UMFORMUNG VON 6xxx AUTOMOBILBLECHEN
Welcher Zusammenhang besteht zwischen der Mikrostruktur und der Umformbarkeit?
Oberflächenqualität, Korrosionsbeständigkeit, Schweißbarkeit, Klebefähigkeit, Festigkeit - Außenhautmaterial für Automobilanwendungen muss in vielen Disziplinen überzeugen. Im Presswerk ist jedoch vor allem entscheidend, dass die Bleche erfolgreich umgeformt werden können und der anschließende Falzprozess in einer einwandfreien Falzkante resultiert. Beim Falzen handelt es sich um einen Fügeprozess, bei dem Außen- und Innenteil eines Bauteils, wie beispielsweise einer Motorhaube, miteinander verbunden werden (Abbildung 1).
Im AluReport (Ausgabe 03/2023) wurde bereits darüber berichtet, welche Möglichkeiten die AMAG besitzt, um die Umformbarkeit von Automobilblechen zu charakterisieren. Neben typischen Laborversuchen wie einer Grenzformänderungsanalyse, Bulgetest, Erichsentiefung, Lochaufweitung und diversen Biege- und Falztests, wurde in Zusammenarbeit mit der Arbeitsgruppe für Leichtbau und Umformtechnologien der TU Graz ein Werkzeug in Betrieb genommen, um die Performance der Bleche unter industriellen Bedingungen testen zu können. So ist es möglich, die Auswirkungen von Prozessoptimierungen auf die Umformbarkeit anhand eines komplexen Außenhautbauteils direkt zu untersuchen.
Der Schwerpunkt dieses Artikels liegt nun darauf, zu zeigen, welche Gefügebestandteile (Mikrostruktur) die Umformbarkeit beeinflussen und wie diese durch Chemie und Prozess optimal eingestellt werden können. Es geht also im Wesentlichen um die Fragestellung:
Welche Hebel besitzt die AMAG als Lieferant von Aluminiumblechen, um die Umformbarkeit des Materials zu verbessern?
Um diese Frage beantworten zu können, ist es entscheidend, die Versagensmechanismen beim Umformen zu kennen und welche Prozesse dabei auf mikrostruktureller Ebene ablaufen. Bei der Blechumformung gehören Tiefziehen, Streckziehen und Biegen zu den Grundverfahren. Beim reinen Tiefziehen tritt keine Blechdickenreduzierung auf, während beim Streckziehen die Umformung rein aus der Abnahme der Blechdicke erfolgt. Der Prozess der Umformung von komplexen Karosserieteilen wird gemeinhin als Tiefziehen bezeichnet, wobei es sich meist um eine Kombination aus Streck- und Tiefziehen handelt. Nachfolgend wird zur Vereinfachung ebenfalls vom Tiefziehen gesprochen. Beim Tiefziehen äußert sich das Versagen in der Ausbildung einer Einschnürung durch eine starke Ausdünnung des Materials als Folge von plastischer Instabilität.Beim Biegen hingegen tritt der Bruch ohne vorherige Einschnürung auf, nachdem eine kritische lokale Spannung überschritten wurde, beispielsweise in der Nähe großer intermetallischer Partikel. Die Versagensmechanismen unterscheiden sich in beiden Fällen, ebenso wie die mikrostrukturellen Einflüsse. Daher werden im Folgenden beide Fälle separat betrachtet.
Welche Mikrostruktur ist erforderlich, um Material mit guten Tiefzieheigenschaften zu erhalten?
Wird ein Karosserieteil tiefgezogen, verfestigt das Material durch die Bildung von Versetzungen. Die Verfestigungsrate dσ/dε ergibt sich dabei aus der ersten Ableitung der Fließspannung σ nach der wahren Dehnung ε. Ist die Verfestigungsrate hoch, läuft die Verformung stabil ab. Das bedeutet, dass bei einer lokalen Querschnittsverringerung während der Verformung der betroffene Querschnitt wieder verfestigt und dadurch die Verformung in diesem Bereich gehemmt ist, bis ein einheitlicher Querschnitt wiederhergestellt ist. Generell sinkt die Verfestigungsrate jedoch mit steigender Verformung. Erreicht diese zum Beispiel im Fall des Zugversuches die Gleichmaßdehnung, kommt es zu einer Einschnürung und in weiterer Folge zum Bruch des Materials. Eine hohe und langsam abfallende Verfestigungsrate ist daher wesentlich, um einen stabilen Umformprozess zu erhalten und eine Einschnürung des Materials zu verzögern [1, 2].
Der Erfolg des Tiefziehens eines Karosserieteils ist also eng verbunden mit dem Verfestigungsverhalten des Materials, d.h. wie die Versetzungen im Material während der Verformung gebildet, umgeordnet und ausgelöscht werden. So können 3xxx-Legierungen durch starke dynamische Erholungsvorgänge Versetzungen in zellartige Strukturen umordnen, durch ein vereinfachtes Quergleiten der Versetzungen (Abbildung 2a). Die Versetzungen in 6xxx-Legierungen zeigen hingegen ein planares Gleitverhalten, was bedeutet, dass die Versetzungen sich auf bestimmte Gleitebenen konzentrieren (Abbildung 2b). Dies führt zu einem schnelleren Eintreten von plastischer Instabilität und Materialversagen [3].
Eine Möglichkeit, die Umformbarkeit von 6xxx-Legierungen zu verbessern, besteht also darin, die dynamische Erholung zu verzögern, um ein zu schnelles Absinken der Verfestigungsrate zu vermeiden [4]. Eine gute Möglichkeit zur Analyse des Verfestigungsverhaltens bietet ein Kocks-Mecking-Plot, bei dem die Verfestigungsrate über dem Anstieg der Fließspannung aufgetragen wird [5]. Der Anstieg des Kocks-Mecking-Plots steht dabei in direktem Zusammenhang mit der dynamischen Erholung, d.h. je steiler der Anstieg, umso stärker ist die dynamische Erholung [4, 6], wie in Abbildung 3 gezeigt. Gelöste Atome in der Aluminiummatrix wie Si, Mg oder Cu können das Verfestigungsverhalten beeinflussen, indem sie die dynamische Erholung reduzieren [7-10]. Dies wird durch eine verringerte Stapelfehlerenergie mit steigendem Anteil an gelösten Atomen erklärt [11], oder durch die Auswirkung von an Versetzungskernen segregierten gelösten Atomen auf lokale Erholungsereignisse [12].
Um den Einfluss von gelösten Atomen auf das Verfestigungsverhalten zu zeigen, wurden Kocks-Mecking-Plots einer 6016-Legierung nach verschiedenen Lösungsglühzeiten aufgenommen (15 s - 300 s). Die Ergebnisse sind in Abbildung 3 gegenübergestellt. Mit steigender Lösungsglühzeit verringert sich der Anstieg des Plots durch die steigende Anzahl an gelösten Si- und Mg-Atomen in der Al-Matrix. Die durch lange Lösungsglühzeiten induzierte langsam absinkende Verfestigungsrate sollte sich vorteilhaft auf das Umformverhalten auswirken [4].
Neben dem Verfestigungsverhalten wird die plastische Anisotropie (r-Wert) als wichtiger Kennwert im Hinblick auf die Tiefziehfähigkeit betrachtet, da sie ein Maß für den Widerstand gegen die Ausdünnung während der Verformung ist. Der r-Wert ist das Verhältnis aus der wahren Breitenänderung zur wahren Dickenänderung und wird meist im Zugversuch im Bereich zwischen 2 % und 20 % wahrer Dehnung bestimmt. Der r-Wert von Aluminium liegt typischerweise unter 1, was bedeutet, dass der Fließwiderstand in Dickenrichtung geringer ist als in der Blechebene, wodurch Aluminium-Legierungen anfälliger für Ausdünnung sind als zum Beispiel Tiefziehstähle mit r-Werten weit über 1.
Neben einem möglichst hohen mittleren r-Wert (rm) sollte bezüglich der Kaltumformung vor allem ein niedriger planarer r-Wert (Δr) vorteilhaft sein, da er zu einem homogeneren Fließen des Blechs in alle Richtungen führt [13]. Der r-Wert steht dabei in engem Zusammenhang mit der Textur der Bleche, d.h. mit dem Auftreten kristallographischer Vorzugsorientierungen [14]. Für einen niedrigen Δr-Wert und einen hohen rm-Wert ist eine möglichst schwach ausgeprägte Textur anzustreben. Bei der Blechherstellung wird dies vor allem durch die geeignete Temperaturführung beim Warmwalzen erreicht [14-16].
Welche Mikrostruktur ist erforderlich, um gut falzbares Material zu erhalten?
Beim Falzprozess werden Karosserieaußenteile und -innenteile durch eine Biegeumformung miteinander verbunden. Das Außenteil wird dabei um das Innenteil gebogen, wobei es an der Außenfaser zu keiner Rissbildung kommen darf. Ein Versagen lässt sich in vier Abschnitte unterteilen: (1) Orangenhautbildung durch Kornrotation, (2) Bildung von Riefen parallel zur Biegeachse, (3) Vertiefung der Riefen und (4) Versagen durch Scherbruch [13]. Die Bildung und Vertiefung der Riefen ist die Folge der Ausbildung von Gleitbändern und später Scherbändern. Der Scherbruch durchläuft dabei die typischen Stadien des duktilen Bruchs, d.h. Nukleation, Wachstum und Koaleszenz von Poren.
In Abbildung 4 erkennt man die Bildung der Scherbänder (a), die schließlich in einen duktilen Scherbruch resultieren (b), sowie die Porenbildung an den Primärphasen (c). Wesentlichen Einfluss auf die Falzbarkeit hat dabei die Orientierung der Körner, d.h. die Textur der Bleche. Eine Vielzahl an Untersuchungen deutet darauf hin, dass insbesondere eine ausgeprägte kubische Textur sich vorteilhaft auf die Falzbarkeit auswirkt, da diese Orientierung die Bildung von Scherbändern erschwert [15, 18-21]. Neben der Textur wirken sich große Primärphasen negativ auf die Falzbarkeit aus, da sie als Orte der Spannungskonzentration und Porenbildung dienen [22, 23]. Zudem sollte die Festigkeit des Materials während des Falzprozesses möglichst niedrig sein. Insbesondere mit steigender Kaltaushärtung durch lange Lagerzeiten sinkt daher die Falzbarkeit von 6xxx-Legierungen.
Um den Einfluss der Textur der Bleche auf die Falzbarkeit zu zeigen, wurden Versuchsmaterialien 6016-V1 und 6016-V2 mit identer chemischer Zusammensetzung, aber unterschiedlichen Warmwalzparametern prozessiert.
Festigkeit und Dehnung der Materialien sind vergleichbar, größere Unterschiede zeigen sich aber anhand der r-Werte (siehe Tabelle 1). Aufgrund des niedrigen Δr-Wertes und des hohen rm-Wertes zeigt die Variante 6016-V1 eine bessere Tiefziehbarkeit im Vergleich zur Variante 6016-V2.
Mechanische Kennwerte der Materialien 6016-V1 und 6016-V2 nach einer Kaltauslagerungszeit von 30 Tagen gemessen in 90° zur Walzrichtung als Mittelwert von je 3 Messungen.
| Material | Rp0.2 [MPa] | Rm [MPa] | Ag [%] | A80 [%] | r0 | r90 | r90 | Δr | rm | n5 |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 6016-V1 | 114 | 239 | 23 | 28 | 0,70 | 0,75 | 0,55 | 0,18 | 0,64 | 0,30 |
| 6016-V2 | 114 | 235 | 23 | 27 | 0,68 | 0,65 | 0,43 | 0,24 | 0,55 | 0,30 |
Betrachtet man jedoch die Falzkanten nach der 180°-Biegung in Abbildung 5, zeigt das Material 6016-V2 ein besseres Ergebnis. Der Anteil an Primärphasen, die Korngröße und die Festigkeit sind bei beiden Varianten identisch. Der entscheidende Unterschied liegt in der Textur der Bleche, insbesondere im Anteil der kubischen Texturkomponente. So weist das Material 6016-V1 einen Anteil an kubischer Textur von 14±0,3 % auf, während 6016-V2 einen Anteil von 17±1 % hat. Diese scheinbar geringen Abweichungen führen zu signifikanten Unterschieden bezüglich r-Wert und Falzbarkeit.
Diese Ergebnisse machen auch deutlich, dass hinsichtlich der Textur divergierende Anforderungen bestehen zwischen einem gut tiefziehbaren Material (Ziel: möglichst regellose Textur für einen niedrigen Δr-Wert) und einem gut falzbaren Material (Ziel: hoher Anteil an kubischer Textur). Die Prozessparameter und die chemische Zusammensetzung müssen daher je nach Anwendungsfall optimal eingestellt werden, um eine bestmögliche Verarbeitbarkeit zu gewährleisten.
Kundennutzen:
Quellen:
[1] A. K. Ghosh, Journal of Engineering Materials and Technology 1977, 99, 264.[2] A. K. Sachdev, MTA 1990, 21, 165.[3] R. E. Sanders, in Formability of metallic materials-2000 A.D (Eds: J. R. Newby, B. A. Niemeier), ASTM STP 753, p. 35-59. American Society for Testing and Materials; ASTM International. Philadelphia, Pa., W. Conshohocken, Pa. 1982.[4] W. J. Poole, J. D. Embury, D. J. Lloyd, in Fundamentals of aluminium metallurgy: Production, processing and applications (Eds: R. Lumley), p. 307-344. Woodhead Pub. Philadelphia, PA 2011.[5] U. F. Kocks, H. Mecking, Progress in Materials Science 2003, 48, 171.[6] J. D. Embury, W. J. Poole, D. J. Lloyd, MSF 2006, 519-521, 71.[7] C. G. Schmidt, A. K. Miller, Acta Metallurgica 1982, 30, 615.[8] Ø. Ryen, B. Holmedal, O. Nijs, E. Nes, E. Sjölander, H.-E. Ekström, Metall and Mat Trans A 2006, 37, 1999.[9] Y. Chen, M. Weyland, C. R. Hutchinson, Acta Materialia 2013, 61, 5877.[10] K. Marthinsen, E. Nes, Materials Science and Technology 2001, 17, 376.[11] A. S. Krausz, K. Krausz, Unified constitutive laws of plastic deformation. Academic Press, San Diego 1996.[12] A. Deschamps, Y. Bréchet, C. J. Necker, S. Saimoto, J. D. Embury, Materials Science and Engineering: A 1996, 207, 143.[13] Anwendungstechnologie Aluminium, 3rd ed., VDI-Buch (Eds: F. Ostermann). Springer Vieweg, Berlin, Heidelberg 2014.[14] O. Engler, J. Hirsch, Materials Science and Engineering: A 2002, 336, 249.[15] X. Zhan, J. Tang, W. Tu, W. Liu, L. Cao, L. Ye, X. Yuan, G. Cao, Y. Zhang, L. Ma, Journal of Materials Research and Technology 2024, 32, 318.[16] J. Zhao, X. Shi, M. Liu, Z. Liu, B. Luo, K. Yu, Q. Li, J. Ran, P. Zhao, Journal of Alloys and Compounds 2024, 970, 172525.[17] Z. Li, Z. Zhang, G. Zhou, P. Zhao, Z. Jia, W. J. Poole, Materials Science and Engineering: A 2021, 814, 141199.[18] W. Muhammad, A. P. Brahme, U. Ali, J. Hirsch, O. Engler, H. Aretz, J. Kang, R. K. Mishra, K. Inal, Materials Science and Engineering: A 2019, 754, 161.[19] W. Muhammad, J. Kang, A. P. Brahme, U. Ali, J. Hirsch, H.-J. Brinkman, O. Engler, R. K. Mishra, K. Inal, Materials Science and Engineering: A 2019, 753, 179.[20] H. Takeda, A. Hibino, K. Takata, Mater. Trans. 2010, 51, 614.[21] K. Zhang, Q. He, J. H. Rao, Y. Wang, R. Zhang, X. Yuan, W. Feng, A. Huang, Journal of Alloys and Compounds 2021, 853, 157081.[22] D. J. Lloyd, in Automotive alloys 1999: Proceedings of the symposium held during the 1999 TMS annual meeting in San Diego, California, February 28 - March 4, 1999 (Eds: S. K. Das), p. 211-221. TMS. Warrendale, Pa. 1999.[23] W. M. Garrison, N. R. Moody, Journal of Physics and Chemistry of Solids 1987, 48, 1035.
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