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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
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