Modellierung besteht darin, das durch elektromagnetische Induktion erzeugte Temperaturfeld im Kern der Proben präzise vorherzusagen. Da die Simulation der Induktion im Prozessmodell nur mit hohem Aufwand realisierbar wäre, wurde stattdessen ein Temperaturfeld mit einem Gradienten sowohl in radialer als auch in axialer Richtung aufgebracht. Durch die inhomogene Temperaturverteilung konnte die Einschnürung der Kerbe während der Umformung in der Simulation passend abgebildet werden.
Zur Bewertung des Lastpfadeinflusses auf die Schädigungsentwicklung sollte ein besonders schädigungsunkritischer bzw. schädigungskritischer Lastpfad beim Kaliberwalzen nachgefahren werden. Dementsprechend wurden Lastpfade mit negativer (P1) und positiver (P2) Triaxialität in zwei Modellversuchen untersucht. Abb. 6a zeigt, dass eine gute Übereinstimmung beim Nachfahren der Triaxialität vorliegt, wobei diese an P1 durch eine Überlagerung der Druckbelastung mit Torsion (R12-CT) und an P2 durch reine Zugbelastung (R12-T) angenähert wurden. Für den Lode Parameter wird die Tendenz an P1 näherungsweise abgebildet, an P2 ergibt sich hingegen eine sichtbare Abweichung. Dennoch ist zu erwarten, dass die Schädigungsentwicklung an P2 durch den Modellversuch angenähert werden kann, da gemäß [Bai08] die Triaxialität unter Zugbelastung einen dominanten Einfluss auf die Schädigung hat. Eine noch präzisere Abbildung der sich mit der Dehnung stark ändernden Lastpfade des Kaliberwalzens in Modellversuchen ist herausfordernd, da zum einen der Stauchweg auf 5 mm beschränkt ist und zum anderen die Überlagerung von Belastungen exakte Regelparameter erfordert.

Abb. 6: Nachfahren der Lastpfade aus dem Kaliberwalzen durch den Modellversuch und die maximal bzw. minimal erreichbare Triaxialität im Modellversuch [Wan20]

Zur Untersuchung der maximal und minimal erreichbaren Triaxialität wurden zwei weitere Modellversuche (R3-T und R3-S) ausgelegt, die in Abb. 6b mit der Triaxialität beim Kaliberwalzen verglichen werden. In diesen Versuchen wurde der Kerbradius für eine höhere Triaxialität auf 3 mm reduziert, was nah dem minimalen konventionell herstellbaren Kerbradius liegt.
Um die lastpfadabhängige Schädigungsentwicklung zu untersuchen, wurden nach den Modellversuchen REM Messungen mit einer Messfläche von jeweils 1,44 mm² in der Mitte des kleinsten Querschnitts für beide Belastungsarten (R12-CT und R12-T) durchgeführt. Hinsichtlich der in Abb. 7a dargestellten, detektierten Porenflächen bzw. der Porenanzahl, lässt sich Folgendes festhalten: Erstens, das Schädigungsniveau nach dem Versuch R12-T ist, wahrscheinlich hervorgerufen durch die positive Triaxialität, deutlich höher als im Versuch R12-CT und dem Ausgangsmaterial. Zweitens, einhergehend mit der negativen Triaxialität nimmt im Versuch R12-CT die Porenanzahl und der Porenflächenanteil sogar gegenüber dem Ausgangszustand ab.
Zur Ermittlung des Schädigungseinflusses auf die zyklische Leistungsfähigkeit wurden die im Torsionsplastomerter umgeformten Proben zuvor auf eine einheitliche Geometrie mit einem Durchmesser von 5 mm abgedreht und in Kooperation mit TP C01 unter schwingender Belastung geprüft. Die Mittelspannung dieser Laststeigerungsversuche lag bei null und die Anfangsamplitude betrug 0,5 kN. Entgegen der Erwartung zeigten die ermittelten Lastspielzahlen in Abb. 7b keine Korrelation mit der im REM gemessenen Porenfläche. Für die Proben R12-T wurde beispielsweise aufgrund der erheblich höheren Schädigung eine geringere Lastspielzahl erwartet als für die Proben R12-CT, allerdings zeigen diese Proben trotz geringerer Schädigung eine verringerte Leistungsfähigkeit im Laststeigerungsversuch. EBSD-Untersuchungen der Proben zeigen, dass nicht nur die Schädigung, sondern auch die Phasenverteilung der nach den Modellversuchen eingestellten, inhomogenen, ferritisch-bainitischen Mikrostruktur von der Belastungsart abhängig ist [Wan20]. Da diese Inhomogenität der Mikrostruktur das Ermüdungsverhalten in komplexer Weise beeinflusst, kann hier der Einfluss der Schädigung nicht isoliert, sondern überlagerte Einflüsse von Schädigung und Mikrostruktur auf die zyklische Leistungsfähigkeit beobachtet werden – ein Aspekt, der in der 2. Förderperiode des TRR 188 unter anderem in den TP A08 weiter untersucht werden wird.
Insgesamt zeigen diese Untersuchungen das Potenzial des Torsionsplastometers zur Abbildung komplexerer Lastpfade, aber auch die Herausforderungen bei Anwendung in der Warmumformung.

Abb. 7: a) Lastpfade beim Kaliberwalzen (1. Stich, Referenzkalibrierung); b) Porenverteilung aus REM-Analyse in den Torsionsplastometerproben nach Umformung c) Lastspielzahlen der Proben aus Schwingversuchen [Wan20]

Implementierung sowie Bewertung der Schädigungskriterien

Für die Prozessauslegung sind verlässliche Konzepte zur Schädigungsvorhersage essenziell. Daher wurde das eingangs beschriebene Prozessmodell genutzt, um Schädigungskriterien, die einen geringen Rechenaufwand besitzen und in der Praxis verbreitet sind, auf Ihre Tauglichkeit für die Warmumformung hin zu untersuchen. Schädigungskriterien beinhalten im Gegensatz zu Schädigungsmodellen keine Rückkopplung der Schädigungsevolution auf das Fließverhalten des Materials. Drei Schädigungskriterien, Cockroft & Latham, Freudenthal und Oyane wurden über eine User-Subroutine in das FE-Prozessmodell implementiert [Wan18].

Abb. 8: Schädigungsverteilung verschiedener Schädigungskriterien in den letz-ten zwei Stichen der Referenzkalibrierung

Abb. 8 stellt die mit diesen Kriterien vorhergesagten Schädigungswerte D anhand der letzten zwei Stiche der Referenzkalibrierung dar. Die Schädigungskriterien zeigen klar unterschiedliche Schädigungsverteilungen über den Querschnitt. Obgleich alle Kriterien zunehmende Schädigung entlang der Prozessroute vorhersagen, befindet sich der nach der Umformung stark geschädigte Bereich nach Oyane und Freudenthal in der Mitte des Walzguts, während dieser nach Cockroft-Latham am Randbereich liegt.

Zur Bewertung der Schädigungskriterien wurden Untersuchungen im Rasterelektronenmikroskop (REM) durchgeführt. Der im REM ermittelte Schädigungszustand wird im Folgenden den Vorhersagen der verschiedenen Schädigungskriterien gegenübergestellt.

Abb. 9: Vergleich der relativen Änderung der Schädigungswer-te D mit den REM Messungen. Dabei entspricht ΔPosx,y,y der prozentualen Änderung an Pos y in Bezug auf Pos x

Da die Schädigungswerte D der Schädigungskriterien keine direkte physikalische Interpretation zulassen, sondern lediglich als Maßstab in Bezug auf ein kritisches Schädigungsniveau dienen, ist bei Ihrer Verwendung ein direkter Vergleich der Schädigungswerte mit im REM gemessenen Porenanteilen nicht zielführend. Stattdessen werden die relativen Änderungen der Porenflächenanteile aus dem REM in Abb. 9 den Änderungen der Schädigungswerte gegenübergestellt. Die REM Messungen wurden an drei Stellen entlang des Querschnittsradius senkrecht zur Belastungsrichtung des vierten Walzstich der Referenzkalibrierung durchgeführt. An jeder Position wurde eine Messfläche von 1,44 mm² vermessen Die höchste Schädigung liegt danach in der Mittelachse des Bauteils (Pos 1) vor, während sie im Übergangsbereich (Pos 2) stark abnimmt und zum Rand hin (Pos 3) wieder deutlich ansteigt. Diese Tendenz lässt sich mit keinem der untersuchten Schädigungskriterien korrelieren, wobei das Oyane- und das Freudenthal-Kriterium zumindest den Ort der höchsten Schädigung korrekt vorhersagen. Aufgrund der deutlich von den Experimenten abweichenden Ergebnisse aller Schädigungskriterien wurde entschieden für die weitere Modellierung ausschließlich Schädigungsmodelle zu nutzen.

Integration und Bewertung der Schädigungsmodelle

Wie bereits beschrieben, waren die untersuchten Schädigungskriterien weitgehend untauglich für die Anwendung in der Warmumformung. Weiterhin ergaben Untersuchungen im TP C03 [Imr19], dass auch konventionelle Schädigungsmodelle ohne Berücksichtigung des Einflusses der DRX auf die Porennukleation nicht alle für die Warmumformung relevanten Effekte abbilden. Demzufolge wurde in TP A01 primär ein von TP C03 speziell für die Warmumformung entwickeltes Schädigungsmodell genutzt [Bam19]. Basierend auf dem GTN-Modell bildet dieses erweiterte GTN-Modell die Schädigungsentwicklung durch Nukleation, Wachstum und Vereinigung von Poren ab. Durch eine umfassende Modifikation kann überdies der Einfluss der dynamischen Rekristallisation (DRX) auf die Poreninitiierung berücksichtigt werden. Zu Vergleichszwecken wurde zusätzlich ein Lemaitre Modell aus der Gruppe der Continuum Damage Mechanics (CDM) Modelle eingesetzt, welche die Schädigungsentwicklung aufgrund der thermodynamischen Dissipationsenergie vorhersagt. Das modifizierte GTN-Modell wird als „User Material“ VUMAT Subroutine in ABAQUS Explizit eingebunden. Dementsprechend wurde das im AP 2 beschriebene Prozessmodell in ABAQUS Explizit überführt, um die User-Subroutine nutzen zu können. Das Modell und seine Anwendung beim Kaliberwalzen ist detailliert in [Imr20] beschrieben. Demgegenüber wurde das Lemaitre Modell über eine „User Defined Fields“ USDFLD Subroutine in ABAQUS Implizit eingebunden. Diese User-Subroutine ermöglicht keine Rückkopplung der Plastizität auf die Schädigung. Die Methode zur Parameteridentifikation, die Validierung dieses Modells und seine Anwendung beim Kaliberwalzen wurden in [Sch20] ausführlich beschrieben.

Die Schädigungsmodelle wurden analog zu den Schädigungskriterien zur Vorhersage der Schädigung beim Kaliberwalzen entsprechend der Referenzkalibrierung eingesetzt. In Abb. 10 sind an drei repräsentativen Stellen die vorhergesagten Schädigungsparameter über alle vier Stiche der Referenzkalibrierung gegen den Umformgrad aufgetragen. In der Abbildung ist der Wechsel von zwei aufeinanderfolgenden Stichen durch einen Pfeil gekennzeichnet. Diese Verläufe zeigen, dass die Schädigung nach Lemaitre monoton mit der Umformung zunimmt, während sie nach GTN unter dem Effekt von Lastpfad und DRX sinkt. Nach dem Lemaitre Modell entsteht die höchste Schädigung oberflächennah aufgrund der Zugbelastung. Die Verläufe nach dem GTN-Modell zeichnen sich durch eine fast kontinuierliche Abnahme des Porenvolumenanteils aus.

Abb. 10: Schädigungsentwicklung an repräsentativen Positionen entlang der Refe-renzkalibrierung nach dem Lemaitre Modell [Sch20] und dem modifizierten GTN

Die im ersten Stich entstandenen Poren an Pos 3 werden in der Folge stark reduziert, was dazu führt, dass nach vier Stichen die höchste Schädigung im Kern (Pos 2) vorliegt. Somit unterscheidet sich der Ort der größten Schädigung in beiden Modellen.

Die Bewertung der untersuchten Schädigungsmodelle erfolgte analog zu den Schädigungskriterien durch den Vergleich der vorhergesagten Schädigung mit dem im REM gemessenen Porenflächenanteil. In Abb. 11a ist für den ersten und vierten Walzstich der Referenzkalibrierung einen qualitativen Vergleich der Schädigungsverteilung über den Querschnitt mit den REM-Ergebnissen analog zu Abb. 9 dargestellt.

Die bessere qualitative Vorhersage liegt für das modifizierte GTN Modell vor.

Abb. 11: a) Schädigungsverteilung nach GTN und Lemaitre b) und c) Modellbewer-tung anhand des 1. und 4. Stiches der Referenzkalibrierung [Imr20]

Nach den REM Ergebnissen steigt die Schädigung im ersten Stich von Pos 1 zu Pos 3 stetig, wobei sie im vierten Stich von Pos 1 zu Pos 2 erst abnimmt und dann von Pos 2 zu Pos 3 wieder steigt. Diese Tendenzen wurde nur vom GTN Modell richtig abgebildet, auch wenn die quantitative Vorhersage um etwa den Faktor 4 abweicht. Aufgrund dieser qualitativen Übereinstimmung wurde ausschließlich das erweiterte GTN Modell zur schädigungskontrollierten Prozessauslegung verwendet. Die Hintergründe für die quantitative Abweichung der Modelle von den Messwerten konnten noch nicht abschließend aufgeklärt werden. Abweichungen dieser Art wurden aber in verschiedenen TPs innerhalb des TRR 188 in der ersten Förderperiode festgestellt und stellen somit einen gemeinsamen Untersuchungsgegenstand für die zweite Förderperiode dar.

Untersuchung des Porenschlusses beim Kaliberwalzen

Für die zweite Förderperiode war vorgesehen den Fokus in TP A01 auf den Porenschluss beim Kaliberwalzen zu verlegen. Dementsprechend wurde als Vorarbeit die im TP A04 entwickelte Simulationsplattform zur Untersuchung des Porenschlussverhaltens auf das Kaliberwalzen übertragen. Anhand der Referenzkalibrierung wurde der Porenschluss für drei unterschiedliche Porenformen untersucht. Die entsprechenden Porenschlusskurven sind in Abb. 13 dargestellt. Diese Kurven zeichnen sich durch eine abwechselnde Ab- und Zunahme des Porenvolumens aus, was darauf hindeutet, dass sich die während der Umformung (teilweise) geschlossenen Poren in den nächsten Walzstichen aufgrund einer Änderung der Belastungsrichtung wieder öffnen. Für jede Porengeometrie gilt die Beobachtung, dass eine Pore im Kern des Bauteils (Punkt B) am Prozessende immer am wenigsten schließt, während die Poren in der Randzone überwiegend, aber nicht vollständig schließen. Diese Ergebnisse sind konsistent mit der Vorhersage des GTN-Modells und den REM-Untersuchung, welche jeweils belegen, dass die höchste Schädigung im Kern des Bauteils zu finden ist.

Abb. 13: Porenschluss beim Kaliberwalzen (Referenzkalibrierung) mit Berücksichtigung der Porenform [Hir20]

Schädigungskontrollierte Prozessauslegung

Ein wesentliches Ziel von TP A01 ist die Auslegung von Prozessen, die durch Lastpfadvariation zu unterschiedlichen Schädigungszuständen führen. Dementsprechend wurden ausgehend von der Referenzkalibrierung weitere Kaliberfolgen, mit hinsichtlich der Schädigung angepassten Kalibrierungen, ausgelegt. Als Basis wurden die zuvor gewonnenen Erkenntnisse zur Parametervariation aufgegriffen, in denen das Achsenverhältnis des Ovalkalibers a_k und die Flächenabnahme ε_A als wichtigste Einflussparameter auf die Schädigung ermittelt wurden. Da sich die Kalibergeometrie durch die Änderung dieser beiden Parameter maßgeblich ändert, muss bei der Auswahl der Parameter zuerst gewährleistet werden, dass kein Formfüllungsfehler auftritt. Dementsprechend wurde mittels FE-Simulation eine Analyse des Kaliberfüllgrads in Abhängigkeit von a_k und Δε_A durchgeführt, um die Variationsgrenze hinsichtlich der Kaliberfüllung zu bestimmen. In [Li20] wurde die dazu verwendete Methode ausführlich beschrieben.

Anschließend wurde für die Kaliberfolge rund-oval-rund eine bewusst kritische Prozessführung ausgelegt. In Abb. 12a sind die mit dem GTN Modell vorhergesagten Schädigungsverteilungen für die Referenzkalibrierung und die kritische Prozessroute im Vergleich dargestellt. Es ist ersichtlich, dass sich die Schädigungsverteilung in jedem Stich ändert. In den Stichen zwei und drei entstand in der kritischen Prozessroute wie geplant im Vergleich der Maxima des Porenvolumenanteils im Querschnitt ΔVVF_Max bezogen auf die Referenzkalibrierung etwa 20 % mehr Schädigung. Dies ist insbesondere in oberflächennahen Bereichen erkennbar. Allerdings bewirkt der Spannungszustand im letzten Stich eine so große Schädigungsabnahme, dass die Schädigung ΔVVF_Max am Prozessende im vierten Stich, vor allem im Kernbereich des Bauteils, etwa 30 % geringer ist als in der Referenzkalibrierung.

In der industriellen Praxis werden neben den bisher untersuchten Rund- und Ovalkalibern eine Vielfalt von anderen Kalibertypen eingesetzt, etwa kantige Rautenkaliber. Diese könnten aufgrund der ungünstigen Temperaturverteilung durch Abkühlung an den Kanten besonders schädigungsanfällig sein. Gemäß dieser Hypothese wurde eine neue Prozessroute ausgelegt, deren erste beide Stiche aus einem Rautenkaliber und einem Quadratkaliber bestehen. Die Schädigungsvorhersage und die Kaliberausfüllungen dieser Prozessroute sind in Abb. 12b gezeigt. Wie erwartet ergab sich bei dieser Prozessroute im Quadratkaliber (zweiter Stich) eine starke Schädigungszunahme im Vergleich zur Referenzkalibrierung von über 100 %, die allerdings auch in Ovalkaliber (dritter Stich) vorlag. Der letzte Stich reduzierte die Schädigung wiederum stark, dass sie um 10 % unter dem Wert der Referenzkalibrierung liegt. Der kritischste Bereich liegt nahezu vollständig im Kern des Bauteils, was auf eine deutliche Verschiebung der Schädigungsverteilung bei Verwendung von Rauten- und Reckteckkalibern hinweist.

Zusammenfassend konnte demonstriert werden, dass eine schädigungskontrollierte Prozessführung für das Kaliberwalzen realisierbar ist. Die Unterschiede der maximalen Schädigungswerte reichen bis über 100 %.

Abb. 12: a) Vergleich der Referenzkalibrierung mit der kritischen Prozessroute für die Kaliberfolge rund-oval-rund; b) Vergleich der Referenzkalibrierung mit der Prozessroute auf Basis von Rauten- und Quadratkaliber

Vergleichende Bewertung der Schädigung im Kaliberwalzen und Kaltfließpressen

Da der TRR188 u.a. die gesamte Prozesskette der Massivumformung abdeckt, war auch vorgesehen, die Schädigungsentwicklung in aufeinanderfolgenden Umformprozessen zu simulieren und experimentell zu betrachten. Die gekoppelte Simulation der Prozesse Kaliberwalzen und Fließpressen in Kooperation mit TP S01 ist in [Cla20] veröffentlicht. Aus der experimentellen Betrachtung ergab sich, dass die Schädigung beim Kaliberwalzprozess im Vergleich zum anschließenden Kaltfließpressen recht moderat ausfällt.

In Abb. 14 ist die zugehörige Schädigungsentwicklung anhand von Dichtemessungen und REM Untersuchungen dargestellt.

Abb. 14: a)Schädigungsentwicklung nach Dichtemessung und REM entlang der Pro-zesskette für Massivbauteile

Beide belegen, dass die Schädigungsänderung beim Kaliberwalzen im Vergleich zum Ausgangsmaterial gering ist, während sich die Schädigung nach dem Fließpressen mit φ = 0,5 stark (Faktor zehn im Porenflächenanteil) erhöht. Aus diesem Grund wird die Untersuchung des Kaliberwalzens, und damit das TP A01, in der zweiten Förderperiode nicht fortgesetzt. Stattdessen motivieren die erzielten Ergebnisse zwei neue TPs: Zum einen wird die moderate Schädigung in der Warmumformung im TP A07 zum Gesenkschmieden gezielt ausgenutzt. Zum anderen werden die offenen Fragen des Zusammenwirkens von Mikrostruktur und Schädigung in der Warmumformung sowie die Schädigungsneigung in der Kaltumformung in Abhängigkeit der Mikrostruktur in der zweiten Förderperiode im TP A08 untersucht.

Literaturverzeichnis