A04 Gussporenausheilung im Warmflachwalzprozess

Das übergreifende Ziel von TP A04 ist die Entwicklung von Methoden, die durch ein grundlegendes Verständnis über Entstehung, Entwicklung und Ausheilung von Schädigung, einen schädigungskontrollierten Walzprozess ermöglichen. Die hierfür formulierten Teilziele der ersten Förderperiode, welche auf das Warmflachwalzen ausgerichtet war, lauteten wie folgt:

(i)       Ermittlung des Lastpfadspektrums beim Warmflachwalzen

(ii)      Untersuchung und Beschreibung von Porenschluss und -verschweißen

(iii)     Bewertung und Weiterentwicklung gängiger Modelle für Porenschluss und -verschweißen

(iv)     Ermittlung schädigungstoleranter und –kritischer Walzstrategien

(v)      Entwicklung mehrstichiger Walzprozesse, die bei vergleichbarer Mikrostruktur unterschiedliche Schädigung aufweisen

Im Folgenden wird zunächst die Charakterisierung des Ausgangsmaterials beschrieben, bevor die simulativen Arbeiten zur Lastpfadvariation beim Warmflachwalzen sowie die Entwicklung und Validierung eines Mehrskalenmodells zur Porenausheilung dargestellt werden. Anschließend wird auf die Versuchsvorbereitung und die Herstellung des Probenmaterials für Folgeprojekte des TRR 188 eingegangen.

Charakterisierung des Ausgangsmaterials

Das Ausgangsmaterial der Blechroute des TRR 188 bildet ein niedriglegierter Stahl, dessen chemische Zusammensetzung die Herstellung eines Dualphasengefüges mit einer Zugfestigkeit von 800 MPa ermöglichen soll. Das Material wurde in 180 kg Blöcken der Maße (LxBxH) 650 x 260 x 140 mm³ beschafft. Zur Einstellung der Ausgangsdicke von 140 mm wurde das Ausgangsmaterial werkseitig ca. 50 % vorgewalzt, wodurch ein globulitisches Umformgefüge eingestellt wurde.

Die Fließkurven des Ausgangsmaterials wurden mittels Zylinderstauchversuchen im Temperaturbereich von 25 – 1200 °C und für Dehnraten von 0,1 bis 10 s^-1 bis zu einem Umformgrad von 0,8 ermittelt. Zur Bestimmung der Ausgangsschädigung wurde eine Kombination aus Lichtmikroskopie und Topographiemessungen verwendet. In den Schliffbildern fanden sich Gussporen mit Abmessungen von mehr als 400 µm, die zerrüttete Oberflächen aufwiesen (siehe Abb. 1, links). Die Topographiemessungen, bei denen Poren als Höhenabweichung von einer glatt polierten Oberfläche detektiert werden, ergaben bei einer Messfläche von über 1.200 mm² einen gleichmäßig verteilten Porenflächenanteil von 0,076 %. Dieser ist entsprechend verschiedener Porenflächenbereiche aufgeteilt und ab einer Porenfläche von 40 µm² in Abb. 1 rechts dargestellt.

Abb. 1:  Exemplarische Gussporen mit Sub-Hohlraumbildung (links); Porenverteilung des Ausgangsmaterials (rechts)

Simulative Untersuchung realisierbarer Lastpfade im Warmflachwalzprozess

Da ein Großteil des Warmflachwalzprozesses die Bedingungen für einen ebenen Dehnungszustand erfüllt, wurde in Abaqus/CAE ein 2D-FE-Modell (J2-Plastizität) für das Flachwalzen entwickelt, mit dem das mögliche Lastpfadspektrum im Zentrum des Walzguts ermittelt werden konnte. Hierbei wurde in sämtlichen Simulationen der industriell relevante, stationäre Zustand und die Umformzone (Dehnrate ) betrachtet. Die Validierung von Modell- und Materialparametern erfolgte durch den Vergleich von Walzkraft und Drehmoment mit experimentellen Walzversuchen am Institut für Bildsame Formgebung (IBF). Während der Lode-Parameter im ebenen Dehnungszustand konstant null ist, zeigen die Walzparameter Walzendurchmesser, Stichabnahme, Walzgeschwindigkeit und Temperatur einen unterschiedlich starken Einfluss auf die Triaxialität im Kern des Walzguts (siehe Abb. 2). Walzendurchmesser und Stichabnahme konnten als Haupteinflussgrößen auf die Triaxialität im Kern identifiziert werden. Große Walzendurchmesser und Stichabnahmen führen zu einer Verringerung der Triaxialität im Kern.

Abb. 2: Einfluss gängiger Walzparameter auf die Triaxialität im Kern des Walzguts

Darüber hinaus wurde ein 3D-Flachwalzmodell entwickelt, um zusätzlich den Einfluss der genannten Prozessparameter auf den Lode-Parameter sowie die Lastpfadverteilung entlang der Breitenrichtung zu untersuchen. Abb. 3 zeigt einen Ausschnitt des Walzguts im stationären Zustand, also für einen beliebigen, aber festen Zeitpunkt. Daher enthält die Darstellung Informationen über die örtliche Verteilung der gezeigten Größen, aber auch indirekt über die zeitliche Folge, da sich materielle Punkte mit der Zeit entlang der Walzrichtung bewegen. Es wurde eine starke, nicht-proportionale Variation von Triaxialität und Lode-Parameter im Walzspalt, also entlang Walz- und Breitenrichtung ermittelt.

Abb. 3: Triaxialität (links) und Lode-Parameter (rechts) in der Walzgutmitte in Walz- (WR) und Breitenrichtung (BR)

Modellierung der Gussporenausheilung im Warmflachwalzprozess

Porenausheilung besteht aus den drei aufeinanderfolgenden Schritten Porenschluss, Porenverschweißen und Grenzflächenauflösung. Zur Ermittlung der Porenevolution in Abhängigkeit der Prozessbedingungen, also der Prozessparameter und der Porenposition im Walzgut, sowie der Porenparameter Form und Ausrichtung wurde ein Mehrskalenmodell entwickelt. Die lokalen Spannungs- und Dehnungsrandbedingungen des Prozessmodells wurden in Form der 1. Piola-Kirchhoff Spannungen und des inkrementellen Verschiebungsgradienten auf ein repräsentatives Volumenelement (RVE) mit periodischen Verschiebungs- und antiperiodischen Spannungsrandbedingungen übertragen. Hierbei wurden Verschiebungen in Normalen- und Breitenrichtung sowie Spannungen in Walzrichtung verwendet, um durch Aufhebung der makroskopisch vorliegenden Volumenkonstanz Porenschluss innerhalb des RVEs zu ermöglichen [Lie20]. Ein Vergleich von makroskopischer Triaxialität und Umformgrad mit den im RVE beobachteten Werten zeigte eine sehr gute Übereinstimmung für Porositäten von 2 % und weniger, wodurch der methodische Ansatz des Mehrskalenmodells simulativ validiert werden konnte [Lie19]. Abb. 4 zeigt links entsprechend ermittelte Porenschlusskurven zu den Lastpfaden in Abb. 2 (links). Es zeigt sich, dass die Porenschlussrate zwar durch größere Walzendurchmesser aktiv beschleunigt werden kann, aber dass die vorliegende Porenform und -ausrichtung einen deutlich größeren Einfluss auf den Porenschlussverlauf und den notwendigen Umformgrad für vollständigen Porenschluss haben (siehe Abb. 4, rechts).

Abb. 4: Einfluss des Walzendurchmessers auf den Porenschluss einer kugelförmigen Pore (links); Einfluss von Po-renform und Ausrichtung auf den Porenschluss am Beispiel einer oblaten Pore (rechts; Referenz: kugelför-mige Pore)

Des Weiteren zeigt Abb. 5 (links) für einen einzelnen Walzstich (Dickenreduktion von 140 auf 125 mm), dass der Porenschluss stark von der Position der Pore innerhalb des Walzguts abhängig ist. In Übereinstimmung mit dem Abfall der Triaxialität (vgl. Abb. 3, links) ist anhand des 3D FE-Modells in Breitenrichtung vom Rand zur Walzgutmitte eine leichte Verbesserung des Porenschlusses, also eine Verringerung des relativen Porenvolumens V ⁄ V₀ nach einem Walzstich erkennbar. Deutlich stärker sinkt V ⁄ V₀ dagegen von der Walzgutmitte zur Oberfläche in Normalenrichtung. Dieser Einfluss der relativen Höhe innerhalb des Walzspalts kann im 2D FE-Modell unabhängig von der Porenform auch über mehrere Walzstiche beobachtet werden (Abb. 5, rechts).

Abb. 5: Relatives Porenvolumen V ⁄ V0 einer kugelförmigen Pore in Abhängigkeit von Normalen (NR) und Breitenrichtung (BR) nach einem einzelnen Walzstich mit 15 % Stichabnahme (links); Einfluss von Porenform und -position auf den Porenschluss in Normalenrichtung für vier aufeinanderfolgende Walzstiche mit 15 % Stichabnahme (rechts)

Weitere Finite-Elemente-Untersuchungen an Stauchzylindern mit unterschiedlich großen, im Kern befindlichen Poren zeigten, dass das Porenvolumen eine sehr geringe Auswirkung auf die relative Porenschlussrate hat (Abb. 6, links). Außerdem wurde in Übereinstimmung zu gängigen Untersuchungen zum „Crocodiling“, also dem Aufreißen des Walzguts im Kern [Tur92] mit dem entwickelten Mehrskalenmodell gezeigt, dass sich im Kern des Walzguts befindliche Poren, bei ungünstigen Lastpfaden öffnen können (Abb. 6, Mitte).

Abb. 6: Porenschluss in Abhängigkeit von Porenvolumen V0 (links) sowie Walzendurchmesser Dw und Stichabnahme ∆h (Mitte; jeder Punkt markiert das rel. Porenvolumen nach dem jeweiligen Walzstich); Porenschlusskriterium nach Tanaka für drei ausgewählte Parameterkombinationen (rechts)

Das Porenschlusskriterium (Q-Kriterium) nach Tanaka et al. [Tan87] wurde angewendet, mit den Porenschlusskurven verglichen und eine mangelnde quantitative wie qualitative Übereinstimmung festgestellt (vgl. Abb. 6, Mitte und rechts) [Lie18], da die Poren nach dem Q-Kriterium zum einen unterschiedlich schnell schließen und zum anderen für die Kombination D_w=160 mm und ∆h=10 mm sogar ein Öffnen der betrachteten, kugelförmigen Pore vorhergesagt wird.

Der zweite Schritt der Porenausheilung, das Porenverschweißen, wurde mithilfe geteilter Verbundproben (siehe Abb. 7, links) am Torsionsplastometer STD 812 von TA Instruments untersucht. Es zeigte sich in Übereinstimmung mit [Hib20], dass zwei in Kontakt tretende Oberflächen des niedriglegierten Stahls der Blechroute unter Normalspannung selbst bei geringsten Oberflächenvergrößerungen und kurzen Haltezeiten einen starken Verbund ausbilden (siehe Abb. 7, Mitte und rechts). Daher wurde von der in diesem Arbeitspunkt ursprünglich vorgesehenen Modellierung der Haftfestigkeit mithilfe einer Subroutine (UINTER) abgesehen und stattdessen vollständiger Materialverbund beim Schließen einer Pore angenommen. Zur Normierung der Haftfestigkeit wurde die Fließspannung verwendet. Da bei diesem Versuch kein einachsiger Spannungszustand vorliegt, sind wie in Abb. 7 dargestellt Haftfestigkeit-Fließspannungsverhältnisse von mehr als 1,0 möglich.

Abb. 7: Verbundversuch und Oberflächenvergrößerung der Kontaktfläche (links); Über die Fließspannung normierte Haftfestigkeit des Ausgangswerkstoffs bei unterschiedlichen Temperaturen (Mitte) und Haltezeiten (rechts)

Auf Basis der zuvor genannten Erkenntnis wurde durch Kombination aus Porenschluss und Rekristallisation ein Ausheilungskriterium definiert. Dieses basiert auf der durch Literaturquellen gestützten Annahme, dass sich nach dem Verschweißen zurückbleibende Grenzflächen durch Rekristallisation und Bildung neuer, die Grenzfläche übergreifender Körner auflösen können [Fen16]. Das Kriterium wurde wie folgt formuliert [Li20]:

Hierbei ist V ⁄ V₀ das relative Porenvolumen und X_acc der akkumulierte, rekristallisierte Volumenbruchteil aus dynamischer und statischer Rekristallisation nach dem Schließen der betrachteten Pore auf weniger als 5 % Restvolumen. Durch Anwendung dieses Kriteriums auf eine Schar unterschiedlicher Poren in verschiedenen Höhenlagen eines Walzguts können Aussagen zu den jeweiligen Prozessbedingungen hinsichtlich Porenausheilung getroffen werden. Da Porenschluss und Rekristallisation unterschiedlich von den Prozessparametern bzw. dem Stichplan beeinflusst werden, bietet das Porenausheilungskriterium die Möglichkeit der Stichplanoptimierung. Abb. 8 zeigt eine solche höhenaufgelöste Klassifizierung eines Walzguts hinsichtlich der Porenausheilungsbedingungen im Zuge eines vierstichigen Warmwalzprozesses von 140 auf 80 mm Dicke. Für den betrachteten Stichplan konnte gezeigt werden, dass bei einer relativen Höhe von 80 % (oberflächennah) die besten und bei 50 % (Kern) die schlechtesten Bedingungen für Porenausheilung vorliegen.

Abb. 8: Höhenaufgelöste (rel. Höhe) Klassifizierung eines Walzguts hinsichtlich der Porenausheilungsbedingungen

Validierung der Simulation und experimentelle Überprüfung der Gussporenausheilung

Für die experimentelle Validierung des entwickelten Mehrskalenmodells wurden zwei verschiedene Ansätze verfolgt. Im ersten, statistischen Ansatz [Lie20] wurde Ausgangsmaterial mit unterschiedlichen Stichabnahmen ausgewalzt und sowohl Porenfläche (Topographiemessung) als auch spez. Dichte (Archimedes-Prinzip) an ausgewählten Zwischenstufen untersucht. Hierbei war das Ziel des Vorhabens die Einstellung identischer Zwischen- und Endgeometrien mit unterschiedlichen Schädigungszuständen [Hir20]. Anstatt des Walzendurchmessers wurde anhand der Simulationsergebnisse aus AP2 die Stichabnahme als Prozessparameter mit großem Einfluss auf die Triaxialität ausgewählt, da eine Vergrößerung des Walzendurchmessers mit dem bestehenden Walzenständer technisch nicht umsetzbar war. Die maximal mögliche Stichabnahme des Walzwerks mit dem Ausgangsmaterial beträgt 15 mm. Zusätzlich wurde eine niedrige Stichabnahme von 5 mm gewählt, um mit einer vertretbaren Gesamtanzahl von Stichen die Ziel- und Zwischendicken einzustellen. Die Homogenisierungstemperatur betrug 1200 °C und die Walzgeschwindigkeit konstante 300 mm/s. Abb. 9 zeigt die Schädigung in Form von Porenfläche (links; für bessere Übersichtlichkeit ab 150 µm² Porenfläche) und spezifischer Dichte (Mitte) für das Ausgangsmaterial (schwarz) und ausgewählte Zwischendicken des Prozesses in Abhängigkeit der Stichabnahmen 5 (rot) und 15 mm (grün). Die Leistungsfähigkeit der Zustände wurde anhand von Laststeigerungsversuchen in Kooperation mit TP C01 ermittelt (Abb. 9, rechts). Unter der Annahme, dass eine Wärmebehandlung keinen Einfluss auf die vorliegende Schädigung hat, wurden die gleich großen Proben vor der Schwingprüfung für 20 min bei 50 K über der A_c3-Temperatur normalgeglüht und anschließend gleichgewichtsnah abgekühlt, um einen überlagerten Einfluss der Mikrostruktur auf die Bruchlastspielzahl auszuschließen.

Abb. 9: Entwicklung von Schädigung (hier: Porenanzahl, links und spez. Dichte, Mitte) und Leistungsfähigkeit (hier: Bruchlastspielzahl im Laststeigerungsversuch, rechts) entlang des Warmflachwalzens

In Übereinstimmung mit den Simulationsergebnissen, welche eine Reduktion des Porenvolumens für beide Prozessrouten vorhersagen [*Lie19], wurde eine kontinuierliche Reduktion der Schädigung entlang des Warmflachwalzprozesses beobachtet. Eine Verringerung der Schädigung durch Erhöhung der Stichabnahme konnte allerdings nur für eine Zwischendicke von 20 mm gezeigt werden. In der Bruchlastspielzahl zeigte sich ebenfalls eine kontinuierliche Verbesserung der Leistungsfähigkeit entlang des Warmflachwalzprozesses, mit verbesserter Leistungsfähigkeit durch große Stichabnahmen für die Zwischendicken 110 und 20 mm.

Im Widerspruch zu den RVE-Simulationen, welche vollständigen Porenschluss der untersuchten Hohlräume bereits bei ca. 75 mm Walzgutdicke vorhersagen, konnten bei 20 mm Walzgutdicke immer noch Poren gefunden werden, die bei Betrachtung der Schliffbilder aus wenigen Gussporen entstanden zu sein schienen (vgl. Abb. 1, links). Hieraus entstand die Hypothese, dass sich während des Porenschlusses berührende, zerrüttete Poreninnenflächen, durch gegenseitiges Abstützen den weiteren Porenschluss verlangsamen. Vielmehr können die hierbei entstehenden Sub-Hohlräume ab einem gewissen Zeitpunkt als einzelne Poren, geringeren Ausgangsvolumens angesehen werden, die weiter geschlossen werden müssen.

Im hergestellten Warmband (3 mm), also der Zieldicke des Warmwalzens, wiesen die beiden Prozessrouten vergleichbare spez. Dichten und Bruchlastspielzahlen auf. Dies wird darauf zurückgeführt, dass zu diesem Zeitpunkt, durch den hohen akkumulierten Walzgrad, bereits alle ursprünglichen Gussporen und die daraus potenziell entstandenen Sub-Hohlräume geschlossen werden konnten. Diese Beobachtung konnte in Kooperation mit den TPs A05 und B02 bestätigt werden, da bei Biegeversuchen mit dem jeweils zu 1,5 mm dickem DP800 weiterverarbeiteten Warmband bei statistischer Untersuchung mittels Rasterelektronenmikroskopie (REM) kein signifikanter Unterschied im Schädigungsverhalten gezeigt werden konnte. Im Biegeversuch selbst zeigten die beiden Werkstoffe vergleichbare Biegewinkel (Formgenauigkeit) und Bruchverhalten (Rissbildung). Demnach wurden die Zieldicke bzw. der akkumulierte Warmwalzgrad in Übereinstimmung mit der Literatur als zentrale Prozessparameter bei der Schädigungsausheilung bestätigt.

Der zweite Validierungsansatz (finanziert durch pauschale Mittel) hatte das Ziel der quantitativen Validierung des Mehrskalenmodells anhand inkrementeller Zylinderstauchversuche mit jeweils einem einzelnen Hohlraum, definierter Position, Form und Orientierung. Hierbei wurden durch Senkerosion und Diffusionsschweißen (unter Vakuum) Stauchzylinder (Ø: 8 mm, h: 12 mm) mit zwei verschiedenen künstlichen Hohlräumen (Achsenverhältnisse: oblat mit 25:10:25 und prolat mit 10:25:10; Soll-Porosität: 0,1 %) erzeugt und nach jeweils 0,55 bzw. 1,45 mm Höhenreduktion pro Stauchung für die oblate bzw. prolate Pore in einem Mikro-Computer-Tomographen (µCT) vermessen. Die so ermittelten, diskreten Porenvolumina konnten wie in Abb. 10 (links) dargestellt mit der mittels Mehrskalenmodell ermittelten, kontinuierlichen Porenschlusskurve in quantitativ gute Übereinstimmung gebracht werden, wobei ebenfalls eine gute Übereinstimmung des Mehrskalenmodells mit den explizit simulierten Poren in 2D- und 3D-Stauchversuch beobachtet werden konnte. Die leichte Abweichung der prolaten Pore könnte auf Ungenauigkeiten bei Probenfertigung, Versuchsdurchführung und Charakterisierung (µCT) zurückzuführen sein. Bspw. wurde wie in Abb. 10 (rechts) dargestellt, simulativ die Soll-Geometrie gestaucht, welche eine rundlichere Form aufweist und ein vollständiges Vakuum beinhaltet.

Abb. 10: Volumina (links) und Formen (rechts) der künstlichen, ellipsoiden Hohlräume in Realversuch und Simulati-on entlang des inkrementellen Zylinderstauchversuchs

Integration und Kalibrierung einer in-line Kühlstrecke

Zur Einstellung von DP-Gefüge in interkritisch geglühtem Kaltband, also kaltgewalztem Warmband, ist die Umwandlung des vorliegenden Austenits in Martensit durch Raschabkühlung mit Wasser erforderlich. Um mithilfe definierter Abkühlung DP800-Versuchsmaterial reproduzierbar für die Folgeprojekte A05 und A06 herzustellen, galt es eine Kühlstrecke auszulegen und zu kalibrieren. Hierbei musste sichergestellt werden, dass ausreichend hohe Abkühlraten für eine thermisch-induzierte, martensitische Phasenumwandlung erreicht werden können. Ausgangspunkt für die Auslegung der Kühlstrecke war demnach die für die Phasenumwandlung notwendige Abkühlrate Ṫ, welche aus ZTU-Diagrammen vergleichbarer Legierungen mit Ṫ ~ 100 K/s entnommen und in Vorversuchen mit 1,5 mm dicken Blechstreifen experimentell validiert wurde. In der Kühlstrecke wird das Kühlgut über einen angetriebenen Rollgang befördert und durchlaufend von Ober- und Unterseite mit jeweils 12 äquidistant in Reihe angeordneten Düsen abgekühlt. Bei maximaler Pumpenleistung von 11 kW erreicht die Kühlstrecke mit einem Wasserdurchfluss von 240 l/min eine Wasserbeaufschlagungsdichte von ca. 230 l/m²min, wodurch in einem 5 mm dicken Kühlgut eine Abkühlrate von Ṫ > 100 K/s im Kern eingestellt werden kann. Die entsprechende Kühlleistung ist bei der vorrangig im TRR 188 verwendeten Blechdicke von 1,5 mm ausreichend für die Martensitumwandlung.

Zur Kalibrierung der Kühlstrecke wurde ein mit Thermoelementen instrumentiertes Kühlgut kontinuierlich mit verschiedenen, definierten Kühlparametern (Wasserdurchfluss, Luftdruck) abgekühlt und mithilfe eines Finite-Differenzen-Modells die resultierenden, temperaturabhängigen Wärmeübergangskoeffizienten ermittelt sowie der Temperaturverlauf im Kühlgut modelliert. Unter Vorgabe der temperaturabhängigen, physikalischen Werkstoffkennwerte errechnet ein LabView-Programm automatisch die notwendigen Kühlparameter, um in einem Walzgut mit gegebener Starttemperatur und vorgegebener Abkühlrate eine gewünschte Zieltemperatur einzustellen. Das Programm wurde durch instrumentierte Kühlversuche mit anderen Materialdicken validiert.

Herstellung von Probenmaterial

Für die Herstellung von Probenmaterial wurden die 180 kg schweren Blöcke von 140 mm zunächst auf 3 mm warm- und anschließend auf 1,5 mm Enddicke kaltgewalzt. Aufgrund des Temperaturverlusts beim Walzen und der Anlagengrenzen musste das Warmflachwalzen mit insgesamt zwei Wiedererwärmungen durchgeführt werden. Nach einer interkritischen Glühung des Kaltbandes konnte die in AP4 konstruierte und kalibrierte Kühlstrecke zur Martensitumwandlung durch Abschrecken und damit zur Einstellung des Dualphasengefüges mit einer angestrebten Zugfestigkeit von mehr als 800 MPa verwendet werden. Die Erreichung dieser Zugfestigkeit konnte in Zugversuchen von TP B02 bestätigt werden. Durch Variation der Parameter Temperatur und Haltezeit innerhalb der interkritischen Glühung konnte die Ferrit-Martensit-Zusammensetzung des DP-Gefüges variiert werden. Mit einer Glühtemperatur von 730 °C und einer Haltezeit von 180 s konnte die Zusammensetzung des industriellen Referenzmaterials HCT780X von ca. 70 % Ferrit und 30 % Martensit eingestellt werden, wobei in Kooperation mit TP B05 eine deutlich weniger zeilenförmige Martensitstruktur nachgewiesen werden konnte. Das Versuchsmaterial wurde an die TPs A05 und A06 übergeben und dort für Biege- und Tiefziehversuche eingesetzt.

Schädigungsentwicklung beim Kaltflachwalzen unter Einfluss von Bandlängszügen

Als Vorarbeit für die zweite Förderperiode wurde die spez. Dichte, als Maß für die Schädigung (vgl. Abb. 9, rechts), für das Kaltband untersucht. Abb. 11 (links) ist zu entnehmen, dass es beim Kaltflachwalzen ohne Bandzüge trotz vorliegender Druckspannungen zu einer vermeintlichen Schädigungszunahme kommt. Um einen Einfluss der Kaltverfestigung (Versetzungsdichte) auf die spezifische Dichte [Gar62] auszuschließen wurden beide Materialzustände (Warm- und Kaltband) normalgeglüht, wobei die Dichtedifferenz reduziert, aber nicht vollständig ausgeglichen werden konnte. Dies legt eine Schädigungszunahme beim Kaltflachwalzen nahe, welche eine nähere Untersuchung dieses Prozesses in der zweiten Förderperiode motiviert.

Darüber hinaus wurde exemplarisch mittels Finite-Elemente-Methode (FEM) in einem 3D-Kaltflachwalzmodell der Einfluss von Bandlängszügen auf die Triaxialität in der Walzgutmitte innerhalb des Walzspalts () untersucht. Beim Kaltflachwalzen von Stahl werden zur Reduktion der Walzkräfte und zur Verbesserung von Bandplanheit und Prozessstabilität üblicherweise Bandlängszugspannungen zwischen 0,3 und 0,4 bis hin zu 0,5 mal der Fließspannung  eingestellt [Hen90]. In Abb. 11 (rechts) zeigt sich, dass die mit Bandzugspannungen von  verbundene Spannungsüberlagerung für einen Walzstich mit 8,3 % relativer Stichabnahme einen deutlichen Anstieg der maximalen Triaxialität im Kern um mehr als 0,6 mit sich bringt. Diese potenziell schädigungskritische Veränderung gilt es in der zweiten Förderperiode zu untersuchen.

Abb. 11: VolSpez. Dichte als Maß für die Schädigungsentwicklung beim Kaltflachwalzen (links); Einfluss der Band-längszüge auf die Triaxialität in der Walzgutmitte (rechts)

Literaturverzeichnis