schädigungsverhalten metallischer hülsen in cfk-bolzenverbindungen

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Sch�digungsverhalten metallischer H�lsen inCFK-Bolzenverbindungen

Failure behaviour of metallic sleeves in riveted CFRP joints

H. Hasselbruch1, K. Schimanski1, A. von Hehl1, J. Jendrny2

Die hervorragenden spezifischen, mechanischen Eigenschaften von Faserverbundkunststoffen(FVK) f�hren, insbesondere bei der Substitution prim�rer Metallstrukturen, zu einem steigendenBedarf im Flugzeugbau. Gleichzeitig erh�hen sich die Anforderungen konventionell eingesetzterNietverbindungen, wie etwa dem Schließringbolzensystem. Notwendige Nietbohrungen derF�gepartner st�ren allerdings die nat�rlichen Faserverl�ufe und bringen Imperfektionen in denWerkstoff ein. Zus�tzlich k�nnen w�hrend des Einpressens der Schließringbolzen unerw�nschteDelaminationen bzw. Faserausbr�che in der Bohrungsrandzone hervorgerufen werden, waseinen weiteren negativen Einfluss auf die Verbindungsfestigkeit hat. Mit dem Einbringen einerStahlh�lse in die Nietbohrung weitet diese sich w�hrend des Einpressvorgangs radial, wodurchkritische Schub- und Scherspannungen beim Einpressen der Bolzen vermieden werden. Diegestiegene Komplexit�t des Systems f�hrt allerdings zur Einhaltung engerer Prozessgrenzen, daanderenfalls Besch�digungen an der H�lse und somit an der gesamten Verbindung zu erwartensind. Ziel dieser Untersuchung war daher die eingehende Charakterisierung des H�lsenwerk-stoffs sowie des gesamten Prozesses mit seinen Prozessgrenzen. Die Methode der finiten Ele-mente dient dabei als wichtiges Instrument f�r die Wahl richtiger Prozessparameter. Aus Zug-versuchen wurde ein Materialmodell mit Versagenskriterium f�r die Stahlh�lse definiert unddiese in die Simulation des Einpressvorgangs implementiert. Verglichen mit experimentellenVersuchen zeigen die numerischen Ergebnisse bei ung�nstiger Kombination der Prozessparame-ter ein realit�tsnahes H�lsenversagen.

Schl�sselw�rter: Faserverbundkunststoffe / Schließringbolzensystem / Stahlh�lse / Versagenskriterium /Prozesssimulation /

The excellent specific and mechanical properties of fibre reinforced plastics (FRP), especially in re-spect of substituting of primary metal structures, caused an increasing demand in the aircraftconstruction industry. The material requirements demanded from conventional rivet connections,for example the lockbolt system, increased contemporaneously. Unfortunately, rivet holes of themating parts interfere with the natural fibre patterns and thereby causing certain imperfectionsin the material. In addition, the fitting of the lockbolt could lead to undesirable delamination andfibre disruptions around the corner of the rivet hole. This has a further adverse impact on the jointstrength. The insertion of a steel sleeve leads to a radial expansion of the sleeve during the fittingof the lockbolt.Thus, critical shear stress can be avoided during the bolt fitting. The increased com-plexity of the whole joint structure requires compliance with strict process limits, otherwise da-mages to the sleeve and, consequentially, to the entire compound are likely. The aim of this studyis a detailed characterization of the sleeve material and of the entire process including the processlimits. The finite element method is used as an important tool for assisting in the select correctprocess parameters. Based on the results of tensile tests, a certain material model on the basis ofone failure criterion was defined for the steel sleeve and then implemented in the simulation ofthe bolt fitting. Within the setting of an unfavourable combination of process parameter, the nu-merical results evidence a realistic failure of the sleeve when compared with results from experi-mental tests.

Keywords: Fibre reinforced plastics / lockbolt system / steel sleeves / failure behaviour / process simula-tion /

1IWT – Stiftung Institut f�r Werkstofftechnik, Leichtbauwerkstoffe,Bremen.

2Airbus Operations GmbH, Bremen.

Korrespondenzautor: Henning Hasselbruch, IWT – Stiftung Institut f�rWerkstofftechnik, Badgasteiner Str. 3, 28359 BremenE-Mail: [email protected]

DOI 10.1002/mawe.201300077 Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 2013, 44, No. 4

Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 2013, 44, No. 4 Sch�digungsverhalten metallischer H�lsen in CFK-Bolzenverbindungen

1 Einleitung

Durch die steigenden Anforderungen an Gewichtseinsparungenin der Luft- und Raumfahrt r�cken faserverst�rkte Kunststoffe(FVK) immer mehr in den Fokus des industriellen Interesses.Aufgrund ihrer hohen spezifischen Festigkeiten sowie Steifig-keiten werden sie zunehmend f�r Prim�rstrukturen im Flug-zeugbau eingesetzt. Bestes Beispiel daf�r sind die neuen Gene-rationen von Langstreckenflugzeugen wie z.B. der AirbusA350XWB, der zu �ber 50% aus Kohlenstofffaser verst�rktenKunststoffen besteht [1]. Ein solch hoher Anteil konnte nurerreicht werden, indem dieser Werkstoff auch f�r hochbean-spruchte Strukturen im Bereich des Rumpfes oder der Tragfl�-chen eingesetzt wurde. Mit dem Einsatz von FKV im Flugzeug-bau gehen steigende Anforderungen an die eingesetzten Verbin-dungstechnologien einher. Diese resultieren u. a. aus der Aniso-tropie und dem eingestellten Faserverlauf des zu f�gendenWerkstoffes [2]. Letzterer wird beispielsweise durch das Einbrin-gen von Nietbohrungen gest�rt bzw. unterbrochen. Der lami-nare Aufbau und die relativ geringe interlaminare Festigkeitbirgt beim Bohrprozess und beim Einpressen von Nieten bei Ver-wendung einer �bermaßpassung dar�ber hinaus die Gefahrvon Sch�digungen in Form von Delaminationen, die das Bauteilnachhaltig schw�chen und somit unerw�nscht sind [3].

Trotz der aufgezeigten Herausforderungen geh�rt das Nietenals nichtl�sbare Verbindungstechnik auch f�r FVK-Strukturenzu den gebr�uchlichsten F�geverfahren in der Luftfahrt, wieetwa der Schließringbolzenverbindung [3, 4]. Sie besteht auseinem Schließringbolzen und einem Schließring Bild 1a undkann sowohl hohe statische als auch dynamische Lasten �bertra-gen [4, 5, 6].

Dabei werden normalerweise in metallischen Strukturen dieBohrungen so ausgef�hrt, dass es zu einer Presspassung zwi-schen Niet und F�gepartner kommt. Dies verbessert insbeson-dere die dynamische Festigkeit der Verbindung. Im Gegensatzdazu werden in CFK oder CFK-Metallmischverbindungen dieNiete normalerweise in einer Spielpassung gesetzt, um eineDelamination im CFK aufgrund einer axialen Lochaufweitungoder durch tangentiale Kr�fte aufgrund des Einpressvorgangeszu vermeiden, Bild 1b.

Dem stehen Anforderungen an die Verbindung hinsichtlichKorrosionsschutz und der Vermeidung von Funkenbildung beiBlitzschlag im Flugzeug entgegen. Insbesondere im Tankbe-reich ist bei Verwendung einer Spielpassung f�r die Nieten mitkritischer Funkenbildung zwischen Niet und Bauteil zu rech-nen, so dass hier andere L�sungen gefordert werden. EinL�sungsansatz stellt die Verwendung dreiteiliger Schließring-bolzensysteme dar, die sich durch eine zus�tzliche H�lse vonden konventionellen Systemen unterscheiden, Bild 2a.

Durch ein Aufweiten der zus�tzlichen H�lse beim Einpressendes Schließringbolzens entsteht der erw�nschte Presssitz,Bild 2b.

Prinzipiell l�sst sich der Nietprozess der dreiteiligen Schließ-ringbolzenverbindung in zwei Teilprozesse, dem Einpress-sowie dem Setzprozess, gliedern.

Dabei wird der Schließringbolzen zu Beginn des Einpressvor-ganges bis zum Gewindeauslauf mit der H�lse mit Spiel in dieBohrung eingebracht, Bild 3a. Der Presssitz ergibt sich durch

das radiale Aufweiten der H�lse w�hrend des Einpressvorgangsdes Bolzens, wodurch Schub- und Scherspannungen im CFK-Bohrungsrand vermieden werden. Weiterhin verhindert dieseVorgehensweise bei entsprechender Wahl der Bolzen und H�l-senabmessungen nahezu vollst�ndig Faser- und Zwischenfaser-br�che sowie Delaminationen. Dies steht den erh�hten Anforde-rungen an die Toleranzen der Bohrung und dem h�herem Preisder Verbindungselemente im Gegensatz zum zweiteiligenSchließringbolzen positiv gegen�ber.

Im nachfolgenden Setzprozess wird auf der Verriegelungs-seite der Schließring aufgesetzt und dieser mit Hilfe eines Setz-ger�tes auf die Rillen des Bolzens geformt, sodass eine form-und kraftschl�ssige Verbindung entsteht Bild 3b. Allerdingskann es w�hrend der Installation, insbesondere w�hrend desEinpressvorgangs, zu inakzeptablen Anrissen in der H�lse kom-men, da aufgrund der Fertigungs- und Prozesstoleranzen, hiersind Durchmesser der Einzelteile oder unterschiedliche Reibungzwischen den Teilen anzuf�hren, die H�lse unterschiedlichbeansprucht wird.

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i 2013 WILEY-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim www.wiley-vch.de/home/muw

Bild 1. Elemente f�r konventionelle Schließringbolzenverbindungenin FVK-Strukturen, FE- Modell.

Figure 1. Elements for conventionell lockbolt-fastener in compositestructures, FE- Model.

Bild 2. Elemente einer dreiteiligen Schließringbolzenverbindung inFVK-Strukturen.

Figure 2. Elements of a threepart lockbolt-fastener in compositestructures.

H. Hasselbruch et al. Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 2013, 44, No. 4

Zur Optimierung der Verbindung und zum Aufzeigen derProzessgrenzen wurde eine FEM- Analyse durchgef�hrt, hierf�rwar es n�tig, zur Modellierung des Anrissverhaltens das Materialder H�lse zu charakterisieren.

Die verwendeten H�lsen bestehen aus dem Stahlwerkstoff1.4944 (X5NiCrTi26-15), der sich durch seine temperaturbest�n-digen, hohen Festigkeiten sowie durch die guten Korrosionsei-genschaften auszeichnet. Die Fertigung der H�lsen erfolgt mit-tels Walz- und Tiefziehprozesse bei Raumtemperatur, wodurchsich ein anisotropes Werkstoffverhalten und eine Ver�nderungder mechanischen Kenngr�ßen gegen�ber dem Ausgangszu-stand des Materials ergibt, sodass hier nicht auf Literaturwertezur�ckgegriffen werden konnte, sondern entsprechende Probenaus den vorhandenen H�lsen gefertigt und gepr�ft wurden.

2 Experimentelle Untersuchungen:Quasistatischer Zugversuch

Zur Ermittlung des elastisch-plastischen Materialverhaltens f�rden H�lsenwerkstoff wurden aus vorhandenen Stahlh�lsenZugproben gefertigt. Hierzu wurde in einem ersten Fertigungs-schritt der H�lsenkopf entfernt, wobei der verbleibende zylin-drische Teil der H�lse eine Gesamtrestl�nge von 71 mm aufwies.Dieser wurde anschließend geteilt, so dass aus den resultie-renden Halbrohren mit Hilfe einer speziell angefertigten Pro-beneinspannvorrichtung in einem weiteren Fertigungsschritt indie die finale Geometrie der Zugprobe gefr�st werden konnte,Bild 4.

Zur Ermittlung des Verformungsverhaltens im uniaxialenZugversuch kam eine Pr�fmaschine Z100 der Firma Zwick miteiner maximalen Pr�fkraft von 100 kN zum Einsatz. F�r die Zug-versuche wurde eine Pr�fgeschwindigkeit von v = 2 mm/mmfestgelegt. Aufgrund der Probengeometrie wurde eine Anfangs-messl�nge von l0 = 20 mm gew�hlt.

Bei Auswertung der experimentellen Kraft-Weg-Verl�ufe allerRohrstreifenproben zeigte sich, dass einige Proben schon nach

einem Weg von 0,25 mm bis 0,3 mm versagten, Bild 5, in Gegen-satz zu den �brigen Proben, die nach einem Weg von 0,53 mmbis 0,77 mm versagten.

Es zeigte sich, dass diese Proben ein Versagen im �bergangs-bereich zur Einspannung außerhalb der Messl�nge aufwiesen,

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Bild 3 Prozessschritte f�r eine dreiteilige Schließringbolzenverbin-dung.

Figure 3. Process steps of a threepart lockbolt connection.

Bild 4. Rohrstreifenprobe nach EN 2001-1.

Figure 4. Tube strip test specimen according to standard EN 2001-1.

Bild 5. Experimentelle Kraft-Weg-Verl�ufe der Rohrstreifenproben desStahlwerkstoffs 1.4944 im Zugversuch.

Figure 5. Experimental force-displacement characteristics of the tubestrip test specimen for the steel material 1.4944 for tensile testing.

Bild 6. Versagensverhalten von Rohrstreifenproben aus dem Stahl-werkstoff 1.4933 im Zugversuch.

Figure 6. Overview of the tube strip test specimen for steel material1.4944 after tensile tests.


Bild 6, und daher f�r eine weitere Auswertung nicht ber�cksich-tigt wurden.

3 Materialmodellierung unterBer�cksichtigung von Sch�digung

Im Folgenden wird mit Hilfe der experimentellen Untersuchun-gen am H�lsenwerkstoff, unter Ber�cksichtigung der ferti-gungsbedingten Anisotropie, ein elastisch-plastisches Material-verhalten entwickelt und anhand der ermittelten Zugfestigkeitenein Sch�digungsverhalten abgeleitet und validiert.

3.1 Bestimmung des elastisch-plastischenMaterialmodells

Elastisch-plastisches Materialverhalten kann im FE-Pro-grammm ABAQUS [7] �ber die Angabe des Elastizit�tsmodulsin Kombination mit der plastischen Fließkurve definiert werden.Zur Definition der entsprechenden Materialkennwerte aus denvorhandenen Kraft-Weg Verl�ufen wurde die nominale Span-nung und Dehnung gem�ß

rnominal ¼FA0

und ð1Þ

enominal ¼Dll0

ð2Þ

ermittelt, wobei A0 die Probenquerschnittsfl�che und Dl die L�n-gen�nderung sind. Der Elastizit�tsmodul wurde im Bereich bis0,0025 mm/mm nominaler Dehnung �ber die Methode derkleinsten Quadrate ermittelt, Tabelle 1. In ABAQUS muss dieFließkurve in Form von Wertepaaren von wahrer Spannung undplastischer Dehnung angegeben werden. Es wurden daher �ber

rwahr ¼ rnominalð1þ enominalÞ und ð3Þ

ewahr ¼ lnð1þ enominalÞ ð4Þdie nominellen Spannungen und Dehnungen in wahre Span-nungen und Dehnungen �berf�hrt. Der in ABAQUS ben�tigteplastische Dehnungsanteil wurde anschließend �ber

ewahr; platisch ¼ ewahr � ewahr; elastisch ¼ ewahr �rwahr

E

� �ð5Þ

ermittelt.

Die daraus resultierende Kurvenschar weist eine maximaleStreuung von ca. 50 MPa f�r die Fließspannung auf. F�r dieModellbildung wurde hierzu ein charakteristischer Verlauf derplastischen Fließkurve gew�hlt, der im Mittel dieser Streuungenliegt, Bild 7. Aus den Daten dieser Fließkurve wurden insgesamtzehn St�tzstellen gew�hlt, mit denen der Verlauf f�r die sp�tereSimulation gut abgebildet werden kann.

3.2 Anisotropie

Da aus den vorhandenen H�lsen nur Proben in L�ngsrichtungentnommen werden konnten, wurde zur Modellierung derFließfunktion f (r) auf Materialdaten des Herstellers zur�ckge-griffen. Hier zeigte sich eine Anisotropie im Werkstoffverhalten,die mit Hilfe der Fließfunktion nach Hill modelliert werdenkann, die eine einfache Erweiterung der Fließfunktion nach v.Mises darstellt:

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Bild 7. Verwendete plastische Materialkennwerte f�r den Stahl-werkstoff 1.4944 nach den Zugversuchen.

Figure 7. Used material properties for steel material 1.4944 after ten-sile tests.

Tabelle 1. Elastische Materialkennwerte der H�lse

Table 1. Elastic material behavior of the sleeve

Elastizit�tsmodul[MPa]

Querkontraktionszahlv [ – ]

Dichte[t/mm3]

231.661 0,3 7,8 N 10 – 9

Bild 8. Anisotropiekoeffizienten f�r die Fließgrenzen des H�lsen-werkstoffs.

Figure 8. Used anisotropic yield stress ratios of the sleeve material.

f ðr ¼ffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiFðr22 � r33Þ2 þGðr33 � r11Þ2 þHðr11 � r22Þ2 þ 2Lr2

23 þ 2Mr231 þ 2Nr2

12

qð6Þ


Hierin sind F, G, H, L, M und N Konstanten zur Beschreibungder Anisotropie, die wie folgt definiert sind:

F ¼ ðr0Þ2

21r2

22

þ 1r2

33

� 1r2

11

� �

¼ 12

1R2

22þ 1

R233� 1

R211

� �; ð7Þ

G ¼ ðr0Þ2

21

r233

þ 1

r211

� 1

r222

� �

¼ 12

1R2

33þ 1

R211� 1

R222

� �; ð8Þ

H ¼ ðr0Þ2

21

r211

þ 1

r222

� 1

r233

� �

¼ 12

1R2

11þ 1

R222� 1

R233

� �; ð9Þ

L ¼ 32

s0

r23

� �2

¼ 32R2

23;ð10Þ

M ¼ 32

s0

r13

� �2

¼ 32R2

13;ð11Þ

N ¼ 32

s0

r12

� �2

¼ 32R2

12;ð12Þ

Die Spannungen rij sind die gemessenen Fließgrenzen unterder Annahme, dass die dazugeh�rige Spannung rij die einzigeaufgebrachte Spannungskomponente ist. R11, R22, R33, R12, R13

und R23 sind die entsprechenden Anisotropiekoeffizienten [7].Diese Kennwerte f�r die resultierende Anisotropie des H�lsen-werkstoffes wurden aus Datenbl�ttern des Herstellers entnom-men, Bild 8.

3.3 Modellierung von Materialversagen

Die Modellierung von Materialversagen erfordert im ProgrammABAQUS die Definition eines Kriteriums zur Beschreibung derSchadensinitiierung und die Definition des Sch�digungsver-laufs.

3.3.1 Duktiles Sch�digungskriterium aufgrund hoherNormalspannungen [7]

ABAQUS stellt grunds�tzlich verschiedene Sch�digungskrite-rien zur Beschreibung duktilen Versagens, je nach Anwen-dungsfall, zur Verf�gung. F�r den vorliegenden Belastungsfallwurde das sogenannte ductile normal criterion gew�hlt, welchesauf dem Wachsen, Vereinigen und die Neuentstehung vonMikroporen im Werkstoff aufgrund hoher Normalspannungenbei einer fortschreitenden Deformation basiert.

Hierbei wird eine plastische Vergleichsdehnung eplD ermittelt,

bei der die Sch�digung beginnt. Die Funktion zur Ermittlungder plastischen Vergleichsdehnung lautet

eplDðg; _eeplÞ ð13Þ

wobei diese von der Mehrachsigkeit des Spannungszustandes g

sowie der Dehnungsgeschwindigkeit _eepl des belasteten Elemen-tes abh�ngig ist. Der dimensionslose Wert der Spannungsmehr-achsigkeit g errechnet sich durch

g ¼ rm

rVð14Þ

Hier sind rm die Mittelspannung mit rm = 1/3 N (r1 + r2 + r3)und rV die Vergleichsspannung nach v. Mises [8].

W�hrend der Simulation berechnet ABAQUS die Statusvaria-ble xD f�r das Sch�digungskriterium, welche monoton mit derplastischen Dehnung ansteigt. Eine Werkstoffsch�digung trittdann ein, sobald das Kriterium

xD ¼Z

depl

eplDðg; _eeplÞ

¼ 1 ð15Þ

erf�llt ist.Da mit den vorhandenen Proben keine Abh�ngigkeit von der

Spannungsmehrachsigkeit erfasst wurde, konnte unterschiedli-ches Versagensverhalten unter Druck bzw. Zug nicht erfasst wer-den.

3.3.2 Definition der Sch�digungsentwicklung basierend auf dereffektiven, plastischen Verschiebung

Sobald Werkstoffsch�digung der entsprechenden Elemente ein-tritt, muss ein Sch�digungsverlauf definiert werden. In Bild 9 istdas charakteristische Spannungs-Dehnungs-Verhalten illu-striert, worin die durchgezogene Kurve das Werkstoffverhaltenmit und die gestrichelte Kurve das Werkstoffverhalten ohne fort-schreitender Sch�digungsentwicklung darstellt.

Dabei sind ry0 und epl die Streckgrenze bzw. die �quivalente,plastische Dehnung vor Beginn der Sch�digung und e

plf die ent-

sprechende Dehnung bei vollst�ndigem Versagen. Vollst�ndigeSch�digung tritt ein, sobald die Schadensvariable einen Wertvon D = 1 erreicht hat. Sie beinhaltet s�mtliche Sch�digungsan-teile, die in ABAQUS in individuelle Sch�digungsterme, di,gegliedert werden.

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Bild 9. Spannungs-Dehnungs-Verlauf mit fortschreitender Sch�di-gungsentwicklung [7].

Figure 9. Stress-strain curve with progressive damage degradation[7].


Der Verlauf der Degradation wird �ber die effektive plastischeVerschiebung upl bis zum vollst�ndigen Versagen mit d = 1 bzw.bis upl ¼ upl

f berechnet. Dabei wird die effektive plastische Ver-schiebung upl mit der folgenden Formel errechnet.

_uupl ¼ L N _eepl ð16ÞHierbei ist L die charakteristische L�nge des Elementes und

epl die plastische Vergleichsdehnung. Die charakteristischeL�nge eines Elementes ist dabei die L�nge einer Linie durch einElement. Der Schadenfortschritt ist somit auch abh�ngig vonder Vernetzung. F�r Schadensregionen sollten daher nur Ele-mente mit ann�hernd gleichen Kantenl�ngen verwendet wer-den.

In dieser Arbeit wurde ein linearer Sch�digungsverlaufgew�hlt, Bild 10.

Die Schadensvariable steigt dabei linear �ber die Funktion

_dd ¼ L_eepl

uplf

¼_uupl

uplf

ð17Þ

an, bis eine vollst�ndige Degradation der Elementelastizit�terreicht wird [7]. Zur Vermeidung dynamischer Instabilit�tenbei gleichzeitiger Realisierung m�glichst spr�den Werkstoffver-haltens, wurde in dieser Untersuchung eine plastische Verschie-bung von 0,0005 mm gew�hlt.

4 FEM-Modell Zugversuch

Die Ermittlung der nicht direkt aus dem Versuch zug�nglichenMaterialparameter f�r Schadensinitierung und Fortschritterfolgte �ber inverse Identifikation mittels FE Analyse. Hierzuwurde die Rohrstreifenprobe mittels Kontiuumselementennachgebildet, die Modellierung der Einspannung erfolgte �berentsprechende Randbedingungen, Bild 11.

Hierzu wurden verschiedene Vergleichsdehnungen eplD als

Startparameter festgelegt:– 0,100 mm / mm,– 0,200 mm / mm,– 0,300 mm / mm sowie– 0,324 mm / mm.

F�r den Sch�digungsfortschritt wurde in diesen ersten Schritteinheitlich ein Wert von _uupl effektiver, plastischer Verschiebunggew�hlt. In Bild 12 sind die simulierten Kraft-Weg-Verl�ufe f�rdie verschiedenen Materialgesetze im Vergleich mit den experi-mentellen Ergebnissen dargestellt. Es zeigt sich eine gute �ber-einstimmung im Verlauf, lediglich die Fließgrenze ist etwas zuhoch gew�hlt, der prinzipielle Kurvenverlauf liegt aber imBereich der experimentellen Streuung.

In Bild 13 sind die experimentellen mit dem simuliertenAbrisswegen gegen�bergestellt. Die beste �bereinstimmungergibt sich f�r eine plastische Vergleichsdehnung von 0,3 mm/mm mit 3,13% Abweichung vom experimentellen Mittelwert.Aus diesem Grund wurde f�r die Untersuchung des Einpress-vorganges bez�glich des H�lsenversagens mit diesem Wert wei-ter gearbeitet.

5 Verhalten und Sch�digung der H�lse beimEinpressvorgang

Zur Untersuchung der H�lse hinsichtlich eines Versagens desH�lsenkopfes aufgrund zu hoher Zugspannungen w�hrend desEinpressvorgangs wurde das im vorherigen ermittelte Werkstoff-modell verwendet. Da in der vorliegenden Werkstoffmodellie-

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Bild 10. Sch�digungsentwicklung basierend auf der linearen plasti-schen Verschiebung [7].

Figure 10. Damage evolution based on linear plastic displacement[7].

Bild 11. Randbedingungen des Zugversuchs der Rohrstreifenprobe.

Figure 11. Tensile test boundary conditions for the tube strip testspecimen.

Bild 12. Kraft-Weg-Verl�ufe des Simulationsmodells Zugversuch inAbh�ngigkeit der plastischen Vergleichsdehnung als Sch�digungskri-terium.

Figure 12. Force-displacement characteristics of the tensile simula-tion according to the equivalent plastic strain for a failure criteria.


rung nicht zwischen Zug- und Druckversagen unterschiedenwird, wurde nicht die gesamte H�lse mit Versagen modelliert,sondern nur der kritische Bereich unterhalb des Kopfes. Hier-durch wird auch ein Abbruch der Rechnung vermieden, da auf-

grund hoher Druckspannungen im zylindrischen Teil der H�lseaufgrund des Materialmodells auch Versagen auftreten w�rde.

Deshalb wurde die H�lse in zwei Bereiche gegliedert, der H�l-senkopf mit und der zylindrische Teil ohne Sch�digungskrite-rium, Bild 14a.

Die H�lse wurde in vier Partitionen unterteilt, sodass im�bergangsbereich vom H�lsenkopf zum zylindrischen Teil derH�lse eine sehr feine Vernetzung gew�hlt werden konnte, dahier die h�chsten Umformgrade zu erwarten sind, Bild 14b.

Um das Verhalten der H�lse zu untersuchen, wurden zweiFE-Modelle f�r den Einpressprozess generiert. Diese beidenModelle wurden als Best- und Worst-Case-Szenario bezeichnet.

Wesentliche Einflussparameter auf das Verhalten der H�lse,im besonderen das Abreißen des H�lsenkopfes w�hrend desEinpressvorganges, sind die geometrischen Abmaße im Rah-men der vorgegebenen Toleranzen des Bolzens, der H�lse undder Bohrung sowie die Reibungskoeffizienten f�r die entspre-chenden Kontaktpaarungen.

Aus dem vorgegebenen Parameterfeld wurde die Kombinatio-nen herausgesucht, welche im Fall des Best-Case-Szenarios diegeringste Sch�digung und im Fall des Worst-Case-Szenarios einVersagen der H�lse erwarten lassen.

Eine �bersicht der Rand- und Kontaktbedingungen f�r dasallgemeine Einpressmodell sind in Bild 15 aufgef�hrt.

F�r das Best-Case-Szenario tritt kein Versagen durch Abrissdes H�lsenkopfes auf, Bild 16. Bei n�herer Betrachtung zeigtesich allerdings, dass erstes Elementversagen im �bergangsbe-reich der H�lse zu sehen war. Das Elementversagen trat aller-dings nur auf der Innenseite der H�lse auf. Da die versagten Ele-mente nicht direkt im Bereich der kritischen Stelle lagen, ließensich diese Sch�digungen �ber ein eingeleitetes Druckversagender entstandenen Fl�chenpressung des Schließringbolzenserkl�ren.

Im Gegensatz dazu zeigte sich f�r das Worst-Case-Szenarioein Versagen der H�lse aufgrund der hohen Zugspannungen imEinpressversuch. An der H�lse trat direkt im �bergangsbereichzum H�lsenkopf Elementversagen auf, welches auch in experi-mentellen Voruntersuchungen gefunden wurde, Bild 17.

Die durchgef�hrten Untersuchungen stellen die Basis f�reine systematische Untersuchung des verwendeten Schließring-bolzensystems dar, um den experimentellen Aufwand zu redu-

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Bild 13. Einfluss der plastischen Vergleichsdehnung auf die Abriss-wege im Vergleich zu den experimentellen Versuchen.

Figure 13. Influence of plastic strain according to the displacementafter failure in comparison to the experimental results.

Bild 14. Bereiche der Stahlh�lse mit und ohne Versagenskriterium (a)und Vernetzung (b).

Figure 14. Areas of the sleeve with and without failure criteria (a)and mesh (b).

Bild 15. Rand- und Kontaktdefinition f�rden Setzprozess der Schließringbolzenver-bindung

Figure 15. Boundary- and Contact defini-tion for the lockbolt installation process.


zieren und f�r den Einsatz robuste Prozessgrenzen und Anfor-derungen an die Werkzeuge zu definieren.

6 Zusammenfassung

Die vorgestellten dreiteiligen Schließringbolzensysteme bietengegen�ber herk�mmlichen Systemen aufgrund des realisierba-ren Presssitzes in Faserverbundwerkstoffen erh�hte Festigkeitenunter schwingender Belastung und aufgrund der Vermeidungvon Funkenbildung unter Blitzschlag große Vorteile. Diesegehen allerdings mit einem komplexeren und daher auch gegen-�ber Fertigungsschwankungen anf�lligeren Installationprozess

einher. Ziel der vorgestellten Untersuchungen war es daher dieProzessgrenzen f�r die Installation mittels FE- Analyse zu ermit-teln und so die M�glichkeit zu schaffen das System zu optimie-ren.

Die vollst�ndige Modellierung und Simulation wurde mitHilfe der FEM-Software ABAQUS umgesetzt. Die Verwendungunterst�tzender Simulationsmodelle diente dabei der Absch�t-zung von Verarbeitungs- und Festigkeitseigenschaften.

Wie in dieser Arbeit detailliert beschrieben wurde, konnte mitHilfe von Zugversuchen am H�lsenwerkstoff ein Werkstoffmo-dell charakterisiert werden. Dieses Werkstoffverhalten wurdesowohl f�r den elastischen, als auch f�r den plastischen Werk-stoffbereich bis hin zur Gleichmaßdehnung definiert. Nebendem elastisch-plastischen Werkstoffverhalten konnte mittelsweiterer Untersuchungen ein Sch�digungsmodell auf Basis derplastischen Vergleichsdehnung f�r die Stahlh�lse entwickeltund �ber den Vergleich der experimentellen Kraft-Weg-Verl�ufehinreichend genau validiert werden.

Zur Untersuchung der Prozessgrenzen bei der Installationder untersuchten dreiteiligen Schließringbolzenverbindungenwurde ein FE-Modell unter Ber�cksichtigung des ermitteltenMaterialmodells erstellt. Dieses Installationsmodell enth�lt,neben den geometrischen Abmaßen, auch reibungsbehafteteKontaktbedingungen. Es konnte somit gezeigt werden, dass eineung�nstige Kombination dieser Einflussparameter auftretendeZugspannungen am �bergangsbereich der Stahlh�lse hervorru-fen, die folglich zu einem vollst�ndigen Abriss des H�lsenkopfesf�hren. Dieses Versagensverhalten der H�lse konnte bereits indiversen experimentellen Einpressversuchen beobachtet undhierneben erfolgreich simulativ nachgebildet werden. Zusam-menfassend kann festgestellt werden, dass die FE-Analysewesentlich zum Prozessverst�ndnis auch komplexerer Verbin-dungssysteme beitragen kann und M�glichkeiten zur Optimie-rung bietet.

7 Literatur

[1] P. Vas, J. Jendrny, B�llhoff Fachkolloquium 2008: Tagungs-band 4. 2008, 78–85.

[2] A. Baker, S. Dutton, D. Kelly, Composite Materials for Air-craft Structures. American Institute of Aeronautics andAstronautics, Education Series, Virginia 2004.

[3] Arbeitskreis Faserverbund-Leichtbau, Hrsg.: Luftfahrttech-nisches Handbuch, Band Faserverbund-Leichtbau (FL).IABG mbH 2008.

[4] K. Engmann, Technologie des Flugzeuges, 4. Auflage,Vogel Buchverlag, W�rzburg 2008, 211–220.

[5] F. Ostermann, Anwendungstechnologie Aluminium.Springer Verlag Berlin Heidelberg 2007.

[6] H. Sch�rmann, Konstruieren mit Faser-Kunststoff-Verbun-den. Springer Verlag Berlin Heidelberg, 2007.

[7] ABAQUS Version 6.10: Dessault Systems, 2010.[8] H. Hooputra, H. Gese, H. Dell, H. Werner, International

Journal of Crashworthiness 2004, 9, 464.

Eingegangen in endg�ltiger Form: 7. Januar 2013 T 77

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Bild 16. Darstellung der von Mises-Vergleichsspannung der Stahlh�lsein Abh�ngigkeit des entwickelten Werkstoffmodells nach dem Ein-pressvorgang f�r das Best-Case-Szenario.

Figure 16. Illustration of equivalent Mises-stress for the sleeveaccording to the developed material model after the lockbolt installa-tion process for the best-case-scenario.

Bild 17. Darstellung der von Mises-Vergleichsspannung der Stahlh�lsein Abh�ngigkeit des entwickelten Werkstoffmodells nach dem Ein-pressvorgang f�r das Worst-Case-Scenario.

Figure 17. Illustration of equivalent Mises-stress for the sleeveaccording to the developed material model after the lockbolt installa-tion process for the worst-case-scenario.

schädigungsverhalten metallischer hülsen in cfk-bolzenverbindungen

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