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7. Sicherheitsbewertung von hybridlasergeschweißten Bauteilen 192 Stützenflansch SG Riegelflansch GW Modellgröße Probe Zugflansch Druckflansch Anzahl der Elemente TSV 11967 Semi-elliptischer Riss Bild 7.10: FE Modell der biegesteife Rahmeneckverbindung mit semi-elliptischem Riss am Nahtübergang Dehnung in Längsrichtung [-] 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00 Längsdehnung Last F Rissinitiierung Bruttoquerschnittsfließen Beulen 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Durchbiegung u v [m] 800 700 600 500 400 300 200 100 0 Last F [kN] 1200 1000 Bild 7.11: Last-Verformungs- und Risswiderstandskurven für die TSV J-Integral [N/mm] 800 600 400 200 0 GW HLSV y=0 HLSV y=0.5 HLSV y=1.6 TSV 60° 90° 0° C(T) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 Risswachstum ∆a [mm] Die Ergebnisse der Schädigungsanalyse für den untersuchten Stahlbauanschluss, die in Form der Last- Verformungs- und Risswiderstandskurven ausgegeben werden, sind in Bild 7.11 aufgezeigt. Um den Risswiderstand der TSV bewerten zu können, werden zusätzlich die R-Kurven der C(T) Probe aus homogenem GW und der C(T) Proben mit der HLSV und unterschiedlichen Anfangsrisslagen (y=0, 0.5 und 1.6mm) bezüglich der Schmelzlinie aufgetragen, wobei y den Abstand des Anfangsrisses von der Schmelzlinie darstellt. Diese R-Kurven sind bereits in Kap. 5 ermittelt. φ
7. Sicherheitsbewertung von hybridlasergeschweißten Bauteilen In einer im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Studie wird der Einfluss des verwendeten Elementtyps und der Feinheit des FE Netzes auf das globale Last-Verformungsverhalten der TSV untersucht. Es kann gezeigt werden, dass sowohl der Elementtyp als auch die Feinheit des Netzes im Druckflansch das Erreichen des Lastmaximums, den anschließenden Lastabfall und somit das Beulverhalten stark beeinflussen. Dagegen ist der Beginn des Fließens von den Parametern des FE Netzes unabhängig. Die Solidelemente mit dem linearen Verschiebungsansatz und ohne reduzierte Integration (Elementtyp C3D8) zeigen zu hohe Steifigkeit, um eine genaue numerische Lösung für die Bauteile unter Biegbelastung zu liefern. Dieses Problem, das häufig bei der Modellierung auftritt, nennt sich „shear locking“ und kann durch die Wahl eines viel feineren Netzes mit dem Elementtyp C3D8 oder durch die Verwendung des Elementtyps mit reduzierter Integration (z.B. Elementtyp C3D8R) umgegangen werden. Da die Schädigungsanalyse mit dem GTN-Modell die Verwendung des Elementtyps C3D8 erfordert, wird nur der Bereich, in dem die Schädigungsentwicklung stattfinden soll, mit diesem Elementtyp bei definierter Elementgröße vernetzt. Das Bruttoquerschnittsfließen der Biegeträger wird im numerischen Modell beim Erreichen von 2% Dehnung in Längsrichtung beobachtet, s. Bild 7.11. Hierbei ist es wichtig zu erwähnen, dass die Dehnungen außerhalb des Bereichs der großen Verformungen ca. 300mm von dem Nahtübergang entfernt ausgewertet werden. Die ermittelten Dehnungen stellen den über die Breite des Trägerflansches gemittelten Wert dar. Die Rissinitiierung und somit der Beginn des duktilen Versagens findet bei einer Längsdehnung von 10% statt, kurz bevor das Lastmaximum erreicht wird und das Beulen des Druckflansches des Biegeträgers einsetzt. Die Rissspitzenbelastung bei dem Beginn des stabilen Risswachstums ist für die TSV mit Ji=273N/mm deutlich höher als die Initiierungswerte, die sich für die C(T) Proben mit unterschiedlicher Risslage ergeben. Bis zur Risslänge ∆a=0.3mm wird mit dem GTN-Modell ein höherer Risswiderstand für die TSV als für die C(T) Proben bestimmt. Die Verringerung des Risswiderstandes für ∆a>0.3mm, der durch die Annäherung der R-Kurve der TSV zu den R-Kurven der C(T) Proben mit der HLSV ersichtlich wird, ist auf die Dehnungslokalisierung im Restligament zurückzuführen, mit der eine kleinere Dehnungszunahme erforderlich ist, um den Riss voranzutreiben. Die Rissinitiierung in der TSV ereignet sich an der Stelle entlang der semi-elliptischen Rissfront, die sich ausgehend von der Rissoberfläche unter dem Winkel φ=60° befindet und an der die höchste Spannungsmehrachsigkeit auftritt. Danach breitet sich der Riss in Richtung der Oberfläche φ=0° und des Scheitels φ=90° aus. Um den Einfluss der lokalen Spannungs- und Dehnungsfelder auf den Risswiderstand zu veranschaulichen, werden die Spannungsmehrachsigkeit h und die plastische Vergleichsdehnung εv pl in Richtung des Anfangsrisses bei einer Rissspitzenbelastung J=273N/mm ausgewertet, die der Rissinitiierung in der TSV entspricht, s. Bild 7.12. Die C(T) Probe aus homogenem GW zeigt bei diesem J-Wert den höchsten Risswiderstand (∆a=0.23mm) im Vergleich zu Bruchmechanikproben mit der HLSV, bei denen der Risswiderstand von der Risskonfiguration mit y=0.5mm (∆a=0.25mm) bis y=1.6mm (∆a=0.3mm) und schließlich y=0mm (∆a=0.38mm) abfällt. Da das Risswachstum bei der C(T) Probe mit y=0.5mm gerade 0.25mm beträgt, werden noch keine Initiierung des zweiten Risses im GW an der Schmelzlinie und somit auch kein Rissauswandern beobachtet. Dies ist auch der Grund, warum sich die quantitativen und vor allem qualitativen Verläufe der Mehrachsigkeit und der Vergleichsdehnung für die beiden C(T) Proben mit y=0.5 und 1.6mm nur geringfügig voneinander unterscheiden. Die maximale Mehrachsigkeit hmax=1.9mm ist für die C(T) Probe mit y=0.5mm aufgrund der stärkeren Entlastung der Rissspitze durch die Constraintentwicklung an der Schmelzlinie 193
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Experimentelle und numerische Analy
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Ganz besonders möchte ich meinem E
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Kurzfassung / Abstract Vorteile num
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Inhalt IV 5.2 Überprüfen von Para
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Nomenklatur J N/mm J-Integral, Riss
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Nomenklatur pl ε& s -1 Rate der pl
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1 Einleitung 1. Einleitung Das Hybr
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2 Stand der Technik 2. Stand der Te
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Einbrandkerbe Erstarrungsriss ungen
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2. Stand der Technik In den meisten
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⎧ ∂ui ⎫ J = ∫ ⎨Wdy −Ti
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Kontinuum Riss ursprüngliche Risss
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2.3.2 Modellierung im Spaltbruch- u
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2. Stand der Technik Detailgeometri
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3. Aufgabenstellung • Die erste T
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4 Experimentelle Datenbasis 4. Expe
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wahre Spannung [MPa] 1600 1400 1200
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Relativer Anteil [%] Relative Antei
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Relativer Anteil [%] Relativer Ante
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Werkstoff EH36-15F EH36-20F RQT701-
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Kerbschlagarbeit A v [J] 160 140 12
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5 Modellierung des stabilen Risswac
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Axiale Dehnung E 3 0.30 0.25 0.20 0
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Kraft F [kN] 30 25 20 15 10 5 0 Exp
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Kraft F [kN] 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0
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pl plastische Vergleichsdehnung εv
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6. Analyse des Bruchverhaltens in d
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K Jmat [MPa*m 0.5 ] 300 250 200 150
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K Jmat [MPa*m 0.5 ] 300 250 200 150
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θθ/σ0 bei rσσ0/J=2 σ θθ 4.0
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K Jmat [MPa*m 0.5 ] 300 250 200 150
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