2. öffentliches Kolloquium - Sfb 708 - Sfb 708 - TU Dortmund

sfb708.tu.dortmund.de

2. öffentliches Kolloquium - Sfb 708 - Sfb 708 - TU Dortmund

2. öffentliches Kolloquium

21. November 2008


Sonderforschungsbereich 708

3D-Surface Engineering für Werkzeugsysteme der Blechformteilefertigung

- Erzeugung, Modellierung, Bearbeitung -

2. öffentliches Kolloquium, 21. November, 2008, Dortmund

Erschienen in der Reihe „SFB 708

Herausgeber:

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirt.Ing. Wolfgang Tillmann

Lehrstuhl für Werkstofftechnologie

Technische Universität Dortmund

Bibliographische Information der Deutschen Bibliothek

Die Deutsche Bibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen

Nationalbibliographie; detaillierte bibliographische Daten sind im Internet über

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21. November 2008

© Copyright 2008

Sonderforschungsbereich 708

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44227 Dortmund

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Sonderforschungsbereich 708

3D-Surface Engineering für Werkzeugsysteme der Blechformteilefertigung

- Erzeugung, Modellierung, Bearbeitung -

2. öffentliches Kolloquium

21. November 2008

www.sfb708.tu-dortmund.de


Inhaltsverzeichnis

Endkonturnaher Verschleißschutz

– Prozessparameter, Bahnplanung und Robotereinsatz –

Optimierung von thermisch gespritzten und verdichteten Verschleißschutzschichten

mittels statistischer Versuchsplanung

W. Tillmann, E. Vogli, B. Krebs 9

Analyse und Fortentwicklung robotergestützter Spritz- und Verdicht-

prozesse durch simulationsbasierte Bahnplanung und Werkzeug-

anpassung

B. Kuhlenkötter, A. Hypki, C. Scheele, A. Schyja 23

Potentiallinienbasierte Bahnplanung

A. Kout, H. Müller 33

Diagnostik und Simulation des Lichtbogenspritzprozesses

Partikelinteraktionen (Cross Over) in der Flugphase beim Lichtbogen-

spritzen von Fülldrähten

W. Tillmann, E. Vogli, M. Abdulgader 43

Finite Elemente Simulation des Lichtbogenspritzprozesses

M. Gurris, R. Münster, D. Kuzmin, S. Turek, Z. Cui 53

Effiziente Berechnung des Materialauftrags beim thermischen

Spritzen von Freiformflächen

T. Wiederkehr 65

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

3


Potentiale von Hartstoffschichten

Herstellung und Charakterisierung HVOF-gespritzter feinstrukturierter

WC-Co Schichten

W. Tillmann, E. Vogli, I. Baumann, H.A. Crostack, U. Selvadurai-Laßl 77

Verschleißminimierung durch Wolframcarbid und

Chromcarbid basierte Spritzschichten

W. Tillmann, E. Vogli, I. Baumann, J. Nebel 97

Glätten und Verdichten beschichteter Oberflächen

Einflussfaktoren auf das Glattwalzen thermisch gespritzter Oberflächen

V. Franzen, A. Brosius, A.E. Tekkaya 113

Physikalische Modellierung und Simulation des Material- und

Strukturverhaltens thermisch gespritzter Schichten

B. Svendsen, C. Hortig, B. Klusemann 121

Umformung, Rückfederung und Verschleiß

– Analyse beschichteter Werkzeuge im Tiefziehprozess –

Entwicklung eines Tiefziehwerkzeugs aus thermisch gespritzten

Hartstoffschichten mit Polymerhinterguss

J. Witulski, M. Trompeter, A. Brosius, A.E. Tekkaya 133

Simulation rückfederungsbedingter Formabweichungen

am Beispiel des Hutprofilziehens

M. Gösling, H. Kracker, A. Brosius, A.E. Tekkaya, U. Gather 143

4 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Spanende Bearbeitung und Simulation von

Formwerkzeugen und Schichtsystemen

Simulationsgestütztes Schleifen frei geformter, beschichteter

Oberflächen mit Hilfe angepasster Schleifstifte

H. Blum, D. Biermann, H. Kleemann, T. Mohn 155

Oberflächenstrukturierung und Simulation der Bearbeitung von

Formwerkzeugen

A. Zabel, A. Peuker, S. Odendahl 167

Analyse von Formfehlern bei der Herstellung

von Tiefziehwerkzeugen

D. Biermann, A. Sacharow, M. Skutella, T. Surmann, M. Theile 175

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

5


6 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Endkonturnaher Verschleißschutz

– Prozessparameter, Bahnplanung und Robotereinsatz –

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

7


8 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


OPTIMIERUNG VON THERMISCH GESPRITZTEN UND VERDICHTETEN

VERSCHLEIßSCHUTZSCHICHTEN MITTELS STATISTISCHER

VERSUCHSPLANUNG

W. Tillmann, E. Vogli, B. Krebs

Lehrstuhl für Werkstofftechnologie, TU Dortmund

Kurzfassung

In diesem Beitrag werden Einflussgrößen im atmosphärischen Plasmaspritzprozess

auf Schichteigenschaften wie Schichtdicke, Rauheit, Härte, Porosität und

Auftragswirkungsgrad untersucht. Zusätzlich wird der Einfluss von Spritzparametern

auf den Schichtaufbau in Bezug auf einen nachgeschalteten

Festwalzprozess überprüft.

Ziel ist es, durch Wahl geeigneter Spritzparameter die Beschichtung auf den

Walzprozess vorzubereiten, so dass die Morphologie und Topographie leicht

kompaktiert werden können. Die Versuche wurden unter Zuhilfenahme der

statistischen Versuchsplanung mittels eines Plackett-Burmann-Screenings mit

Cr3C2-Ni20Cr Pulvern in den Zusammensetzungen 90-10, 75-25 und 50-50

durchgeführt.

Stichwörter: Atmosphärisches Plasmaspritzen, Hartstoffe, Festwalzen,

statistische Versuchsplanung

1 Einleitung

Zur Herstellung von freigeformten Blechen in der Automobilindustrie werden hohe

Anforderungen an die Konturgenauigkeit bei hoher Geometriekomplexizität und bei

der Verwendung von hochfesten Stählen gestellt. Ein etablierter Prozess zur

Umformung von Blechen ist das Tiefziehen. Durch den steigenden Einsatz

hochfester Stähle im Automobilbau geraten klassische Tiefziehwerkzeuge immer

stärker an ihre Grenzen hinsichtlich Verschleiß im Tiefziehprozess und somit der

Standzeit des Werkzeuges [1]. Im Sonderforschungsbereich 708 werden neue

Konzepte erforscht, die Oberfläche von Tiefziehwerkzeugen durch einen

thermischen Spritzprozess zu veredeln und darüber den Verschleißschutz zu

erhöhen, bei gleichzeitiger Anpassbarkeit der Werkzeugoberfläche an eine

gegebene Problemstellung. Typischerweise zeigen thermisch gespritzte Schichten

allerdings eine verhältnismäßig hohe Schichtrauheit und –porosität [2]. Diese

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

9


Eigenschaften sind bei Tiefziehwerkzeugen unerwünscht. Als Lösungsansatz wird

im SFB 708 der thermische Spritzprozess mit einem Festwalzprozess kombiniert,

um darüber die funktionellen und strukturellen Eigenschaften von Schichten zu

verbessern bzw. gezielt einstellbar zu machen.

In dieser Arbeit wurden Proben, unter Zuhilfenahme der statistischen

Versuchsplanung, gespritzt und durch einen Festwalzprozess verdichtet. Dabei

wurde untersucht, welche Beschichtungsparameter maßgeblich den Schichtaufbau

beeinflussen und durch Änderung welcher Beschichtungsparameter ein Einfluss

auf die Walzbarkeit der Beschichtung geleistet werden kann.

2 Experimentelles

2.1 Substratvorbehandlung

Rechteckige Vergütungsstahlsubstrate (1.0503) wurden als Grundwerkstoff

verwendet. Die Substrate wurden aus einem Blech auf die Abmessungen

100 x 100 x 10mm³ geschnitten. Zur Vorbereitung auf einen thermischen

Spritzprozess wurden die Substrate mit grobkörnigem Korund (ø = 1180-1700µm)

bei einem Druck von 4bar, einem Strahlwinkel von 45° und einem Abstand von

100mm gestrahlt. Nach dem Strahlprozess wiesen die Substrate eine

durchschnittliche Rauheit von Rz = 50µm auf. Danach wurden die Substrate in

einem Ultraschallbad für 15min gereinigt und in einem Umluftofen für ca. 30min auf

100°C erwärmt.

2.2 Spritzpulver

Drei kommerziell verfügbare Cr3C2-Ni20Cr Pulver mit den Zusammensetzungen

Cr3C2–10(Ni20Cr) (Sulzer Metco, AMDRY 367), Cr3C2–25(Ni20Cr) (Sulzer Metco,

Metco 81VF-NS) und Cr3C2–50(Ni20Cr) (Sulzer Metco, SM 5255) wurden als

Plasmaspritzpulver verwendet. Die chemische Zusammensetzung der Pulver ist in

Tab. 1 aufgelistet. Die Partikelgrößenverteilung der Pulver wurde mittels Laserstreuung

gemessen.

M.-% Cr3C2-10(Ni20Cr) Cr3C2-25(Ni20Cr) Cr3C2-50(Ni20Cr)

90% Cr3C2 10% Ni20Cr 75% Cr3C2 25% Ni20Cr

C 13,34 0,01 13,28 0,02 6,41

Cr 86,39 20,02 86,43 19,31 51,33

Fe 0,2 0,40 0,27 0,37 0,24

Mn


Das Cr3C2-10(Ni20Cr) Pulver weist eine Körnung


Nummer H A V Sp B P D S T K

1 -1 -1 -1 -1 -1 -1 -1 -1 -1 -1

2 1 -1 -1 1 1 -1 1 -1 -1 1

3 1 1 -1 -1 1 -1 -1 1 1 -1

4 1 1 1 1 -1 -1 -1 -1 1 1

5 -1 1 1 -1 1 1 -1 -1 -1 1

6 1 -1 1 -1 -1 1 1 -1 1 -1

7 1 1 -1 -1 -1 1 1 1 -1 1

8 -1 1 1 1 -1 -1 1 1 -1 -1

9 1 -1 1 1 1 1 -1 1 -1 -1

10 -1 1 -1 1 1 1 1 -1 1 -1

11 -1 -1 1 -1 1 -1 1 1 1 1

12 -1 -1 -1 1 -1 1 -1 1 1 1

c 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Tab. 2: Plackett-Burmann-Versuchsplan mit 12 Läufen und Mittelpunkt c

Abkürzung Bedeutung

H Hartstoffanteil [%]

A Verhältnis Argon/ Wasserstoff

V Volumenstrom [l/min],

Sp Spritzabstand [mm]

B Brennergeschwindigkeit [mm/min]

P Plasmastrom [A]

D Druck im Pulverfördertopf [bar]

S Geschwindigkeit der Pulverförderscheibe [%]

T Walztemperatur [°C]

K Walzkraft [kN]

Tab. 3: Nomenklatur

Abkürzung Einheit Hoch (1) Mittel (0) Tief (-1)

H [%] 90 75 50

A - 5 4,5 4

V [l/min] 75 60 45

Sp [mm] 160 130 100

B [mm/min] 30000 25000 20000

P [A] 600 550 500

D [bar] 3,9 3,2 2,5

S [%] 41 28 15

T [°C] 130 75 20

K [kN] 2 1,5 1

Tab. 4: Darstellung der Hoch- (1), Mittel (0) und Tiefstellungen (-1) im Plackett-Burmann-Versuchsplan

12 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2.4 Analytik

Die gespritzten Substrate wurden nach der Beschichtung und nach den

Walzversuchen jeweils metallographisch untersucht. Es wurden Querschliffe

angefertigt und lichtmikroskopisch (Zeiss, Axiophot) begutachtet. Anhand der

Querschliffe wurde die Schichtdicke überprüft und es wurde mit digitaler

Bildverarbeitungssoftware (Zeiss, Axiovision 4.6) die Schichtporosität bestimmt. Zur

Ermittlung der Schichtrauheit wurde ein taktiles Rauheitsmessgerät (Hommelwerke,

Hommel Tester T-1000) verwendet. Außerdem wurde die Mikrohärte nach Vickers

(Leco, model M-400) mit einer Prüfkraft von 0,1kp (0,981N) gemessen. Vor und

nach jedem Beschichtungsvorgang wurden die Proben gewogen und die Differenz

durch die effektive Beschichtungszeit, bezogen auf die Probenoberfläche, dividiert.

Das Ergebnis wurde durch die tatsächliche Förderrate geteilt. Als Ergebnis erhält

man die Auftragsrate (DE = Deposition Efficiency). Die Schichtdicke und die

Rauheit wurden jeweils dreimal gemessen, die Härte und die Porosität jeweils

zehnmal und es wurden der Mittelwert und die Standardabweichung gebildet.

3 Ergebnisse

3.1 Schichtdicke und Auftragsrate

Es zeigt sich, dass die gespritzten Schichten abhängig von den Spritzparametern

völlig unterschiedliche Schichtdicken zwischen 310µm (Probe 4) und 2100µm

(Probe 11) aufweisen (Abb. 2).

Schichtdicke [µm]

2500

2000

1500

1000

500

wie gespritzt

gewalzt

0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 c

a) Nummer

b)

Abb. 2: a) Schichtdicke, b) Auftragsrate (DE) der dreizehn Proben

DE [%]

100

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

90

80

70

60

50

40

30

20

10

0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 c

Nummer

13


200µm 500µm

a) b)

Abb. 3: Querschliffe der Proben a) 5, b) 11

Interessanterweise korreliert die Schichtdicke der Proben nur teilweise mit den

gemessenen Auftragsraten (DE) (Abb. 3). Diskrepanzen zeigen sich vor allem bei

den Proben 5 und 10. Diese weisen hohe Auftragsraten auf, die aber nur zu einer

mittleren Schichtdicke führen. Die Ursache dafür lässt sich in den Querschliffen der

Proben 5 und 11 gut erkennen. Die Probe 11 wurde mit einer hohen Auftragsrate

hergestellt. Im Querschliff lässt sich die größte gemessene Schichtdicke

beobachten. Allerdings weist die Probe ein sehr lockeres, stark lamellares Gefüge

mit Mikrorissen auf und beinhaltet Fehlstellen, die sich teilweise bis zur Oberfläche

ausbreiten und somit zu einem Schichtversagen führen können. Dagegen lässt sich

im Querschliff der Probe 5 ein dichtes Gefüge mit guter Anbindung zum Substrat

erkennen. Weiterhin kann keine klare Änderung der Schichtdicke nach dem

Walzprozess beobachtet werden. Es zeigt sich somit kein deutlicher

Verdichtungseffekt, aus dem eine Schichtdickenreduzierung resultieren würde.

Hauptursache hierfür ist die relativ geringe Walztemperatur (max. 130°C). Um eine

merkliche Verdichtung der gesamten Schicht zu erreichen, müsste mit einer

höheren Temperatur nahe dem Schmelzpunkt des NiCr gewalzt werden.

In Abb. 4 sind die Pareto-Diagramme [4] für die Schichtdicke und die Auftragsrate

im wie gespritzten Zustand dargestellt. Im Pareto Diagramm sind die

standardisierten erwarteten Effekte der Größe nach absteigend von oben nach

unten geordnet. Ein Effekt ist signifikant, wenn er in dem 95% Konfidenzintervall

liegt. Das zeigt sich im Diagramm dadurch, dass ein Balken nach rechts über die

gestrichelte Linie herausragt. Bei allen folgenden Pareto Diagrammen werden nur

die Effekte für den wie gespritzten Zustand diskutiert. Die Pareto Diagramme im

gewalzten Zustand weisen keine Effekte im 95% Konfidenzintervall auf. Es kann

daher davon ausgegangen werden, dass unabhängig von den vorher eingestellten

Spritzparametern, die Schichten eine gleichartige Walzbarkeit aufweisen.

14 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


S

H

D

B

A

V

Sp

P

,34

-,22

-,058

-,54

Schichtdicke [µm]

-,87

1,16

p=,05

Standardisierter erwarteter Effekt

4,12

-3,78

a) b)

H

B

Sp

S

V

A

P

D

-,070

,75

,72

-1,18

1,06

DE [%]

-2,43

p=,05

3,32

Standardisierter erwarteter Effekt

Abb. 4: Pareto-Diagramm für a) die Schichtdicke und b) die Auftragsrate (DE) im wie gespritzten Zustand

Die signifikanten Effekte auf die Schichtdicke sind die Geschwindigkeit der

Pulverförderscheibe und der Hartstoffanteil (Abb. 4a). Eine höhere Geschwindigkeit

der Pulverförderscheibe bewirkt unmittelbar, dass mehr Pulver gefördert wird. Es

wird dadurch ein größere Menge Pulver pro Zeiteinheit in die Flamme eingedüst.

Als Konsequenz trifft eine größere Anzahl an Spritzpartikeln pro Zeiteinheit auf das

Substrat und die Schichtdicke steigt an. Darüber hinaus bewirkt eine Reduktion des

Hartstoffanteils ebenfalls ein signifikantes Ansteigen der Schichtdicke. Ein

geringerer Hartstoffanteil bedeutet gleichzeitig, dass der metallische Anteil im

Pulver ansteigt. Die metallischen Spritzpartikel schmelzen im Gegensatz zu den

Hartstoffen in der Plasmaflamme größtenteils auf. Beim Auftreffen auf das Substrat

sind die Partikel daher sehr reaktiv und können sich leicht mit weiteren Partikeln zu

einer Schicht verklammern. Dagegen ist die Wahrscheinlichkeit bei nicht oder nur

teilweise angeschmolzenen Hartstoffen sehr hoch, dass diese vom Substrat

zurückprallen. Dieses Verhalten lässt sich ebenfalls bei der Auftragsrate erkennen

(Abb. 4b). Weiterhin zeigt die Brennergeschwindigkeit einen signifikanten Einfluss

auf die Auftragsrate. Eine höhere Brennergeschwindigkeit bewirkt eine kürzere

Verweildauer des Brenners auf einer Stelle der Probenoberfläche. Dies schützt vor

lokalen Überhitzungen, die sich negativ auf die Auftragsrate auswirken [5]. Im

schlimmsten Fall wird die Schichtoberfläche schmelzflüssig und beim erneuten

Partikelaufprall können sich die Partikel nicht mit der Schichtoberfläche

verklammern und prallen daher ab, oder aber die angeschmolzene Schicht

zerspritzt. Dritter signifikanter Effekt mit einer Konfidenz von 93% ist der

Spritzabstand. Ein geringerer Spritzabstand bewirkt eine höhere Auftragsrate. Es

kann davon aufgegangen werden, dass sich dies nicht beliebig steigern lässt. Ab

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

-4,72

15


einer gewissen Distanz werden genau wie bei einer zu geringen

Brennergeschwindigkeit lokale Überhitzungen auftreten, die ein Absinken der

Auftragsrate bewirken. Ursache hierfür ist die ansteigende Partikeltemperatur mit

geringer werdendem Abstand zur Spritzpistole.

3.2 Porosität

Die Spritzschichten weisen Porositäten von 0,8% (Probe 5) bis 4,2% (Probe 3) im

wie gespritzten Zustand auf (Abb. 5a). Konform zu den Beobachtungen bei der

Schichtdicken- und der Auftragsratenmessung, haben die Proben mit geringer

Schichtdicke und hoher Auftragsrate einen dichten Schichtaufbau mit geringer

Porosität, während bei Proben mit großer Auftragsrate und gleichzeitig hoher

Schichtdicke ebenfalls eine hohe Porosität auftritt. In dem Pareto Diagramm liegt

kein Effekt im 95% Konfidenzintervall (Abb. 5b). Den größten Effekt zeigt die

Geschwindigkeit der Pulverförderscheibe mit einer Konfidenz von 91%. Eine zu

hohe Pulverförderrate führt zu einer Übersättigung des Plasmas. Es wird nicht

mehr das gesamte geförderte Pulver aufgeschmolzen. Dies führt typischerweise zu

porösen Schichten [6]. Darüberhinaus kann davon ausgegangen werden, dass die

Porosität signifikant durch eine Kombination verschiedener Effekte beeinflusst wird.

Dies lässt sich aber mit einem Placket-Burmann Versuchsplan nicht erfassen.

Weiterhin kann keine Veränderung der Porosität nach dem Walzprozess

festgestellt werden. Es ist also kein direkt messbarer Verdichtungseffekt

eingetreten. Ursache hierfür ist sicherlich die hohe Härte der Spritzschichten (vgl.

Kapitel 3.3), gekoppelt mit der relativ geringen Walztemperatur.

Porosität [%]

7

6

5

4

3

2

1

0

wie gespritzt

gewalzt

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 c

Nummer

a) b)

S

V

D

P

B

H

A

Sp

,30

,61

,52

,78

Porosität [%]

1,34

-1,16

-1,83

Standardisierter erwarteter Effekt

2,30

p=,05

Abb. 5: a) Porosität der dreizehn Proben, b) Pareto Diagramm der Porosität im wie gespritzten Zustand

16 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Härte [HV 0,1]

1200

1000

800

600

400

200

0

wie gespritzt

gewalzt

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 c

Nummer

a) b)

P

S

Sp

V

A

B

D

H

-,14

-,53

-,46

-,42

Härte [HV 0,1]

-,97

1,16

1,63

1,62

Standardisierter erwarteter Effekt

p=,05

Abb. 6: a) Vickershärte der dreizehn Proben, b) Pareto Diagramm der Härte im wie gespritzten Zustand

3.3 Härte

Die Proben weisen Härten zwischen 616HV0,1 (Probe 5) und 1051HV0,1 (Probe 12)

auf (Abb. 6a). Es können Schwankungen zwischen den Proben festgestellt werden,

die auf die Härtemessung mit einer Kraft von 0,1kp (0,981N) zurückzuführen sind.

Bei dieser Messmethode sind die Eindrücke in die Schicht sehr klein, so dass die

Härte einzelner Phasen gemessen wird. Es ist daher sehr schwierig einen

repräsentativen Mittelwert zu erhalten. Dementsprechend streuen die Härtewerte

und es kann kein signifikanter Effekt im Pareto Diagramm gesehen werden

(Abb. 6b). Dies spiegelt sich auch in der Härtemessung nach dem Festwalzprozess

wieder. In einigen Fällen ist die Härte angestiegen, in anderen Fällen lässt sich ein

Absinken der Härte beobachten. Ein charakteristisches Verhalten zeigt sich hier

aber ebenfalls nicht.

3.4 Rauheit

Es lassen sich stark variierende Rauheiten abhängig von den Spritzparametern

beobachten (Abb. 7a). Während einige Schichten für atmosphärisches

Plasmaspritzen angemessene Rauheiten im Bereich von Rz = 25-30µm aufweisen,

zeigen andere Schichten sehr hohe Rauheiten bis hin zu Rz > 100µm. Derart hohe

Schichtrauheiten führen zu Problemen im Walzprozess. Es treten starke

Spannungsspitzen auf, die das Walzwerkzeug zum Schwingen bringen und den

Walzprozess sehr ungenau machen. Teilweise platzt lokal sogar die Beschichtung

ab. Es konnten erste Probleme beim Walzen von Schichten mit Rz > 30µm

beobachtet werden. Ab Rz~40µm ließen sich die Schichten nicht mehr fehlerfrei

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

17


walzen. An den gewalzten Schichten zeigt sich deutlich, dass die Rauheit

abgenommen hat. Dabei wird der Rauheitswert hauptsächlich durch die Parameter

im Walzprozess und weniger durch die Parameter im Spritzprozess beeinflusst. Mit

den Walzparametern in dieser Versuchsreihe ließen sich Rauheiten bis hin zu

Rz = 15µm erzielen.

R z [µm]

60

50

40

30

20

10

0

wie gespritzt

gewalzt

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 c

Nummer

,45

-,38

-,37

-,31

,98

R z [µm]

-1,46

-2,41

p=,05

Standardisierter erwarteter Effekt

Abb. 7: a) Rauheit Rz der dreizehn Proben, b) Pareto Diagramm der Rauheit Rz im wie gespritzten Zustand

Im Pareto Diagramm hat der Spritzabstand den Haupteffekt auf die Schichtrauheit

(Abb. 7b). Dabei bewirkt eine Verringerung des Spritzabstandes ein Ansteigen der

Rauheit. Bei geringeren Spritzabständen (hier im Versuch 100mm) befinden sich

die Spritzpartikel noch in der Beschleunigungsphase. Gleichzeitig ist die

Partikeltemperatur nah an der Spritzpistole sehr hoch. Die Partikel treffen somit mit

geringer kinetischer Energie und hoher Wärmeenergie auf das Substrat auf. Eine

Kombination dieser beiden Effekte bewirkt ein Ansteigen der Rauheit. Ein ähnliches

Verhalten konnte von Du et al. bei D-Gun gespritzten WC-Co Schichten festgestellt

werden [7].

18 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

Sp

H

A

V

D

B

S

P

-4,5


4 Zusammenfassung und Fazit

In dieser Studie wurde ein statistischer Screening-Versuchsplan nach Placket-

Burmann durchgeführt, um signifikante Einflussgrößen im Plasmaspritzprozess auf

Schichteigenschaften von Cr3C2-Ni20Cr Schichten zu finden. Zusätzlich wurden die

beschichteten Proben gewalzt, mit dem Ziel, eine Verdichtung der Schichten zu

erhalten.

Es hat sich gezeigt, dass die Schichtdicke und die Auftragsrate hauptsächlich durch

die Geschwindigkeit der Pulverförderscheibe, den Hartstoffanteil und durch die

Brennergeschwindigkeit beeinflusst werden. Dabei ließen sich Unterschiede in der

Schichtdicke und der Auftragsrate beobachten. Hohe Schichtdicken bedeuten nicht

unmittelbar auch eine hohe Auftragsrate, da der Schichtaufbau teilweise sehr

locker gepackt ist und viele Fehlstellen aufweist. Die gemessene Porosität

verdeutlicht dies. Bei der Härtemessung tritt kein signifikanter Effekt auf.

Hauptursache hierfür ist die Mikrohärtemessung, bei der die Härte einzelner

Phasen gemessen wird und somit kein repräsentativer Mittelwert über die gesamte

Schicht erhalten wird. Bei der Rauheit der Proben zeigen sich starke

Schwankungen im Versuchsplan. Einige Proben sind derart rau, so dass sie nicht

problemlos gewalzt werden können. Darüber hinaus kann bei allen gewalzten

Proben eine Glättung der Schichtoberfläche beobachtet werden. Der Wert der

Rauheit hängt hierbei hauptsächlich von den Parametern im Walzprozess und

weniger von den verwendeten Spritzparametern ab. Als Haupteffekt im

Spritzprozess auf die Schichtrauheit konnte der Spritzabstand ermittelt werden.

Als Fazit dieser Studie lässt sich zusammenfassen, dass die thermischen

Spritzschichten hauptsächlich durch die Parameter Geschwindigkeit der

Pulverförderscheibe (damit Pulverfördermenge), Hartstoffanteil, Brennergeschwindigkeit

und Spritzabstand beeinflusst werden. Das Ergebnis des

Walzprozesses kann nicht direkt durch die Beschichtungsparameter geändert

werden, so lange die Beschichtungsqualität in einem gewissen Toleranzfenster

liegt (nicht zu hohe Schichtrauheit). In Zukunft gilt es, die Erkenntnisse des

Screenings detailliert in einem vollfaktoriellen Versuchsplan zu erfassen, um

darüber Aussagen über Mehrfachwechselwirkungen treffen zu können und

statistische Modellierungen vorzunehmen.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

19


Literaturverzeichnis

[1] Schulz-Marner, H.; Schulte, S.: Verschleißprüfstand für Blechumformwerkzeuge.

Bänder Bleche Rohre, 38 (1997) 50-53

[2] Blaich, M.; Dannemann, E.; Mössle, E.: Tribologie der Blechumformung.

Umformtechnik, 3 (1990) 78-109

[3] Weihs, C.; Jessenberger, J.: Statistische Methoden zur Qualitätssicherung

und –optimierung in der Industrie (1999) 239-240

[4] Box., G.E.P.; Hunter, W.G.; Hunter, J.S.: Statistics for Experimenters (2005)

[5] Vargus, E.P.: New Research on Electrochemistry. Nova Science Publishers

(2007) 115-116

[6] Marple, R.-B.; Lima, R. S: Process Temperature/ Velocity-Hardness-Wear

Relationships for High-Velocity Oxyfuel Sprayed Nanostructured and

Conventional Cermet Coatings. Journal of Thermal Spray Technology, 14

(2004) 67-76

[7] Du, H.; Hua, W.; Liu, J.: Influence of process variables on the qualities of

detonation gun sprayed WC-Co Coatings. Materials Science & Engineering,

408 (2005) 202-210

20 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

21


22 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


ANALYSE UND FORTENTWICKLUNG ROBOTERGESTÜTZTER SPRITZ- UND

VERDICHTPROZESSE DURCH SIMULATIONSBASIERTE BAHNPLANUNG

UND WERKZEUGANPASSUNG

B. Kuhlenkötter, A. Hypki, C. Scheele, A. Schyja

Institut für Roboterforschung, TU Dortmund

Kurzfassung

Die im SFB entwickelten Spritz- und Verdichtprozesse mit Hilfe eines Roboters

umsetzen, ist eine der Aufgaben des Teilprojekts A4. Hierzu werden Untersuchungen

der Werkzeuge durchgeführt und zugehörige Anpassungskonzepte entwickelt.

Für die Durchführung der Prozessplanung und die notwendige Programmgenerierung

für Roboter wird das Software-Framework DirectControl2 um Module

zur CAD-basierten Prozessbahnplanung erweitert.

Stichwörter: Kooperierende Roboter, Simulation, Offline-Programmierung,

Bahnplanung, Werkzeugführung

1 Entwicklung und Evaluation eines Konzepts zur lagetoleranten

Werkzeugführung bei roboterbasierten Verdichtprozessen

Im Rahmen der Forschungsarbeiten dieses Sonderforschungsbereich werden

kooperativ in mehreren Teilprojekten Verfahren und Werkzeuge entwickelt und

untersucht, die zu einem Gesamtkonzept für den Verdichtungsprozess für

thermisch gespritzte Hartstoffschichten zusammengeführt werden sollen. Ein

Aspekt dieses Gesamtkonzepts ist die in diesem Teilprojekt untersuchte

Umsetzung des Verfahrens mit Hilfe eines Industrieroboters.

Bei der Verwendung eines Industrieroboters für die Bearbeitung von Oberflächen

unter Anwendung hoher Prozesskräften ergeben sich mehrere Problemstellungen,

die eine Anpassung von Werkzeug und Prozess erforderlich machen. Bei dem weit

überwiegenden Anteil der eingesetzten Industrieroboter erfolgt die Programmierung

auf Basis von Positionsvorgaben. Für Bearbeitungsvorgänge ist diese Art der

Steuerung unvorteilhaft sofern gezielt Kräfte aufgebracht werden sollen, denn dann

müssen verschiedene Kräfte über unterschiedliche Positionszustellungen des

Roboters realisiert werden. Bei dem in diesem Projekt verwendeten Industrieroboter

vom Typ IRB 4400/60 der Fa. ABB beispielsweise bedeutet eine Zustellung

von 1 mm beim Verdichtungsprozess senkrecht zur Oberfläche eine Kraftänderung

von ca. 1000 N (sofern eine starre Werkzeugkopplung verwendet wird und der

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

23


Roboter nicht überlastet wird). Inzwischen kann die Anforderung an eine kraftorientierte

Programmierung durch neuartige Robotersteuerungen unter Umständen

erfüllt werden (z. B. ABB ForceControl, welche Mitte 2007 als Produktoption

vorgestellt wurde). Diese binden den angebrachten Kraft-Momenten-Sensor direkt

in den Regelkreis der Robotersteuerung ein und bieten damit neuartige

Regelungsmöglichkeiten, die nachgerüsteten Systemen mangels des direkten

Zugangs zur Robotersteuerung verwehrt bleiben [1].

Zum Zeitpunkt der Projektbeantragung war die genannte Kraftsteuerungsmöglichkeit

noch nicht verfügbar, so dass nicht getestet werden konnte, inwiefern

eine solche Regelungsmöglichkeit für den Verdichtungsprozess geeignet ist, der

wegen der großen Prozesskräfte sowie den hohen Geschwindigkeiten und

Beschleunigungen eine sehr schnell reagierende Regelung erfordern würde.

Aus diesen Gründen wurde für die weiteren Forschungsarbeiten ein passives

Dämpfungssystem verwendet und untersucht, bei dem die gewünschte Prozesskraft

einstellbar ist und dessen Dämpfungsverhalten für den umzusetzenden

Prozess schnell genug ist. Hierzu wurde ein pneumatischer Zylinder mit Kugelumlaufführung

ausgewählt, dessen Verhalten in Hinsicht auf die eingestellte Soll-

Kraft und die Reaktionsgeschwindigkeit untersucht wurde.

Dazu wurden während des Walzversuchs die Kräfte mit Hilfe eines Kraft-Momenten-Sensors

protokolliert sowie die Hubbewegungen des Zylinders durch einen

Laser-Abstandssensor vermessen. Die Untersuchung wurde sowohl mit den realen

Proben, als auch in Testszenarien durchgeführt, die spezielle Eigenschaften des

Walzverhaltens herausstellen sollten.

Kraft-Momenten-Sensor

Pneumatischer Zylinder

(ca. 3200 N / 10 bar)

Laser-Abstandssensor

(Auflösung 20 µm)

Walzkugel

Probenkörper

Abb. 1: Aufbau des pneumatischen Verdichtwerkzeugs

24 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Kraft (N)

1800

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

Fz

0

0

-200

10 20 30 40 50 60 70 80

Zeit (s)

Abb. 2: Messung der Prozesskräfte und beispielhafter Kraftverlauf

So wurde beispielweise mit Hilfe einer Fläche mit 15° Schräge untersucht, ob die

Prozesskraft trotz der notwendigen Ausgleichsbewegung durch den Zylinder beibehalten

werden konnte. Außerdem wurde die prinzipielle Fähigkeit des Aufbaus

nachgewiesen, die gewünschte Prozesskraft über den Druck einstellbar zu

machen. Dazu wurde ein elektronisches Druckregelventil an die Robotersteuerung

angebunden mit der sich sogar während des Ablaufs des Roboterprogramms die

gewünschte Walzkraft variabel einstellen lässt (Abb. 1 und 2). Hierbei zeigt sich,

dass der Messaufbau mit Druckregelventil und Kraft-Momenten-Sensor zuverlässig

gemäß dem theoretisch erwarteten Verhalten funktioniert (Abb. 3).

Kraft (N)

2000

1800

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

0

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Druck (bar)

Theoretischer Kraftverlauf (F=p*A) Mittelwert Kraft (Ausgleichstest) Mittelwert Kraft (Probenkörper)

Abb. 3: Abhängigkeit von Druck und Prozesskraft

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

Fx

Fy

Fz

25


Darüber hinaus zeigt sich, dass die Kraft während des Versuchverlaufs nur in

engen Grenzen um den Kraftmittelwert schwankt (Abb. 4). Für den Ausgleichstest,

bei dem das Werkzeug die Höhenschwankungen einer pendelnden Bewegung auf

einer 15° Schräge ausgleichen muss, ergibt sich ein Varianzkoeffizient von lediglich

ca. 3 – 4,5 %, wobei mit zunehmender Kraft die Schwankungen kleiner werden. Auf

der ebenen Probenfläche sind die Schwankungen mit 1 – 3 % deutlich geringer,

wobei sich auch hier das Verhalten mit dem Steigen der Prozesskraft verbessert.

Abweichung der Kraft vom

Mittelwert (%)

5

4,5

4

3,5

3

2,5

2

1,5

1

Varianzkoeffizienten (relative Standardabweichung) der Kraft

0,5

0

0 1 2 3

Druck (bar)

4 5 6

Ausgleichstest Probenkörper

Abb. 4: Varianzkoeffizienten zur Feststellung der Schwankung der Prozesskraft im Versuchsverlauf

Weitere Analysen der Hubbewegungen des Zylinders haben ergeben, dass auch

schnelle Bewegungen auf der Schräge ohne Auffälligkeiten ausgeglichen werden,

insbesondere konnte kein Stick-Slip-Effekt beobachtet werden, der die Dämpfungseigenschaften

negativ beeinträchtigen würde.

Zusammenfassend lässt sich sagen, dass das vorgestellte Dämpfungskonzept in

der Lage ist, eine einstellbare Kraft auch bei problematischen Oberflächeneigenschaften

mit ausreichend kleinen Abweichungen einzuhalten. Daher wird dieses

Konzept als Grundlage für die weiteren Untersuchungen des roboterbasierten

Verdichtens dienen.

2 Simulation und Bahngenerierung für die Offline-Prozessplanung

Für die Simulation industrieller Roboterzellen sowie insbesondere robotergestützter

Prozesse wurde das Software-Framework DirectControl2 entwickelt, das es

ermöglicht, einfache Zellen sowie Roboterkinematiken zu modellieren, simulieren

und zu visualisieren (Abb. 5). DirectControl2 wird in der Programmiersprache Java

entwickelt, welche durch ein objektorientiertes und plattformunabhängiges Konzept

26 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


geprägt ist. Ein Vorteil dieser Programmiersprache ist die Sicherheit und Robustheit

sowohl bei der Entwicklung als auch bei der Ausführung.

Der modulare und erweiterbare Aufbau steht bei der Entwicklung der Umgebung im

Vordergrund. Für Anwendungen, die mit Java entwickelt werden, steht eine modulbasierte

Plattform, die Rich Client Platform (RCP), zur Verfügung und eignet sich

somit für diesen Anwendungsfall besonders. Mit Hilfe der Rich Client Platform

lassen sich sowohl existierende als auch benutzerdefinierte Module und Plug-Ins

zu einer Anwendung, der Rich Client Application, bündeln [2]. Diese Plug-Ins

können sowohl statisch in der Anwendung verankert oder aber dynamisch zur

Laufzeit eingebunden werden.

Die Visualisierung erfolgt über die plattform- und programmiersprachenunabhängige

OpenGL Schnittstelle. Für die Java Umgebung existieren externe

Bibliotheken, mit denen es möglich ist, OpenGL Befehle auszuführen und somit auf

die Grafikhardwarefunktionalität zuzugreifen. In DirectControl2 kommt die Java

OpenGL (JOGL) Bibliothek zum Einsatz [3], da diese eine sehr aktuelle

Unterstützung der OpenGL Möglichkeiten bietet (Abb. 5a).

Sowohl das Szenenmodell als auch das Robotermodell (Kinematik, Geometrie)

basieren auf hierarchischen Datenmodellen. Für diese wurde eine XML-basierte

Beschreibung spezifizert.

B C

Abb. 5: DirectControl2: a) Visualisierung, b) Robotermodell, c) Steuerung

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

A

27


Eine geeignete Schnittstelle, die das Verarbeiten von XML bzw. XSD Dokumenten

(die De- bzw. Serialisierung) unter Java ermöglicht, ist durch die Java Architecture

for XML Binding (JAXB) gegeben [4].

Die Beschreibung des Robotermodells lehnt sich an die in der Industrial Robot

Language (IRL, DIN 66312, 1996) beschriebenen Spezifikation für den Aufbau

einer höheren Roboterprogrammiersprache (Abb. 5b). Kinematische Ketten und

ihre relativen Transformationen werden durch Denavit-Hartenberg Parameter

beschrieben.

Zu visualisierende Geometriekörper, aus denen sich sowohl die Roboter als auch

die Roboterzelle zusammensetzen), werden im sogenannten Szenengraphen

repräsentiert, der für DirectControl2 noch unter Berücksichtigung der

Anforderungen und Gegebenheiten entwickelt wird. Dieser bildet die Geometrie in

einer hierarchischen Datenstruktur ab und trägt neben der Verwaltung der Daten

zur Effizienzsteigerung der Visualisierung bei.

Die Steuerung der Roboter erfolgt bisher interaktiv über die Benutzeroberfläche

(Abb. 5c). Über ein zusätzliches Plug-In lassen sich bereits Programme in Form

von einer vereinfachten Programmiersprache abarbeiten. Im Rahmen einer

Diplomarbeit wird derzeit ein Protokoll für eine Schnittstelle entwickelt, das es

ermöglicht, externe Steuerungen an DirectControl2 anzubinden, um

Steuerungsdaten an DirectControl2 zu leiten und diese entsprechend zu

verarbeiten (Abb. 6).

Abb. 6: Schematischer Aufbau der DirectControl2-Schnittstelle zu externen Steuerungen

28 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Dabei werden die verschiedenen Möglichkeiten der Datenübertragung, wie

beispielsweise mittels bidirektionaler Schnittstellen über das TCP bzw. UDP, XML

basierte Nachrichten oder reine ASCII Textnachrichten, untersucht.

Diese Schnittstelle soll in einem weiteren Schritt die Anbindung von z.B. virtuellen

oder realen Steuerungen ermöglichen, was für eine realitätsnahe

Prozesssimulation erforderlich ist. Zusammen mit dieser Schnittstelle und dem

zugrundeliegenden Plug-In Konzept lassen sich Prozesse wie das Spritzen und

Verdichten als Zusatzmodule entwickeln und simulieren. Diese Module würden eine

Bahnplanung für den kooperativen Prozess unter Berücksichtigung der

Flächenabdeckung durch den Auftrag beinhalten. Hierzu wurden in

Zusammenarbeit mit dem Lehrstuhl für Graphische Systeme (Informatik VII) im

Rahmen einer Projektgruppe aus dem Bereich der Informatik

Bahnplanungsalgorithmen für den kooperierenden Prozess Spritzen und

Verdichten untersucht und entwickelt. Aus praktischen und sicherheitstechnischen

Überlegungen wurde ein vereinfachter gekoppelter Bearbeitungsprozess

umgesetzt, welcher aus der gegebenen Problemstellung, das Spritzen und

Verdichten von Oberflächen, abgeleitet ist: Auf einem Werkstück soll mit Hilfe des

einen Roboters Farbe aufgesprüht werden während der zweite Roboter die

anschließende Trocknung mit Hilfe eines Heißluftgebläses durchführt (Abb. 7).

Abb. 7: Versuchsaufbau für den vereinfachten Prozess Beschichten und Trocknen

Dieser Versuchsaufbau dient als Voruntersuchung für die eigentliche

Problemstellung. Die im vereinfachten Prozessmodell entwickelten

Bahnplanungsstrategien zur Roboteransteuerung setzen sich aus mehreren

Teilschritten zusammen. Die Annahme hierfür ist ein vereinfachtes Spritzmodell,

bei dem von einem optimalen, rotationssymmetrischen Spritzkegel ausgegangen

wird, der in regelmäßigen Abständen über die Oberfläche verfährt. Bei

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

29


Orthogonallage zur Oberfläche entsteht so ein kreisrunder Auftrag; mögliche

Verwirbelungen oder komplexe Tröpfchenverteilungen werden dabei

vernachlässigt.

Die Bahnen werden in einem vordefinierten Abstand und einer festgelegten

Spritzkegelöffnung ermittelt. Die Grundidee zur Ermittlung von günstigen Bahnen,

die eine komplette Flächenabdeckung gewährleisten, besteht in der Aufteilung der

Gesamtberechnung in Teilberechnungen, aus denen sich einzelne Bahnen

ergeben und diese im weiteren Schritt zu einer Gesamtbahn zusammengefügt

werden.

Nach einem Vorverarbeitungsschritt der Geometrie, der u.a. die Triangulation sowie

Netzoptimierung beinhaltet, wird die zu behandelnde Oberfläche in disjunkte

Bereiche (Patches) segmentiert. Das Zusammenfassen von bestimmten Bereichen

der Oberfläche zu einem Patch erfolgt nach der Strategie des

Bereichswachstumsverfahrens bzw. des MeanShift-Algorithmus [6]. Anschließend

erfolgt die Berechnung der Bahnen auf jedem dieser Oberflächenbereiche [5]. Dazu

werden in jedes dieser Patches Schnittebenen in regelmäßigen Abständen gelegt

und die Schnittkurve ermittelt (Abb. 8). Durch angemessenes Verbinden der

Schnittkurven entsteht eine durchgehende Bahn auf der Oberfläche eines Patches.

Abb. 8: Bahnplanung: Generierung von Bahnen mittels Schnittkurven auf Teilbereichen der Oberfläche

Aufgrund gegebener Ansteuerungseigenschaften der für den

Sonderforschungsbereich zur Verfügung stehenden Roboter werden diese

Schnittkurven durch Linear- bzw. Kreisbogensegmente approximiert. Mit Hilfe des

Traveling Salesman Problem (TSP) [7] werden die Bahnen der einzelnen Patches

zu einer Gesamtbahn, die die gesamte Oberfläche abdeckt, vereinigt.

Die gewonnen Erkenntnisse sollen in Zusammenarbeit mit Teilprojekt B4 in

Studien- oder Diplomarbeiten als Grundlage für weitere Untersuchungen der

Bahnplanung genutzt werden. Um die Bewegungen der Roboter zu simulieren,

können im Weiteren die aus diesen Untersuchungen hervorgehenden Strategien

auf das Simulationssystem DirectControl2 übertragen werden. Das modulare

Konzept bietet die Möglichkeit, die Ergebnisse des Teilprojekts B1 zur

Auftragssimulation in das Framework zu integrieren.

30 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literaturverzeichnis

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Control Case Study: High Power Stub Grinding and Deburring. Proceedings

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mit der Rich Client Platform, Dpunkt Verlag (2006)

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[5] Latombe, C-J.: Robot Motion Planning, Kluwer Academic Publishers,

Norwell, USA (1991)

[6] Comaniciu, D.; Meer, P.: Mean shift: A robust approach toward feature space

analysis. IEEE Trans. Pattern Anal. Machine Intell., 24:603–619 (2002)

http://www.caip.rutgers.edu/riul/research/papers/pdf/mnshft.pdf

[7] Applegate, D. A.; Bixby, R. E.; Cook, W. J.: The Traveling Salesman

Problem: A Computational Study, Princeton Univ Pr (2007)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

31


32 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


POTENTIALLINIENBASIERTE BAHNPLANUNG

A. Kout, H. Müller,

Informatik VII (Graphische Systeme), TU Dortmund

Kurzfassung

Ein bekannter Ansatz zur automatischen Bahnplanung für bahnorientierte

Fertigungsprozesse verwendet ein Potentialfeld, das auf der Oberfläche des

Werkstücks definiert ist und aus dem sich die Bahnen über Potentiallinien ergeben.

Für den Fall von Distanzfeldern als Potential bieten die Potentiallinien die

Eigenschaft, dass sie auf der Oberfläche einen relativ konstanten Abstand

zueinander haben, was für viele Fertigungsverfahren von Vorteil ist. Andererseits

weist die Vorgehensweise Defizite in Form von Singularitäten auf, die sich

ungünstig auf den Fertigungsprozess auswirken können. In diesem Beitrag werden

Möglichkeiten zur Berechnung von Potentialfeldern und –linien auf Dreiecksnetzen

sowie zum Umgang mit Singularitäten vorgestellt.

Stichwörter: Bahnplanung, Potentialfeld, Distanzfeld, Potentiallinien,

Medialachse

1 Bahnenerzeugung aus Distanzfeldern

In ihrer einfachsten Version besteht die Bahnplanung darin, eine oder möglichst

wenige Kurven auf einer Werkstückoberfläche zu finden, so dass jeder Punkt der

Oberfläche maximal die global vorgegebene Distanz r>0 von einer der Kurven hat.

Darüber hinaus sind weitere anwendungsbezogene Bedingungen an die Kurven zu

berücksichtigen. Trotz zahlreicher existierender Ansätze zur Bahnplanung, die sich

vor allem auf spanende Verfahren konzentrieren [1, 2] ist die Aufgabe im

Allgemeinen noch nicht befriedigend gelöst, insbesondere in Bezug auf die

automatische Bestimmung von Bahnen für komplex freigeformte Werkstücke und

spezielle Fertigungsfahren wie das Beschichten durch Spritzen.

Im Folgenden wird der potentiallinienbasierte Bahnplanungsansatz betrachtet, der

eine Reihe von Vorteilen hat. Die Grundidee des potentiallinienbasierten

Bahnplanungsverfahrens ist, ein Potential auf der Oberfläche des Werkstückes zu

definieren und die daraus gewonnenen Potentiallinien, d.h. Linien gleichen

Potentials, zu Bahnen zu verbinden. Als Potentialfeld bieten sich besonders

Distanzfelder an, da dort die Potentiallinien meistens einen gleichbleibenden

geodätischen Abstand haben [3].

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

33


Entscheidend für die Form des Distanzfeldes ist die Wahl der Quellen, von denen

aus die Berechnung startet. Die Verwendung des Randes der Fläche als Quelle hat

etwa zur Folge, dass keine Bahn das Werkstück verlässt (Abb. 1). Eine andere

Möglichkeit besteht in der Wahl einer offenen, zwei Randpunkte verbindenden

Kurve als Quelle, wobei das Ziel ist, möglichst alle Bahnen von der Oberfläche aus

gesehen quasi parallel verlaufen zu lassen [4].

Zusätzlich zu den Quellen lassen sich Hindernisse definieren, die von den

kürzesten Wegen nicht überschritten werden dürfen [3]. Dafür kommen vor allem

spitze Kanten des Werkstücks oder Linien hoher Krümmung in Frage, um deren

Durchquerung mit Bahnen zu vermeiden, die bei manchen Fertigungsverfahren

möglicherweise Probleme bereiten würde.

In den folgenden Ausführungen werden zunächst Verfahren zur Berechnung von

Distanzfeldern vorgestellt (Kap. 2). Dann wird auf Schwierigkeiten bezüglich der

Qualität von Bahnen eingegangen, die sich aus Potentiallinien ergeben (Kap. 3).

2 Distanzfeldberechnung

Für die folgenden Betrachtungen wird angenommen, dass die Fläche als

Dreiecksnetz im Raum gegeben ist. Ein Dreiecksnetz besteht aus Eckpunkten,

auch Knoten genannt, die so durch Strecken, Kanten genannt, verbunden sind,

dass sich dazwischen dreiecksförmige Facetten ausbilden.

2.1 Definition von Distanzfeldern und deren Berechnung

Im einfachsten Fall kann ein Distanzfeld durch Angabe einiger Knoten als Quellen

definiert werden. Die Distanz jedes anderen Knoten des Netzes ergibt sich dann

aus der Länge eines kürzesten Weges auf den Kanten des Netzes von einem

Quellknoten zu dem betrachteten Knoten. Die Distanzen im Inneren einer

Dreiecksfacette ergeben sich durch bilineare Interpolation der Distanzwerte ihrer

Eckpunkte. Die Berechnung der kürzesten Wege kann dann mit dem Dijkstra-

Algorithmus [5] geschehen, wobei die Kanten mit ihrer euklidschen Länge

gewichtet sind. Dieser Ansatz hat den Nachteil, dass die kürzesten Wege nur über

die Kanten laufen können und somit die Dreiecksstruktur des Netzes, z.B. seine

Feinheit, Einfluss auf das resultierende Distanzfeld hat. Vorschläge zur

Verbesserung des Ansatzes basieren auf dem Hinzufügen von zusätzlichen Kanten

zwischen nicht direkt benachbarten Knoten oder zwischen neuen virtuellen Knoten

auf den ursprünglichen Kanten [6].

Ein allgemeinerer Ansatz besteht darin, die Distanzen über kürzeste Wege auf der

durch das Dreiecksnetz gegebenen Fläche zu berechnen, d.h. die Wege können

auch durch die Dreiecke verlaufen [6, 7]. Solche Wege werden auch als

geodätische Wege bezeichnet. Die Verwendung von Linienquellen nach Bommes

et al. [8] ist auch möglich, wodurch eine flexiblere Wahl der Quellen über Knoten

des Netzes hinaus möglich wird.

34 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2.2 Berechnen der Potentiallinien

Eine Potentiallinie besteht aus allen Punkten der Fläche mit gleichem Potentialwert,

d.h. gleichem Distanzwert im Fall von Distanzfeldern. Potentiallinien können auf

einfache Weise mit dem Marching Triangles Algorithmus näherungsweise erzeugt

werden. Dieser ähnelt dem Marching Cubes Algorithmus [9], nur das anstatt

Quader Dreiecke verwendet werden, was die Verwendung von Dreiecksnetzen

ermöglicht und die Mehrdeutigkeiten eliminiert.

Die Qualität der Berechnung der Schnittpunkte der Potentiallinien mit den Kanten

des Netzes, die den Kern des Marching Triangles Algorithmus bildet, hängt von

dem Algorithmus zur Distanzfeldberechnung ab. Mit dem Algorithmus in [7] kann

der exakte Schnittpunkt berechnet werden, so dass meistens genaue

Potentiallinien entstehen. Schwierigkeiten kann es in der Nähe der Medialachse

des Distanzfeldes geben. Die Medialachse wird durch die Oberflächenpunkte

gebildet, die bezüglich mindestens zweier unterschiedlicher Punkte auf den Quellen

den gleichen Potentialwert haben. Dort kann der Marching Triangles Algorithmus

aufgrund einer ungünstigen Triangulierung schlechte Approximationen liefern [8].

2.3 Verbinden der Potentiallinien

Nachdem die Potentiallinien auf der Oberfläche berechnet wurden, müssen diese

noch zu geeigneten Bahnen verbunden werden. Dabei gibt es zwei Fälle zu

unterscheiden [3]. Im ersten Fall sind die Potentiallinien nicht geschlossen, d.h. sie

beginnen und enden am Rand der Oberfläche. Dann lassen sich die Potentiallinien

ganz einfach zu Zick-Zack-Bahnen verknüpfen. Im zweiten Fall sind die

Potentiallinien geschlossen, so dass sie sich durch Interpolation zu einer Spirale

verbinden lassen. Diese Konstruktion der Bahnen erfordert jedoch Kenntnis über

die Nachbarschaftsbeziehungen zwischen den Potentiallinien auf der Oberfläche,

da natürlich nur benachbarte Potentiallinien miteinander verbunden werden sollten.

Um die Nachbarschaftsbeziehungen der Potentiallinien zu erfassen, ist die

Konstruktion eines so genannten Nachbarschaftsgraphen hilfreich. Der

Nachbarschaftsgraph enthält Knoten für jede Potentiallinie und eine Kante

zwischen zwei Knoten, falls die entsprechenden Potentiallinien benachbart sind.

Der Graph kann durch topologische Sortierung auf den Potentiallinien konstruiert

werden [5]. Als Halbordnung dient dabei die Aufteilung der Oberfläche durch die

Potentiallinien in zwei Bereiche, einen auf der Seite mit höheren Potentialwerten

und einen auf der anderen Seite. Aus dem Graphen lassen sich alle Kandidaten für

eine Verknüpfung zu einer Bahn auslesen. Der Nachbarschaftsgraph ist zum Reeb-

Graph verwandt [10], der die Topologie einer Oberfläche anhand eines Potentials

analysiert. Dort sind die Knoten an kritischen Punkten, an denen sich die Topologie

ändert, und die Kanten sind in Bereichen gleich bleibender Topologie, was in

gewisser Weise dual zu dem Nachbarschaftsgraphen ist.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

35


3 Schwierigkeiten

Durch die Wahl der Quellen und durch die Struktur der Oberfläche können einige

ungewollte Schwierigkeiten hinsichtlich der Qualität der Potentiallinien

beziehungsweise Bahnen auftreten. Diese Schwierigkeiten bestehen darin, dass

die Abstände zwischen den Potentiallinien nicht überall konstant sind und dass die

Potentiallinien so ungünstig liegen, dass sie nicht auf einfache Weise zu einer Bahn

verbunden werden können.

3.1 Inseln

Es kann passieren, dass sich mehrere

„Inseln“ aus geschlossenen Potentiallinien

bilden. Solche Inseln können etwa

bei geschlossenen Quellkurven wie in

Abb. 1 entstehen, wo die Randkurve des

Gebietes die Quelle ist. Sie können

sich aber auch aufgrund der Form der

Oberfläche bilden, wie an einer lokalen

Ein- oder Ausbeulung. Inseln dieser Art

führen in der Regel dazu, dass die Bahn in mehrere Teilbahnen zerfällt, die das

unerwünschte Ab- und Neuansetzen des Fertigungsvorgangs zur Folge haben.

3.2 Knicke

Ein weiteres Problem sind nicht stetig differenzierbare Stellen im Potentialfeld.

Diese treten natürlicherweise an der Medialachse auf und führen zu Knicken in den

Potentiallinien (vgl. Abb. 2).

Die Knicke führen zu einem ungleichmäßigen

Eingriff des Werkzeugs eines Fertigungsprozesses.

Der Grund ist, dass an starken

Knicken die Distanzen zu den beiden

benachbarten Potentiallinien auch bei

äquidistanten Potentialwerten stark unterschiedlich

sein können. Dies erschwert es,

etwa beim Beschichten durch Spritzen, einen

gleichmäßigen Auftrag zu erzielen.

Ferner bereiten Knicke beim Verfahren des

Fertigungswerkzeugs Probleme, da es für die

Maschinendynamik praktisch unmöglich ist

ohne zu halten entlang eines Knicks zu

fahren.

36 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

Abb. 1: Inseln aus geschlossenen Potentiallinien.

Die Quelle ist die Randkurve des Gebiets.

Abb. 2: Knicke der Potentiallinien an nicht

stetig-differenzierbaren Stellen des Distanzfeldes.


4 Lösungsansätze

4.1 Problem der Knicke längs Bahnen

Ein üblicher Ansatz zur Glättung von Bahnen generell ist das Ersetzen der

Umgebung eines Knicks durch ein schwächer gekrümmtes, glattes

Überblendungssegment im Bereich eines Knicks. Dies kann auch zu einer lokalen

Reduktion des ungleichmäßigen Bahnabstandes im Bereich der Knicke führen.

Andererseits können jedoch dadurch an anderer Stelle möglicherweise größere

Abstände entstehen, die noch durch eine zusätzliche Bahn geschlossen werden

müssten.

Im Fall von Potentiallinien besteht die Alternative, das zugrunde liegende

Potentialfeld im Bereich der Medialachse zu glätten. Dies kann durch lokale

Tiefpassfilterung geschehen, etwa indem der Potentialwert eines Knotens des

Oberflächennetzes durch ein abstandsgewichtetes Mittelung der Potentialwerte der

benachbarten Knoten ersetzt wird. Die Glättung kann zu einer Vergrößerung der

Abstände zwischen den Potentiallinien auch etwas abseits der Knicke führen, weil

das Potentialfeld durch die Glättung flacher werden kann und so die Potentiallinien

einen größeren Abstand erhalten.

4.2 Problem des variablen Bahnabstandes

Abhängig

möglich.

vom Fertigungsverfahren sind unterschiedliche Vorgehensweisen

Beim Fräsen und ähnlichen Verfahren ist der größere Abstand der Potentiallinien

an Knicken weniger gravierend als beim Beschichten. Nachdem die Bahn

abgearbeitet wurde, könnten zwar einige Stellen zwischen den abgeknickten

Bahnen unbearbeitet bleiben. Da diese entlang der Medialachse liegen, können sie

durch weitere Bahnen, die sich aus den Medialachsen ergeben, nachträglich

entfernt werden.

Beim Beschichten bietet es sich an, zusätzlich zum Überblenden der Knicke den

Bahnabstand insgesamt zu verringern. Durch die Verringerung der Bahnabstände

werden die größeren Abstände der Bahnen an den Knicken kompensiert, so dass

überall die Abweichung von der Soll-Beschichtung klein gehalten werden kann.

Die Verringerung der Bahnabstände und somit eine Verlängerung der Gesamtbahn

ist von Seiten des Prozesses problemlos möglich, da dies beim Beschichten, eine

konstante Abscheiderate der Spritzpistole vorausgesetzt, nicht ausschlaggebend

für die Bearbeitungszeit ist. Bei einer konstanten Abscheiderate muss jedoch bei

dichter liegenden Bahnen die Bewegungsgeschwindigkeit erhöht werden, um die

gleiche Beschichtungsdicke zu erreichen. Zu beachten ist dabei, dass die erhöhte

Vefahrgeschwindigkeit von der Maschinenkinematik und –dynamik geleistet werden

kann.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

37


4.3 Problem der Inseln

Zur Vermeidung von Inseln innerhalb geschlossener Potentiallinien lässt sich die

Medialachse verwenden. Dazu muss das zentrale Stück aus der Medialachse

extrahiert werden. Das Distanzfeld mit

diesem Teil der Medialachse als Quelle

kann mit dem ursprünglichen Distanzfeld

überblendet werden, so dass eine Folge

von geschlossenen Potentiallinien um die

Medialachse herum entsteht (vgl. Abb. 3).

Damit werden die Inseln beseitigt,

allerdings haben die Potentiallinien auch

hier nicht mehr überall genau den

gleichen Abstand. Je nachdem wie das Gebiet geformt ist kann es auch besser

sein, wenn die Inseln separat voneinander abgefahren werden und nicht zu einem

Gebiet verschmolzen werden.

5 Ausblick

Eine interessante Frage ist die Wahl der Quelllkurven auf eine Weise, die die

Knickbildung bezüglich Auftreten und Stärke der Knicke minimiert. Bei einer

Positionierung der Startkurve entlang der höchsten Krümmung könnte man z.B. bei

Distanzfeldern als Potentialfelder erwarten, dass die Potentiallinien eher weniger

Knicke aufweisen. Da die Knickbildung der Potentiallinien nicht nur von der Wahl

der Quellen abhängig ist, sondern auch von der Form der Oberfläche, könnte es

sinnvoll sein, die Oberfläche entsprechend der Krümmung in Teilgebiete zu

zerlegen, die ein gleichmäßiges Krümmungsverhalten aufweisen.

Danksagung

Abb. 3: Überblendung des Distanzfeldes des

Randes mit dem Distanzfeld der Medialachse.

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

38 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Literatur

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[7] Mitchell, J.S.B.; Mount, D.M.; Papdimitriou, C.H.: The discrete geodesic

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[8] Bommes, D.; Kobbelt, L.: Accurate Computation of Geodesic Distance Fields

for Polygonal Curves on Triangle Meshes. VMV (2007) 151-160

[9] Lorensen, W.E.; Cline, H.E.: Marching Cubes: A high resolution 3D surface

construction algorithm. Computer Graphics, 21 (4) (1987)

[10] Reeb, G.: Sur les points singuliers d´une forme de Pfaff complèment

intègrable ou d´une fonction numèrique. Comptes Rendus de L´Acadèmie

ses Sèances, 222 (1946) 847-849

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

39


40 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Diagnostik und Simulation des Lichtbogenspritzprozesses

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

41


42 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


PARTIKELINTERAKTION (CROSS OVER) IN DER FLUGPHASE

Kurzfassung

BEIM LICHTBOGENSPRITZEN VON FÜLLDRÄHTEN

W. Tillmann, E. Vogli, M. Abdulgader

Lehrstuhl für Werkstofftechnologie, TU Dortmund

In der hier vorgestellten Arbeit werden die Einflüsse der Prozessparameter beim

Lichtbogenspritzen auf Partikelinteraktionen (Partikelüberkreuzung) zwischen

Partikeln aus Anode und Kathode im Spritzstrahl untersucht. Partikelüberkreuzung

ist ein prozessabhängiges Merkmal des Lichtbogenspritzens. Dabei fliegt ein

Großteil anodischer Partikel zur Kathodenseite und kathodische Partikel auf die

Anodenseite des Spritzstrahls. Es werden Korrelationen zwischen einstellbaren

Spritzparametern und der daraus resultierenden Überkreuzungsgrad von Anoden-

und Kathoden-Partikeln im Spritzstrahl untersucht. Ziel der Studie ist die

Charakterisierung des Spritzstrahls und der Partikelinteraktionen, um Ansätze zur

Prozesssimulation und anschließend Prozessoptimierung zu erarbeiten. Weiterhin

wird die Relation zwischen Spritzstrahleigenschaften und der Schichtmorphologie

fundiert betrachtet.

Stichwörter: Diagnostik von Lichtbogenspritzen, Partikelinteraktion, anodische

Partikel, kathodische Partikel, Spritzstrahlaufbau

1. Einleitung

In der Oberflächenbehandlung bzw. -veredlung kommt zunehmend die thermische

Spritztechnik zum Einsatz. Insbesondere das Lichtbogenspritzen gewinnt im

Bereich Verschleiß- und Korrosionsschutz immer mehr an Bedeutung. Beim

Lichtbogenspritzen hängt die Schichtqualität von dem Spritzstrahlaufbau, wie z.B.

Verteilung von Partikelgrößen, der Partikeltemperatur und –geschwindigkeit, ab.

Dabei stellte Pourmousa et al. [1] bei den Untersuchungen des Lichtbogenspritzens

fest, dass die Partikeln aus der Anode nahezu zweimal großer als die der Kathode

sind. Die unterschiedlichen Partikelgrößen von Anode und Kathode sind auf ein

asymmetrisches Abschmelzverhalten zurückzuführen [2-6]. So erwärmt der

Lichtbogen an der Anode eine größere Fläche. Dieses führt zur Bildung von

größeren Partikeln am anodisch geschalteten Spritzdraht. Bei der Kathode ist der

Lichtbogenüberschlag sehr fokussiert. Die höhere Intensität führt dabei zur Bildung

von kleineren Tröpfchen [1,4-5,7-8]. Auch bei der Verwendung von

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

43


unterschiedlichen Spritzdrähten als Anode und Kathode wurde dieses

asymmetrische Schmelzverhalten in vielen Studien nachgewiesen [1,3-6,7]. Die

Asymmetrie in Partikeltemperatur und –geschwindigkeit zwischen Anoden- und

Kathodenpartikel ist in Abbildung 1 am Beispiel von 99.9 % Ni-Massivdraht und

Eisenbasis-Fülldraht dargestellt.

Abb. 1: Asymmetrie in Partikeltemperatur und –geschwindigkeit beim Lichtbogenspritzstrahl gemessen

mittels Accuraspray g3 die Partikeltemperatur (mit 2% Genauigkeit) und –geschwindigkeit (mit 0,5%

Genauigkeit) (A Anode / K Kathode) [7]

Während die Erhöhung des Zerstäubgasdruckes sowohl aus der Anode als auch

aus der Kathode zu feineren Partikeln führt, haben Drahtvorschub und

Lichtbogenspannung keinen großen Effekt auf die Partikelgröße.

Fundierte Erkenntnisse zu den Partikelflugbahnen im Lichtbogenspritzstrahl sind für

die Prozesssimulation und -optimierung von großer Bedeutung. Der Spritzstrahl

selbst ist ein Produkt aus Prozessparametern, Düsendesign und Spritzmaterial.

Dabei haben thermische, mechanische und chemische Wechselwirkungen einen

großen Einfluss. Ein stark asymmetrischer Spritzstrahl kann beispielsweise dazu

führen, dass sich Eigenspannungen in der Schicht ausbilden, die Risse und somit

ein Schichtversagen zur Folge haben. Der Partikelgrößenunterschied aus Anode

und Kathode, sowie der Unterschied in Partikeltemperatur und –geschwindigkeit

führen weiterhin zu einer abweichenden Schichtmorphologie und Schichthaftung.

Es ist daher wichtig die Form des Lichtbogenspritzstrahls zu untersuchen, um

darüber den Spritzprozess simulieren und anschließend optimieren zu können. Ziel

dieser Studie ist die Untersuchung des Einflusses der einstellbaren

44 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Prozessparameter, wie Primärgasdruck, Sekundärgasdruck, Strom und Spannung

auf dem Aufbau des Spritzstrahls.

2. Experimentelles

In dieser Studie wurden rechteckige Stahlsubstrate (1.0503) mit der Abmessung

20x20x5 mm beschichtet. Es wurden Masken mit unterschiedlichen Öffnungen vor

dem Lichtbogenspritzstrahl angebracht. Die Maske mit einem seitlichen

Halbkreisschlitz wurde einmal mit der Öffnung an der Anodenseite und einmal an

der Kathodenseite montiert. Durch die Abschottung des Spritzstrahls wurde auf

dem Substrat nur ein Teil der Spritzpartikel niedergeschlagen, welcher einem

Schichtabbild („Spot“) des Spritzstrahls der jeweiligen Seite entsprach.

2.1. Experimenteller Aufbau

Der experimentelle Aufbau ist in der Abb. 2 dargestellt. Bei der Durchführung des

erarbeiteten Versuchsplans wurde zunächst die benötigte Maske mit dem

entsprechenden Schlitz angebracht.

Abb. 2: a) Experimentelles Aufbau; b) Maske mit seitlichem Halbkreisschlitz; c) Maske für die Untersuchung

der Brennervorfahrrichtung

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

45


Die Maske wurde zunächst zugedeckt. Danach wurde der Spritzprozess mit den

gewünschten Prozessparametern gestartet und gewartet, bis sich die eingestellten

Prozessparameter stabilisiert hatten. Anschließend wurde die Abdeckung für fünf

Sekunden entfernt. Es ließ sich so ein Anoden- bzw. Kathoden-Spot herstellen, der

einem Abbild senkrecht zum Spritzstrahl (Maskenschlitz) entsprach.

2.2. Beschichtung

Die vorbehandelten Stahlsubstrate wurden unter Verwendung einer Lichtbogenspritzanlage

der Fa. Sulzer Metco, Modell Smart Arc mit folgenden Parametern

beschichtet: Lichtbogenstrom 200-240 A, Lichtbogenspannung 28-34 V,

Primärgasdruck (PG) 2-5 bar, konstanter Sekundärgasdruck (SG) 3 bar und

Spritzabstand 100 mm. Als Spritzwerkstoffe kamen ein Eisenbasis-Fülldraht (FD)

und ein reiner Kupfer-Massivdraht (MD) mit einem Durchmesser von 1,6mm zum

Einsatz. Die Verwendung von Kupfer-Massivdraht diente zur Farbunterscheidung

von Anoden- und Kathodenpartikeln in der Schicht. Die Drähte werden

abwechselnd einmal als Anode und einmal als Kathode verwendet. Die chemische

Zusammensetzung der Spritzdrähte ist der Tabelle 1 zu entnehmen.

Name Elemente [M.-%] Cr Si B C Fe Cu

FD Fe-Cr-B-Si 28 1,4 >1 4,8 Rest -

MD Cu - - - - - 99.9

Tab. 1: Chemische Zusammensetzung der Lichtbogenspritzdrähte (FD: Fülldraht, MD: Massivdraht)

Eine teilfaktorielle Versuchsplanung wurde durchgeführt, um die

Partikelüberkreuzung in Abhängigkeit zu den Einstellparametern des

Lichtbogenspritzprozesses zu analysieren. Die Spritzparameter wurden aus einer

vorgehenden Studie ausgewählt. Die Spritzparameterkombinationen sind der

Tabelle 2 zu entnehmen. Anschließend wurden Schichten mit den gleichen

Parameterkombinationen mit unterschiedlicher Verfahrrichtung hergestellt und

metallurgisch auf ihre Mikrostruktur untersucht.

46 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Spritzparameter

Versuchs. Nr.

1 2 3 4

Primärgasdruck (PG) [bar] 2 5 2 5

Sekundärgasdruck (SG) [bar] 3 3 3 3

Lichtbogenstrom [A] 240 240 200 200

Lichtbogenspannung [V] 34 28 28 34

Tab. 2: Spritzparameter für die teilfaktorielle Versuchsplanung

3. Ergebnisse und Diskussion

Von der durch die verwendeten Masken erzeugten Spots wurden Querschliffe

angefertigt und mikroskopisch analysiert. Anhand der Farbunterschiede zwischen

Kupfer-Massivdraht als Kathode und Eisenbasis-Fülldraht als Anode konnte die

Partikelüberkreuzung in Abhängigkeit von den Prozessparametern untersucht

werden.

3.1. Mikrostruktur des Kathoden-Spots

Die Partikelüberkreuzung ist stark von den eingestellten Parametern des

Lichtbogenspritzprozesses beeinflusst (Siehe Abb. 3 und Abb. 4). Bei einem

niedrigen Primärgasdruck (PG), hoher Lichtbogenspannung und einer hoher

Stromstärke nimmt die Partikelüberkreuzung zu (Abb.3a). Eine Erhöhung des

Primärgasdrucks (PG) von 2 bar auf 5 bar und Reduzierung der

Lichtbogenspannung auf 28 V bei konstantem Lichtbogenstrom ist mit einer

Reduzierung der Partikelüberkreuzung verbunden. Dabei wurden mehr

Kathodenpartikel im Spot festgestellt (siehe Abbildung 3b). In Abbildung 3c ist eine

porösere Schicht zu sehen. Der Anteil der Anodenpartikel ist höher als bei der

Abb. 3b. Dies ist auf die Kombination niedriger Zerstäubergasdrücke und niedriger

Lichtbogenleistung zurückzuführen. Die Variation in Lichtbogenspannung

zusammen mit Primärgasdruck (PG) bewirkt eine leicht abnehmende

Partikelüberkreuzung. Bei niedrigen Werten (Versuch Nr. 3) lässt sich ein

lamellarer Schichtaufbau erkennen. Die Schichtlamellen bestehen abwechselnd

aus Anoden- und Kathodenwerkstoff.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

47


Abb. 3: Lichtmikroskopische Aufnahme des Kathoden-Spots a) Versuch 1, b) Versuch 2, c) Versuch 3 und

d) Versuch 4

Wie bei allen Aufnahmen zu entnehmen ist, entsteht die erste abgebildete Lamelle

ausschließlich aus Anodenpartikeln. Diese Lamelle ist für die Adhäsion zwischen

abgeschiedene Schicht und das Substrat maßgebend.

3.2. Mikrostruktur des Anoden-Spots

Bei einem niedrigen Primärgasdruck (PG), höheren Lichtbogenstrom und einer

höheren Lichtbogenspannung nimmt die Partikelüberkreuzung von Kathodenpartikeln

zu (Abb. 4a). Bei niedrigen Prozessparameterwerten lässt sich ein

lamellarer Schichtaufbau erkennen, der abwechselnd aus Anodenpartikeln und

Kathodenpartikeln sich bilden. Es ist festzustellen, dass die erste Lamelle

ausschließlich aus Kathodenpartikel erzeugt ist. Infolgedessen je nach

Verfahrrichtung des Lichtbogenbrenners (Anoden- bzw. Kathodenseite) werden

verschiedenartige Partikel auf dem Substrat schichtbildend niedergeschlagen.

Somit werden unterschiedliche Schichthaftungen erwartet.

48 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Abb. 4: Lichtmikroskopische Aufnahme des Spritzflecks an der Anodenseite a) Versuch 1, b) Versuch 2,

c) Versuch 3 und d) Versuch 4

3.3. Spritzfleck Porosität

Aufgrund des aus der Abbildung 3c und 4c ersichtlichen Porositätsunterschieds

wurde die Porosität beider Schichten analysiert. Die Untersuchungen ergaben eine

höhere Porosität bei Kathoden-Spot mit 3,06 % gegenüber dem Anoden-Spot mit

1,43 %.

3.4. Schichtaufbau in Abhängigkeit von der Brennerbewegung

In Abbildung 5a wurde die Schicht in Anoden-Verfahrrichtung erzeugt. Es ist leicht

zu erkennen, dass die Schichtkontaktfläche (Adhäsionsfläche) mit dem Substrat

ausschließlich aus Kathodenpartikeln besteht. Angrenzend bildet sich eine dünne

Lamelle aus Anodenpartikeln. Weiterhin ist die lamellare Struktur sichtbar.

In Abbildung 5b wurde die Schicht in Kathoden-Verfahrrichtung erzeugt. Es ist zu

erkennen, dass die Schichtkontaktfläche (Adhäsionsfläche) mit dem Substrat

ausschließlich aus Anodenpartikel besteht. Der Schichtaufbau weist eine etwas

höhere Porosität als die in Anoden-Verfahrrichtung erzeugte Schicht auf und lässt

im unteren Schichtbereich keine eindeutige lamellare Trennung erkennen.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

49


Abb. 5: Lichtmikroskopische Aufnahme des Schichtaufbaus in a) Anoden-Verfahrrichtung und b) Kathoden-

Verfahrrichtung

Aufgrund des Größenunterschieds von Anoden- und Kathodenpartikeln,

thermischer und kinetischer Asymmetrie des Spritzstrahls, sowie des

Überkreuzungseffektes hat die Verfahrrichtung der Spritzpistole einen großen

Effekt auf die Mikrostruktur der Schicht.

Jedoch ist eine weitere Studie mit vollfaktorieller Versuchsplanung erforderlich, um

die beobachtete Partikelüberkreuzung vollständig aufzuklären. Es ist darüber

hinaus geplant, weitere Versuche zur Analyse des Einflussverhaltens der

Brennerbewegung auf die Schichthaftung, -porosität und -härte zu untersuchen.

Parallel dazu werden Größe, Form und Volumenanteil der anodischen und

kathodischen Spritzpartikel untersucht.

4. Zusammenfassung

Zur Charakterisierung des Spritzstrahls beim Lichtbogenspritzen wurden die Spritz-

Spots und Spritzschichten mit unterschiedlicher Brennerbewegung untersucht. Die

lichtbogengespritzten Schichten zeigten eine von den Spritzparametern abhängige

Überkreuzung von Anoden- und Kathoden-Partikeln. Die Untersuchungen haben

50 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


gezeigt, dass die Stromstärke und Lichtbogenspannung den großen Effekt auf die

Überkreuzung haben. Diese Ergebnisse können für die Optimierung der

Verfahrwegsstrategie bei der Lichtbogenbeschichtung genutzt werden

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

5. Literatur

[1] Pourmousa, A.; Mostaghimi, J.; Albedini, A.; Chandra, S.: Particle size

distribution in a wire-arc spraying system. J. Thermal. Spray. Technol. 14

[4] (2005) 502-510

[2] Hussary, N.A.; Heberlein, J.V.R.: Effect of system parameters on metal

break-up and particle formation in the wire arc spray process, J. Thermal

Spray Technol. 16 [1] (2007) 1-13

[3] Hussary, N.A.; Heberlein, J.V. R.: Atomization and particle-jet interactions

in the wire-arc spraying process. J. Thermal. Spray. Technol. 10 [4] (2001)

604-610

[4] Watanabe, T.; Sato, T.; Nazi, A.: Electrode phenomena investigation of

wire arc spraying for preparation of Ti-Al intermetallic compounds. Thin

Solid Films 407 (2002) 98-103

[5] Watanabe, T Heberlein, J.: Correlations between electrode phenomena

and coating properties in wire arc spraying. Thin Solid Films 316 (1998)

169-173

[6] Zhu, Y.L.; Liao, H.L.; Coddet, C.; Xu, B.S.: Characterization via image

analysis of cross-over trajectories and inhomogeneity in twin wire arc

spraying. Surf. Coat. Technol. 162 (2003) 301-108

[7] Tillmann, W.; Vogli, E.; Abdulgader, M.: Asymmetric melting behaviour in

twin wire arc spraying with cored wires. ITSC2008

[8] Liaoa, H.L Coddet, R.C.; Mab, S. N.: Size distribution of particles from

individual wires and the effects of nozzle geometry in twin wire arc

spraying. Surf. Coat. Technol. 200 (2005) 2123-2130

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

51


52 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


FINITE ELEMENTE SIMULATION DES LICHTBOGENSPRITZPROZESSES

M. Gurris, R. Münster, D. Kuzmin, S. Turek, Z. Cui

Institut für Angewandte Mathematik, TU Dortmund

Kurzfassung

Im Teilprojekt B7 werden Modelle und numerische Algorithmen zur Simulation des

Lichtbogenspritzens entwickelt. Dies erfordert sowohl die Modellierung der partikelbeladenen

Gasströmung, als auch ein Modell für die Partikel-Substrat-Interaktion.

Hierzu wird die Modellierung eines 2-Fluid-Modells auf Basis der kompressiblen

Euler-Gleichungen und seine Diskretisierung mit Hilfe eines hochauflösenden

Verfahrens vom TVD-Typ aufgezeigt. Desweiteren wird die Modellierung und

Simulation der Partikel-Substrat-Interaktion mit Hilfe der inkompressiblen Navier-

Stokes-Gleichungen in Kombination mit Level-Set-Verfahren beschrieben.

Stichwörter: 2-Fluid-Modell, Level-Set-Methoden, hochauflösende Verfahren

Einleitung

Das erste Kapitel dieser Arbeit ist der numerischen Simulation einer partikelbeladenen

Gasströmung, wie sie u. a. im Rahmen des Lichtbogenspritzens auftritt,

gewidmet. Hierzu wird zuerst ein makroskopisches 2-Fluid-Modell [1, 2], welches

aus den volumengewichteten Euler-Gleichungen [3] resultiert, definiert. Dieses

Modell liefert eine wesentlich detailliertere Beschreibung der Flugphase als das

zuvor in [4] aufgezeigte Gemischmodell. Im Gegensatz zu vielen anderen Diskretisierungsverfahren

verwenden wir die schwache Formulierung der konvektiven

Terme (d. h. konvektiver Anteil und Druckanteil), die eine effiziente, stabile und

vollimplizite Randbehandlung ermöglicht. Die (steifen) Quellterme werden durch ein

Operator-Splitting abgespalten.

Abb. 1: Schematische Darstellung des Spritzprozesses

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

53


Im zweiten Teil der Arbeit modellieren wir zunächst einzelne, auf das Substrat

auftreffende Partikel. Dies erfolgt auf Basis der inkompressiblen Navier-Stokes-

Gleichungen, wobei das Partikel-Gas-Interface mit Hilfe der Level-Set-Methode

aufgelöst wird. Die hierbei erzielten Simulationsergebnisse sollen die Grundlage für

die Herleitung von Regeln bilden, die das Verhalten der Partikel beim Auftreffen auf

die Substratschicht möglichst genau beschreiben. Aus diesen Regeln lässt sich

dann z.B. ein stochastisches Makromodell für Beschichtungsvorgänge ableiten, mit

dem Beschichtungen effizient und realitätsnah simuliert werden können.

1 UP I: Simulation der partikelbeladen Gasströmung

1.1 Modellierung

Die Anwendung des Mittelungsverfahrens von Drew [3] führt bei Anwendung auf

die Massen-, Impuls- und Energieerhaltungsgleichungen für jede Phase (Gas und

Partikel) unter Berücksichtigung des Impuls- und Energietransfers zum oben

bereits erwähnten 2-Fluid-Modell. Unter Vernachlässigung molekularer Diffusion

besteht dieses aus einem System partieller Differentialgleichungen [1, 2] für die

Gas-

∂ ( α ρ ) + ∇ ⋅ ( α ρ u ) =

0

bzw. Partikelphase

t

t

g

g

t

g

g

g

g

g

g

∂ ( α ρ u ) + ∇ ⋅ ( α ρ u ⊗ u + PI)

∂ ( α ρ E ) + ∇ ⋅ ( α u ( ρ E + P))

t

t

p

p

p

p

p

∂ ( α ρ E

∂ ( α ρ ) + ∇ ⋅ ( α ρ u

t

p

∂ ( α ρ u ) + ∇ ⋅ ( α ρ u

p

p

g

p

g

p

g

p

) + ∇ ⋅ ( α u

g

p

g

p

g

p

g

p

g

wobei ρ g , ρ p die Gas- bzw. Partikeldichte, g u , p u die Geschwindigkeiten, g E , p E

die totalen Energien und P den Druck bezeichnen. Wie im Bereich der

Mehrphasenströmungen üblich, beschreibt V i die Interfacegeschwindigkeit.

Aufgrund ihrer geringen Größe im Vergleich zu den übrigen Termen können diese

Interfaceterme bei der numerischen Lösung zuweilen vernachlässigt werden. Es

wird eine konstante Partikeldichte angenommen. Die dimensionslosen Größen

α g und α p stellen den Volumenanteil der jeweiligen Phase dar und erfüllen

α g + α p = 1.

Wir nehmen ferner an, dass das Trägergas ein ideales Gas ist und beide Phasen

denselben Druck besitzen. Damit gilt die Zustandsgleichung


P = ( γ −1)

ρ ⎜

g E



g

( ρ E

p

p

g

⊗ u

g

)

p

p

+ PI)

+ P))

g

=

=

=

=

=

PV

PV

|| u g ||


2

2

i

i


⎟.



P∇α

+ F

g

g

i

D

⋅∇α

+ V ⋅ F + Q

p

0

P∇α

− F

p

i

D

D

⋅∇α

−V

⋅ F − Q

54 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

D

T

T

,


Desweiteren modelieren wir den Impulstransfer durch

bzw. den Energietransfer durch

mit den Funktionen γ D und γ T sowie den Temperaturen T g und T p , die als

proportional zur internen Energie angenommen werden. Zur Vereinfachung der

Notation kann das PDE-System durch

dargestellt werden.

⎡U

g ⎤ ⎡Fg

⎤ ⎡S

g ⎤

∂ t ⎢ ⎥ + ∇ ⋅ ⎢ ⎥ = ⎢ ⎥

⎣U

p ⎦ ⎣Fp

⎦ ⎣S

p ⎦

1.2 Numerische Lösung

Die numerische Lösung des stark gekoppelten Differentialgleichungssystems stellt

besonders hohe Ansprüche an das Diskretisierungsverfahren, insbesondere an die

Stabilisierung, die Randwertbehandlung und an den nichtlinearen Löser (da die

Zeitdiskretisierung implizit erfolgt). Das im Rahmen dieser Arbeit vorgestellte

hochauflösende Finite-Elemente-Verfahren basiert auf einer Verallgemeinerung

des approximativen Riemann-Lösers von Roe und einem algebraischen

Flusskorrekturverfahren vom TVD-Typ. Die grundlegende Konstruktion eines

solchen Verfahrens für die Euler-Gleichungen ist in [5] zu finden.

Operator-Splitting

Die Kopplung der partiellen Differentialgleichungssysteme beider Phasen

untereinander wird hauptsächlich durch die Kräfte der rechten Seiten sowie den

Druck und die Volumenanteile hervorgerufen. Bei Vernachlässigung der rechten

Seiten entstehen zwei voneinander weitgehend entkoppelte Gleichungssysteme.

Dies legt die Durchführung eines Operator-Splittings nahe, welches die Möglichkeit

eröffnet, die unterschiedlichen Terme nacheinander zu behandeln und somit

spezielle numerische Verfahren für jeden Term zu entwickeln. Das Yanenko-

Splitting erster Ordnung liefert dann bei Verwendung des impliziten Euler-

Verfahrens den Algorithmus:

Schritt 1: Berechne Lösungen

U

U

FD = α pγ

D ( u p − u g )

QT = α pγ

T ( Tp

− Tg

)

U ,

n+

1/

2

p

n+

1/

2

g

n+

1/

2

g

Δt

−U

Δt

−U

n

g

n

p

U für den konvektiven Anteil aus

n+

1/

2

p

+ ∇ ⋅

+ ∇ ⋅

F

n+

1/

2

g

n+

1/

2

p

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

F

=

=

0

0

55


n+

1

Schritt 2: Berechne Lösungen U , U für den Anteil der Quellterme:

g

n+

1

p

Galerkin-Diskretisierung

Grundlage des Diskretisierungsverfahrens ist die schwache Formulierung. Durch

das oben beschriebene Operator-Splitting werden die konvektiven Terme und die

Quellterme voneinander isoliert behandelt. Deshalb wird in diesem Kapitel lediglich

die Diskretisierung des konvektiven Anteils angegeben. Hierzu betrachten wir

∂ U + ∇ ⋅ F

t

wobei nun F jeweils F g oder F p und U jeweilsU g oder U p bezeichne. Dann wird

die obige Gleichung mit der Testfunktion ω multipliziert und partiell integriert, was

die schwache Formulierung


Ω


Ω

mit der äußeren Normalen n liefert. Damit ist die Galerkin-Diskretisierung des

konvektiven Terms mit Hilfe der Basisfunktionen { ϕ k } k=

1,

L,

n für alle j gegeben durch

∑∫

i

Ω

Der Randterm dieser Gleichung wird im Folgenden auch mit B j bezeichnet.

Randwerte

Die Randwertbehandlung im Kontext hyperbolischer Systeme ist schwierig, da im

Falle subsonischer Ein- und Ausflussränder nur ein Teil der Randwerte gesetzt

werden kann, während die restlichen Daten aus der (bei impliziter Zeitintegration)

unbekannten Lösung gewonnen werden müssen. Dadurch ist es bei subsonischen

Rändern nicht möglich, Dirichlet-Randwerte direkt zu setzen. Stattdessen werden

die Randwerte i. d. R. aus den Riemann-Invarianten gewonnen (z. B. [6]). Aus

Stabilitätsgründen wird im Rahmen dieses Projektes auf eine vollimplizite

schwache Randwertbehandlung zurückgegriffen, d. h. lediglich der Anteil B j wird

manipuliert. Im Fall einer festen Wand ermöglicht die schwache Formulierung eine

sehr einfache Implementierung von B j . Wir verwenden die free-slip Bedingung

= 0,

ω∂

Udx = F ⋅∇ωdx

− ωF

⋅ nds

t

n+

1

g

n+

1

p

−U

Δt

−U

Δt

n+

1/

2

g

n+

1/

2

p


∂Ω

dU i ϕ jϕ

idx

∑∫ ϕi∇ϕ

jdx

⋅ Fi

− ∑ ∫ϕ


inds

⋅ Fi

.

dt

=

i Ω i ∂Ω

u ⋅ n

= 0

56 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

U

U

=

=

S

S

n+

1

g

n+

1

p


und ersetzen i F in B j durch

Zur weiteren Verbesserung kann der Druck mit Hilfe der Riemann-Invarianten oder

eines exakten Riemann-Lösers berechnet werden. Im wesentlich komplizierteren

Fall eines Ein- oder Ausflussrandes berechnen wir den Vektor F i mit Hilfe der

Riemann-Invarianten.

Diese Form der Randwertbehandlung ermöglicht eine vollimplizite

Implementierung, die wesentlich stabiler ist als die quasi-expliziten oder expliziten

Varianten aus dem Finite-Volumen Bereich. Das ist ein enormer Vorteil bei der

Berechnung stationärer Lösungen, da die Zeitschrittweitenrestriktionen des

impliziten Verfahrens auf ein Minimum reduziert werden.

1.3 Numerische Resultate

Die Validierung des Codes erfolgt mangels geeigneter stationärer Benchmarks

noch anhand des Shock-Tube Problems von Saito [7]. Zur Vereinfachung wurden

im Rahmen dieser Arbeit die Quellterme linearisiert. Die Ergebnisse für eine

rotationssymmetrische Ausgangskonfiguration in 2D sind in Abb. 2-5 zu sehen. Sie

zeigen eine gute Übereinstimmung mit den Ergebnissen aus [7].

Abb. 2: Effektive Gasdichte

Abb. 4: Effektive Partikeldichte

⎡ 0 ⎤

⎢ ⎥

~ ⎢

nx

P

F = ⎥

i

⎢n

P⎥

y

⎢ ⎥

⎣ 0 ⎦

Abb. 3: Gastemperatur

Abb. 5: Partikelgeschwindigkeit in X-Richtung

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

57


2 UP II: Numerische Simulation der Partikel-Substrat-Interaktion

2.1 Modellierung

Das Strömungsverhalten von inkompressiblen newtonschen Strömungen wird

durch die inkompressiblen Navier-Stokes-Gleichungen

ρ(

∂ tu

+ ( u ⋅ ∇)

u)

∇ ⋅u

=

=

T

− ∇p

+ ∇ ⋅ ( μ(

∇u

+ ∇u

)) + f

0

beschrieben, wobei u das Geschwindigkeitsfeld und p der Druck ist. Mit ρ und μ

werden die Dichte und die Viskosität identifiziert. In dieser Form werden die Navier-

Stokes-Gleichungen zur Modellierung einer einphasigen Strömung verwendet. Eine

zweiphasige Strömung lässt sich modellieren, indem Dichte und Viskosität

Funktionen in Abhängigkeit von Ort (und Zeit) und somit von der jeweiligen im

Punkt x vorliegenden Phase werden. Dadurch ergibt sich:

ρ(

x)(

∂ tu

+ ( u ⋅ ∇)

u)

∇ ⋅u

=

=

T

− ∇p

+ ∇ ⋅ ( μ(

x)(

∇u

+ ∇u

)) + f

0

Unter der Annahme, dass die beiden Phasen nicht mischbar sind, lässt sich das

Simulationsgebiet Ω in Ω 1 und Ω 2 , die Gebiete in denen sich die beiden

verschiedenen Phasen befinden, unterteilen und es ergeben sich Phasenränder

(Interfaces) 1 2 Ω ∩ Ω ∂ = Γ . Für 1 Ω ∈ x werden die Werte für Dichte und Viskosität

der ersten Phase gesetzt, für 2 Ω ∈ x die der zweiten Phase. Bei der Verwendung

dieses Ansatzes ist es notwendig, den Verlauf die Gebietsränder zu ermitteln und

den Verlauf dieser Interfaces zu verfolgen. Die hierzu eingesetzten Techniken

werden als Tracking-Methoden bezeichnet.

Tracking-Methoden

Allgemein lassen sich Tracking-Methoden in Eulersche und Lagrangesche

Methoden einteilen. Bei Lagrangeschen Methoden wird das zugrundeliegende

Rechengitter an das zu verfolgenden Interface angepasst. Wenn sich dieses

verändert, so ist eine erneute Anpassung des Gitters notwendig. Bei Eulerschen

Methoden ist eine solche Anpassung nicht notwendig, es kann für die gesamte

Simulation ein festes Gitter verwendet werden. Die Level-Set-Methode, die von

Osher und Sethian entwickelt wurde [8], gehört zu den Eulerschen Methoden. Die

Idee der hier benutzten Level-Set-Methode ist es, den sich mit der Zeit

verändernden Gebietsrand Γ (t)

durch eine Funktion φ höherer Dimension zu

repräsentieren:

d

Γ( t ) = { x ∈ R | φ(

x,

t)

= vls}

58 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Hierbei ist v ls das Level bzw. die Niveaulinie des Interfaces. Der Wert von v ls kann

beliebig gewählt werden, es bietet sich aber der Wert Null an, da so die

verschiedenen Phasen durch das Vorzeichen von identifiziert werden können.

Die Funktion wird als Distanzfunktion folgendermaßen vorgeschrieben:

Hiervon ausgehend wird eine Gleichung konstruiert, welche die Veränderung des

Interfaces angibt. Wie von Hysing beschrieben [9], ergibt sich ausgehend von

die Transportgleichung

⎧ dist(

Γ,

x),


φ(

x,

0)

= d(

Γ,

x)

= ⎨ 0,


⎩−

dist(

Γ,

x),

φ(

x(

t),

t)

= 0

∂ φ + ( u ⋅ ∇)

φ =

t

x ∈ Ω

x ∈ Γ

x ∈ Ω

Die Null-Niveaulinien dieser Funktion beschreiben dann genau das Interface. In der

Praxis ist eine möglichst genaue Kenntnis dieses Interfaces erforderlich, was bei

der numerischen Lösung eine besondere Berücksichtigung erfordert, da

anderenfalls ein künstlicher und somit unphysikalischer Stoffaustausch erzeugt

wird.

2.2 Numerische Lösung

Zur numerischen Lösung der zuvor aufgeführten Gleichungen ist eine

Diskretisierung in Raum und Zeit notwendig. Zur zeitlichen Diskretisierung wird das

θ -Zeitschrittverfahren verwendet [9]. Die räumliche Diskretisierung erfolgt wie in

UP I mit Hilfe der Galerkin-Methode auf Basis der schwachen Formulierung der

Navier-Stokes-Gleichungen und der Transportgleichung [9]. Die Diskretisierung der

~

Navier-Stokes-Gleichungen erfolgt hierbei mit nicht-konformen Q1Q0 -Elementen,

wobei zur Diskretisierung der Transportgleichung konforme Q1 -Basisfunktionen

herangezogen werden. Der verwendete Strömungslöser basiert auf der diskreten

Projektionsmethode [10] gekoppelt mit der Level-Set-Methode als Tracking-

Methode.

2.3 Erweiterungen

Eine mögliche Erweiterung des grundlegenden Verfahrens ist das Ergänzen von

Gitterdeformation. Der hier verwendete Ansatz zur Gitterdeformation, der von

Grajewski vorgestellt wurde [11], fällt unter die Kategorie r-Adaptivität. Hierbei bleibt

die grundlegende Gittertopologie und Konnektivität erhalten, es findet lediglich eine

Umverteilung der Gitterpunkte statt, um in bestimmten Regionen des

Simulationsgebietes eine höhere Auflösung ohne nennenswerten zusätzlichen

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

0.

1

2

59


Aufwand zu erhalten. Bei der Simulation von zweiphasigen Strömungen liegt es

nahe, das Interface zwischen den beiden Phasen höher aufzulösen. Dies ergibt

eine Reduktion des Approximationsfehlers, der proportional zur lokalen Zellengröße

des Rechengitters ist und durch die bessere Auflösung des Interfaces eine

verbesserte Massenerhaltung.

Der Kern der Deformationsmethode ist die Konstruktion einer Abbildung φ : Ω → Ω .

Die neuen Koordinaten ζ eines Gitterpunktes x ergeben sich durch ζ : = φ(

x)

. Für

die durch g(x) gegebene Flächenverteilung des undeformierten Gitters und die mit

Hilfe der Monitorfunktion f(x) beschriebene gewünschte Flächenverteilung des

deformierten Gitters wird die Abbildung φ wie folgt konstruiert.

Berechung der Skalierungsfaktoren f c und c g so, dass für f und g gilt:

~ c f

I. Sei f ( x)

= und

~ cg

g(

x)

= . Berechnung eines Geschwindigkeitsfeldes

f ( x)

g(

x)

v h als Lösung des folgenden Poisson-Problems mit homogenen Neumann-

Randbedingungen:

II. Lösung der gewöhnlichen Differentialgleichung

mit

für jeden Gitterpunkt x und 0 ≤ t ≤ 1,

( x , 0)

= x s ∈ 0,

1 , wobei ∇ v durch den

rekonstruierten Gradienten G h ( vh

) approximiert wird.

III. Setze φ ( x) : = ϕ(

x,

1)

.


1

c f dx cg

f ( x)

Ω

Ω

1

= ∫ dx

g(

x)

( ϕ ) ( , ϕ)

~ ~

∇ , ∇ = f − g

v h

∂ ϕ ( , t)

= μ ( ϕ(

x,

t),

t)

t

x h

Gh

( vh

)( y)

μ h ( y,

s)

: = ~

f ( y)

s + ( 1−

s)

g~

( y)

ϕ , [ ]

Weitere Details und Verbesserungen der Methode werden von Grajewski, Köster

und Turek beschrieben [11].

60 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Ausblick

Die Modellierung der partikelbeladenen Gasströmung ist vorerst weitgehend

abgeschlossen. Auch die numerischen Verfahren sind soweit entwickelt, dass die

Berechnung von Benchmarkproblemen möglich ist. In der nächsten Zeit soll insbesondere

an der Leistungsfähigkeit stationärer Rechnungen gearbeitet werden, die

für das Projekt unbedingt nötig sind. Einen großen Fortschritt in dieser Richtung hat

bereits die schwache Randwertbehandlung ergeben, die auch an gekrümmten

Rändern anwendbar ist und im Vorkonditionierer berücksichtigt wird. In der Zukunft

kann evtl. eine weitere Konvergenzverbesserung durch einen Mehrgitteralgorithmus

erreicht werden. Das gesamte numerische Verfahren wurde so

konstruiert, dass es problemlos auf 3D erweiterbar ist.

Für das zweite Unterprojekt sind Erweiterungen der 3D Simulationen geplant.

Nachdem die Partikelflugphase bereits simuliert werden kann, soll im Folgenden

das Auftreffen der Partikel und die Tröpfchenausbreitung in 3D realisiert werden.

Ebenfalls werden die beschriebenen Gitterdeformationtechniken auf 3D erweitert.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

61


Literatur

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multifluid and multiphase flows. J. Comput. Phys., 150 (1999) 425-467

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gas jets and plumes. SIAM J. Sci. Comput., 28 (4) (2006) 1335-1360

[3] Drew, D.; Passmann, S.L.: Theory of Multicomponent Fluids (1999)

[4] Tillmann, W.; Vogli, E.; Abdulgader, M.; Gurris, M.; Kuzmin, D.; Turek, S.:

Particle behaviour during the arc spraying process with cored wires. J.

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[5] Kuzmin, D.; Löhner, R.; Turek, S.: Flux-Corrected Transport. Principles,

Algorithms and Applications (2005) 155-296

[6] Hirsch, C.: Numerical Computation of Internal and External Flows,

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[7] Saito, T.: Numerical analysis of dusty gas flows. J. Comput. Phys., 176

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Algorithms based on Hamilton-Jacobi formulations. Journal of Computational

Physics, 79 (1) (1988) 12-49

[9] Hysing, S.: Numerical simulation of immiscible fluids with FEM level set

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[10] Turek, S.: On discrete projection methods for the inkompressible Navier-

Stokes equations: An algorithmic approach. Computer Methods in Applied

Mechanics and Engineering, 143 (1997) 271-288

[11] Grajewski, M.; Köster, M.; Turek, S.: A new multilevel grid deformation

method. J. Comput. Appl. Math. (2008)

62 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

63


64 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Kurzfassung

EFFIZIENTE BERECHNUNG DES MATERIALAUFTRAGS BEIM

THERMISCHEN SPRITZEN VON FREIFORMFLÄCHEN

T. Wiederkehr

Informatik VII (Graphische Systeme), TU Dortmund

In diesem Artikel wird eine Methode zur effizienten Berechnung des

Materialauftrags auf freigeformte Oberflächen durch thermisches Spritzen

vorgestellt. Als Eingabe für das Verfahren dienen eine dreidimensionale

Repräsentation des Werkstücks sowie ein NC-Pfad der Spritzpistole. Zur

Beschleunigung der notwendigen geometrischen Berechnungen greift das

Verfahren auf die Rechenleistung moderner Grafikkarten zurück. Der dadurch

erzielte Rechenzeitgewinn ist insbesondere im Rahmen automatisierter

Bahnplanungsalgorithmen von Bedeutung, bei denen die

Beschichtungsberechnung typischerweise innerhalb eines iterativen

Optimierungsprozesses durchgeführt wird. Ferner lässt sich das vorgestellte

Verfahren leicht an verschiedene Spritzprozesse anpassen.

Stichwörter: Simulation, thermisches Spritzen, GPU Beschleunigung

1 Einleitung

Computersimulationen werden bereits in vielen Bereichen der Fertigungsplanung

erfolgreich eingesetzt, um das Ergebnis eines Prozesses bereits im Vorfeld so

genau wie möglich bestimmen und damit die Anzahl kostenintensiver Tests an

realen Maschinen verringern zu können. Verfahren aus der Computergrafik

kommen dabei nicht nur zur Visualisierung, sondern beispielsweise auch bei

komplexen geometrischen Berechnungen zum Einsatz. Insbesondere bei der

Interaktion zwischen Werkzeug und Werkstück können die notwendigen

dynamischen und geometrischen Berechnungen sehr aufwändig sein und viel

Rechenleistung in Anspruch nehmen. Zur Beschleunigung der Simulation bietet es

sich daher in einigen Fällen an, auch auf die Rechenleistung moderner Grafikkarten

zurückzugreifen, welche darauf ausgelegt sind, große Datenmengen in Echtzeit zu

verarbeiten. Eine moderne Grafikkarte kann etwa eine Billion

Gleitkommaoperationen pro Sekunde durchführen (= 1000 GFLOPS Giga-FLoating

point Operations Per Second); ein moderner Dualcore Prozessor hingegen leistet

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

65


etwa Faktor 40 weniger (Intel Core2Duo E8600: ~26 GFLOPS). Da

Grafikprozessoren allerdings eine hochgradig parallele Architektur aufweisen [1],

ergibt sich in der Regel nur dann ein guter Leistungsgewinn, wenn diese Parallelität

algorithmisch gut ausgenutzt werden kann oder sich das zu lösende Problem gut

auf die Architektur der Grafikhardware abbilden lässt. Letzteres ist für die hier

vorgestellte Simulation des thermischen Spritzens der Fall.

Generell kann das thermische Spritzen auf unterschiedlichen Detaillierungsstufen

simuliert werden. Auf der feinsten Ebene wird mit Hilfe von Finite-Elemente

Methoden nur für wenige (


erechnet werden soll. Im Normalfall kann hierfür die Menge der Knoten des

Dreiecksnetzes verwendet werden.

2. Lade einen NC-Pfad für die Spritzpistole, welcher aus einer Folge

dreidimensionaler Positionen und Orientierungen besteht, und setze die

virtuelle Spritzpistole auf den ersten Punkt der Bahn.

3. Berechne für jeden Abtastpunkt auf der Oberfläche die Menge an Material,

welches diesen Punkt von der aktuellen Konfiguration der Spritzpistole aus

erreicht und addiere diesen Wert auf die Schichtdicke des Punktes.

4. Bewege die Spritzpistole einen kleinen Schritt auf der Bahn weiter. Falls der

Pfad nicht zu Ende ist, setze den Algorithmus wieder bei Schritt 3 fort.

3 Pfadbeschreibung und Pistolenbewegung

Der zeitabhängige Pfad der

Spritzpistole lässt sich darstellen als

wobei die Position und ,

und die Roll-, Pitch- und Yaw-

Winkel der Spritzpistole beschreiben

(Abb. 1). Für einen gegebenen

Zeitpunkt t kann damit die

,

Transformation vom intrinsischen Koordinatensystem der Spritzpistole in das

Weltkoordinatensystem beziehungsweise das Koordinatensystem des Werkstücks

angegeben werden:

wobei

,

Abb. 1: Spritzkegel mit YPR-Winkeln und

umschließende Sichtpyramide.

die verkettete Rotation um die Roll-, Pitch- und Yaw-Winkel darstellt und

die Translation beinhaltet. Üblicherweise ist die

Beschreibung des Pfades nicht in geschlossener Form, sondern als Folge von

Konfigurationen für gegeben. Für jeden Zeitpunkt

kann dann zum Beispiel mittels linearer Interpolation eine Konfiguration

ermittelt werden:

, .

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

67


4 Auftragsberechnung

Die Berechnung des Schichtauftrags auf das Werkstück besteht darin, für jeden

Abtastpunkt die Materialbeiträge aller virtuellen Spritzpistolenkonfigurationen auf

dem gegebenen Pfad aufzusummieren. Mathematisch lässt sich dies wie folgt

ausdrücken:

In der Gleichung bezeichnet einen Sichtbarkeitstest, welcher besagt ob der

Abtastpunkt von der aktuellen Pistolenkonfiguration aus sichtbar ist und

innerhalb eines maximalen Spritzwinkels der Pistole liegt:

Ein Wert von bedeutet also, dass der Abtastpunkt entweder gar nicht

im Spritzkegel enthalten ist (vergleiche Abb. 2) oder durch andere Teile des

Werkstücks verdeckt wird. In diesem Fall ergibt sich für den Summanden in

Gleichung (1) kein Materialbeitrag.

Der Faktor in Gleichung (1) bezeichnet die Berechnung des Auftrages für

einen Punkt in Abhängigkeit der Pistolenkonfiguration , welche zum Beispiel

durch das im folgenden Abschnitt erläuterte Footprint-Modell von Duncan et. al [5]

beschrieben werden kann. Aufgrund der modularen Struktur des beschriebenen

Gesamtalgorithmus ist es leicht möglich, dieses Modell durch ein beliebiges

anderes zu ersetzen. Die Berechnung der Sichtbarkeitsbedingung wird in diesem

Fall weiterhin mit der in Abschnitt 4.2 beschriebenen effizienten und

hardwarebeschleunigten Methode ausgewertet. Das Footprint-Modell wird dabei

lediglich als Black-Box-Algorithmus einmal für jeden nicht verdeckten Abtastpunkt

und jede Pistolenkonfiguration einmal ausgewertet. Wird das Footprint-Modell nicht

als analytische Formel sondern als Lookup-Table implementiert kann damit jede

beliebige, praktisch messbare Footprint-Form direkt simuliert werden. In dieser

Hinsicht ist das vorgestellte Simulationsmodell allgemeingültig.

4.1 Footprint – Modell

Der Footprint eines Spritzprozesses ist die Form der Beschichtung, welche sich

ergibt, wenn für eine definierte Zeit auf eine Stelle einer ebenen Oberfläche

gespritzt wird ohne die Spritzpistole relativ zum Substrat zu bewegen. Der Footprint

eines beliebigen thermischen Spritzprozesses kann in der Praxis bestimmt werden,

indem für eine definierte Zeit senkrecht auf eine ebene Fläche gespritzt und

anschließend die Höhe des Auftrags an jeder Position bestimmt wird. Dies kann

68 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

(1)


eispielsweise mit einem optischen Profilometer

oder auch mit einem 3D-Scanner mit

ausreichender Auflösung durchgeführt werden.

Anschließend kann aus dem Profil ein

parametrisiertes, anaytisches Modell zur

Auftragsberechnung abgeleitet werden [6]. In der

vorgestellten Simulation wird das Footprint-Modell

von Duncan et al. [5] verwendet, welches im

Folgenden kurz beschrieben wird.

Das Modell ist parametrisiert über den

Auftreffwinkel , den Spritzwinkel

und den Abstand zwischen der Düse und dem

Beschichtungspunkt (Abb. 2). Weiterhin ist

der Winkel durch den maximalen Spritzwinkel

begrenzt, welcher dem Öffnungshalbwinkel des Spritzkegels

entspricht. Insgesamt wird der Auftrag am Punkt bestimmt durch

Darin beschreibt

die Verteilung der Partikel innerhalb des Spritzkegels und

die vom Auftreffwinkel abhängige Hafteffizienz auf der Oberfläche. Die Hafteffizienz

unter senkrechtem Auftreffwinkel wurde als 0.67 angenommen und der

Fittingparameter als 0.04 [5].

4.2 Verdeckungsberechnung

Neben der Auswertung des Footprint-Modells muss zur Berechnung der Gleichung

(1) der Sichtbarkeitsterm ausgewertet werden. Zu diesem Zweck muss für jeden

Abtastpunkt ermittelt werden, ob er sich innerhalb des Spritzkegels mit

Öffnungshalbwinkel befindet und – falls dies der Fall ist – von keinem anderen

Teil der Werkstückoberfläche verdeckt wird, wie dies für die Rückseite eines

geschlossenen Körpers oder auch an Kavitäten der Fall sein kann. Die folgende

Beschreibung des Algorithmus zur Bestimmung von beschränkt sich auf die

wesentlichen Schritte; eine technisch detailliertere Ausführung findet sich in [7].

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

.

applicator

surface

Abb. 2: Geometrie zwischen

Spritzpistole und Oberfläche.

69


Zur effizienten Lösung dieses Teilproblems wird ausgenutzt, dass Grafikkarten

darauf ausgelegt sind, sehr schnell derartige Sichtbarkeitsberechnungen

durchzuführen. Um eine dreidimensionale Szene mit Hilfe der

Programmierschnittstelle OpenGL [8] zu rendern, werden zunächst die

darzustellenden Geometrien als Punkte, Strecken oder Dreiecksnetze sowie eine

virtuelle Kamera definiert. Anschließend werden die Geometriedaten in das

dreidimensionale Koordinatensystem der Kamera transformiert und auf eine

rechteckige Bildebene projiziert. Der somit von der Kamera erfasste

dreidimensionale Bereich ist eine Pyramide mit rechteckiger Grundfläche, die

sogenannte Sichtpyramide, an deren Spitze das Kamerazentrum liegt (Abb. 1). Der

sogenannte Tiefenpufferalgorithmus stellt während des Abbildungsvorgangs sicher,

dass an jedem resultierenden Bildpunkt nur dasjenige Objekt dargestellt wird,

welches die geringste Distanz zur Kameraposition besitzt.

Um nun die sichtbaren Abtastpunkte zu berechnen, wird zunächst die virtuelle

Kamera an die aktuelle Spritzpistolenkonfiguration gesetzt und derart ausgerichtet,

dass die Sichtpyramide den Spritzkegel mit Öffnungswinkel genau umfasst

(Abb. 2). Dann wird zunächst die Werkstückoberfläche als einfarbige Oberfläche

und anschließend alle Abtastpunkte gezeichnet, wobei jedem einzelnen

Abtastpunkt eine andere, zuvor festgelegte Farbe zugewiesen wird. Durch die

Anwendung des Tiefenpufferalgorithmus enthält das resultierende Bild nur noch die

sichtbaren Abtastpunkte, da verdeckte Punkte hinter der gezeichneten

Werkstückoberfläche liegen und somit entfernt wurden. In einem nächsten Schritt

wird das Bild durchsucht und alle Farbwerte ermittelt, die nicht zum Hintergrund

oder der gezeichneten Oberfläche gehören. Diese werden den entsprechenden

Abtastpunkten zugeordnet. Für diese Punkte kann nun sehr leicht das Footprint-

Modell mittels aus Abschnitt 4.1 ausgewertet werden.

5 Ergebnisse

Der vorgestellte Algorithmus

wurde an verschiedenen

Werkstückgeometrien getestet.

Abbildung 5 zeigt einen

Beschichtungsvorgang auf

einer einfachen Ebene und

Abbildung 4 die resultierende

Beschichtung auf dem

komplexen Beispielobjekt

”Teekanne” (ca. 80.000

Abtastpunkte). Die

Dreiecke Abtastpunkte Konfigurationen

/ Sekunde

4.608 2.401 4951,57

18.432 9.409 2564,04

73.728 37.249 857,44

294.912 148.225 228,18

Tab. 1: Vom Algorithmus verarbeitete Spritzpistolenkonfigurationen

pro Sekunde für das Modell „Sattelfläche“ (vgl. Abb. 3)

in verschiedenen Auflösungen.

Falschfarbendarstellungen repräsentieren dabei die Beschichtungsdicke von blau

(wenig) über grün nach rot (viel). Zur Untersuchung der Laufzeit des Algorithmus

70 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


wurde die Beschichtung einer generierten Sattelfläche in verschiedenen

Auflösungsstufen simuliert. Der verwendete NC-Pfad der Spritzpistole besteht

dabei aus etwa 1.400 Punkten und als Testsystem diente ein Pentium D 3.4GHz

mit einer handelsüblichen GeForce 8400GS Grafikkarte mit 256 MB Grafikspeicher.

Die Ergebnisse in Tabelle 1 zeigen, dass selbst sehr komplexe Objekte mit ca.

300.000 Flächenelementen und 150.000 Abtastpunkten mit einer Geschwindigkeit

von mehr als 200 Konfigurationen pro Sekunde verarbeitet werden können. Für

realistischere Werkstückauflösungen im Bereich von 50.000 bis 100.000

Abtastpunkten dauert die Berechnung der gesamten Beschichtung etwa ein bis

zwei Sekunden.

Abb. 3: Mit der Simulation beschichtete Sattelfläche. Grüne Bereiche haben die Sollschichtdicke

genau erreicht, blaue Bereiche sind zu dünn und rote zu dick beschichtet.

Abb. 4: Beschichtung auf dem „Utah-Teapot“-

Modell. Der Spritzpistolenpfad ist hier nicht auf die

Geometrie angepasst worden sondern befindet

sich über der Teekanne. Es ist erkennbar dass die

Unterseiten, beispielsweise an Griff und Ausguss,

nicht beschichtet sind (blau).

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

Abb. 5: Simulierte Beschichtung einer Ebene mit

zickzack-förmiger Bahn.

71


Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Der

Autor dankt für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literatur

[1] Pharr, M.; Fernando, R.: GPU Gems 2: Programming Techniques for High-

Performance Graphics and General-Purpose Computation. Addison-Wesley

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[2] Fujimoto, P.; Shiotani, Y.; Tong, A.Y.; Hama, T.; Takuda, H.: Threedimensional

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(33) (2007) 317-332

[3] Ghafouri-Azar, R.; Mostaghimi, J.; Chandra, S.; Charmchi, M.: A Stochastic

Model to Simulate the Formation of a Thermal Spray Coating. Journal of

Thermal Spray Technology, 12 (17) (2003) 53-69

[4] Tillmann, W.; Vogli, E.; Abdulgader, M.; Gurris, M.; Kuzmin, D.; Turek, S.:

Particle trajectories by arc spraying with cored wires. Ergebnisberichte des

Instituts für Angewandte Mathematik der TU Dortmund, 363 (2008)

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Automation Science and Engineering, 2 (3) (7) (2005) 233-239

[6] Djuric, Z.; Grant, P.: An inverse problem in modelling liquid metal spraying.

Applied Mathematical Modelling, 27(5) (18) (2003) 379-396

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(2008)

[8] Shreiner, D.; Woo, M.; Neider, J.: OpenGL Programming Guide. The Official

Guide to Learning OpenGL, 5 (2005)

72 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

73


74 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Potentiale von Hartstoffschichten

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

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76 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


HERSTELLUNG UND CHARAKTERISIERUNG HVOF-GESPRITZTER

FEINSTSTRUKTURIERTER WC-CO SCHICHTEN

W. Tillmann, E. Vogli, I. Baumann

Lehrstuhl für Werkstofftechnologie, TU Dortmund

H.A. Crostack, U. Selvadurai-Laßl

Lehrstuhl für Qualitätswesen, TU Dortmund

Kurzfassung

Im Rahmen dieser Forschungsarbeit wurde das thermische Verspritzen von WC-

12Co Submikronpulvern unter Einsatz des HVOF Verfahrens mit dem Ziel der

Herstellung feinststrukturierter Schichtsysteme grundlegend untersucht. Dabei

wurde der Einfluss verschiedener Brenngaszusammensetzungen bestehend aus

Wasserstoff, Sauerstoff und Kerosin auf den Spritzprozess sowie die Eigenschaften

und Struktur der Schichten untersucht. Härtemessungen des Schichtgefüges und

röntgendiffraktometrische (XRD) Analysen der Phasen wurden durchgeführt und

miteinander korreliert.

Stichwörter: Submikronpulver, WC-12Co, HVOF, Parametervariation, XRD,

feinststrukturierte Schichten

1 Einleitung

Stetig wachsende Anforderungen an die Leistungsfähigkeit und Genauigkeit von

Maschinen und Werkzeugen in modernen Produktionsprozessen erfordern in

zunehmendem Maße die Suche nach neuen Konzepten in der Beschichtungstechnik,

um einen bestmöglichen Schutz der Funktionsflächen gegen Verschleiß und

somit eine lange Lebensdauer dieser zu gewährleisten.

Ein neuer Ansatz liegt in der Verwendung feiner submikronkristalliner und

nanokristalliner Pulver in der thermischen Spritztechnik. Auf diese Weise lassen

sich feinststrukturierte Schichtsysteme mit verbesserten makroskopischen Eigenschaften

[1] endkonturnah auf die Oberfläche von Werkzeugen und Bauteilen

auftragen, welche bereits bei dünnen Schichtdicken eine hohe Dichte aufweisen

und somit hohe Anforderungen hinsichtlich der Verschleißbeständigkeit erfüllen

können. Die Notwendigkeit einer abschließenden kostenintensiven und zeitaufwändigen

Nachbehandlung der Oberfläche z.B. durch Schleifprozesse kann dadurch

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

77


eduziert werden. Ein weiterer Vorteil des Einsatzes feiner Pulver < 10 µm ist der

geringere Wärmeenergiebedarf im HVOF-Prozess als bei konventionellen agglomerierten

und gesinterten Pulvern mit Korngrößen von 15-60 µm, der zur Senkung

der Betriebskosten führt und gleichzeitig Überhitzungen der Bauteiloberfläche

minimiert [2].

In einigen wissenschaftlichen Studien wurde bereits der Einsatz agglomerierter und

gesinterter Mikropulver mit nanoskaligen WC-Hartstoffphasen beim HVOF Spritzen

untersucht. Diese Studien belegen, dass die hergestellten nanostrukturierten

Schichten im Vergleich zu Standardschichten eine höhere Härte und verbesserte

Zähigkeit aufweisen. Eine notwendige Vorraussetzung zur Erzielung dieser Vorteile

ist jedoch, dass die Ausgangsstruktur der feinen Pulver in der finalen Schichtmorphologie

erhalten bleibt [1,3].

Thermisch gespritzte WC-Co Schichten weisen im Allgemeinen eine komplexe,

multiphasige Struktur auf. Dabei werden Mikrostruktur und Eigenschaften der

Schicht maßgeblich durch die Partikeltemperaturen und -geschwindigkeit beim

thermischen Spritzen bestimmt [6,17]. Steward et al. [4] und He et al. [5] konnten

belegen, dass die Partikeltemperatur im HVOF Prozess durch deren Korngröße

stark beeinflusst wird. Bei gleichen Prozesseinstellungen führte der Einsatz feiner

Pulver ≤ 10 µm zu höheren Partikeltemperaturen als bei den gröberen Pulvern mit

einer Korngröße von 20-40 µm. Gleichzeitig berichten Qiao et al. [6] und Guilemany

et al. [7], dass bei abnehmender WC Korngröße aufgrund des höheren spezifischen

Oberflächen zu Volumenverhältnisses die Gefahr von Entkohlungvorgängen

deutlich zunimmt, bei der es zur Umwandlung von Wolframkarbid in W2C kommt

[6]. Thermisch aktivierte Karbid-Matrix-Reaktionen begünstigen außerdem die

Bildung von unerwünschten (teil-)amorphen Co(W,C) Strukturen und spröden η-

Phasen des Typs CoxWyCz [8].

Kear et al. führen die hohe Empfindlichkeit von nanoskaligen Hartstoffpartikeln bei

gesinterten und agglomerierten Pulvern auf zwei Mechanismen zurück. Einerseits

reagieren die Partikel beim HVOF Spritzen aufgrund ihrer großen Oberfläche

schnell mit Sauerstoff. Andererseits kann ein ungleichmäßiges Aufschmelzen von

Partikeln mit unregelmäßiger, spratziger Struktur bzw. die Bildung von

Spritzpartikeln im HVOF Prozess mit stark ungleichmäßiger Form zu lokalen

Überhitzungen führen.

Kear et al. nennen hier vor allem das Ausgasen von Kohlenstoff bei der Reaktion

mit dem in der HVOF Flamme enthaltenem Sauerstoff als den dominierenden

Mechanismus für die Entkohlung [9]. Diese thermisch aktivierten Phasenreaktionen

können zu einer deutlichen Reduzierung des Karbidanteils in der Schicht und damit

zu einer Abnahme der Härte führen [10].

Steward et al. [4] beobachteten in diesem Zusammenhang bei nanostrukturierten

WC-Co Schichten, welche unter Einsatz des HVOF Verfahrens und agglomeriert

78 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


gesinterten Pulvern mit nanoskaligen Hartstoffphasen hergestellt wurden, eine

deutliche Herabsetzung der Verschleißbeständigkeit [7,11].

Neben der hohen thermischen Sensibilität feiner Pulverpartikel ist insbesondere

beim thermischen Verspritzen submikron- und nanokristalliner Ausgangpulver mit

weiteren Schwierigkeiten zu rechnen. Geringe Auftragsraten oder Pulveranbackungen

in der Düse des HVOF Brenners, die aus einem zu schnellen Aufschmelzen

bzw. Überhitzen der Pulver, insbesondere dem Co Matrixwerkstoff resultieren, sind

hier zu nennen.

Die Partikelgröße und die Form der Pulver haben dabei nicht nur einen großen Einfluss

auf den HVOF Prozess sondern ebenso auch auf die Fließfähigkeit und damit

auf die Förderbarkeit der Pulver. Agglomerationseffekte infolge hoher Oberflächenenergien

können hier zu Verstopfungen im Fördersystem führen. Gleichsam ist

aufgrund des geringen spezifischen Gewichts der Partikel im Gegensatz zu konventionellen

agglomeriert und gesinterten, grobkörnigen Pulvern mit einem unterschiedlichen

kinetischen Verhalten im HVOF Prozess zu rechnen. Für die Verarbeitung

feiner Pulver ist daher neben dem Einsatz spezieller Anlagentechnologien

zur Pulverförderung und zum thermischen Spritzen eine sensitive Auswahl von

Spritzparametern erforderlich [3,4].

2 Experimentelles

2.1 Thermisches Spritzen

Substratwerkstoff

Als Substratwerkstoff wurden rechteckige Stahlproben (1.0503) mit den Abmessungen

70 mm x 50 mm x 10 mm verwendet, die vor dem Beschichtungsprozess

mit Aluminiumoxid der Körnung F100 (Korngröße 106 – 150 µm) bei 3 bar, einem

Winkel von 45° und bei einem Abstand von 100 mm gestrahlt wurden. Nach dem

Strahlvorgang wiesen die Substrate eine mittlere Oberflächenrauheit von Ra = 1,42

± 0,11 µm auf.

Im Anschluss wurden die Proben für 15 Minuten in einem Ethanol-Ultraschallbad

gereinigt und danach in einem Umluftofen auf ca. 110°C vorgewärmt, um thermisch

induzierte Spannungen beim ersten Brennerüberlauf zu minimieren und so die

Verklammerung der Spritzpartikel auf der Oberfläche zu verbessern.

Pulver und Pulverförderung

Für die experimentelle Versuchsdurchführung wurden gesinterte und gebrochene

WC-12Co Submikronpulver (Thermico SJA 610/48, -8 +1 µm) mit spratziger Form

eingesetzt. Abb. 1 zeigt ein REM-Bild der feinen Pulverstruktur sowie eine Korngrößenverteilung,

die mittels Laserdiffraktometrie gemessen wurde und etwa bei 3

µm ihr Maximum besitzt.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

79


Um eine prozesssichere Förderung der Feinstpulver zu ermöglichen, wurde ein

neues Pulverfördersystem der Firma Thermico Deutschland eingesetzt. Die

Funktionsweise dieses Systems sowie die Vorteile für den Einsatz feiner Pulver

werden in Veröffentlichungen von Matthaeus et al. [12] näher beschrieben.

Die Pulverförderung erfolgte unter Einsatz zweier Fördertöpfe, dual-radialer

Injektion in den HVOF Brenner und Argon als Trägergas. Um die Fließfähigkeit des

Pulvers zu verbessern und die Gefahr von Agglomerationseffekten zu verringern,

wurde das Pulver vor Einbringung in die Pulverfördertöpfe in einem Umluftofen auf

etwa 110 °C aufgeheizt. Beide Fördertöpfe wurden mit einer Heizmanschette auf

ca. 60 °C erwärmt und mit heißem Trägergas von 80 °C kontinuierlich gespült bzw.

während der Spritzversuche gefördert. Zusätzlich wurde die an den Fördertöpfen

angebrachte pneumatische Vibrationseinrichtung während der Pulverförderung mit

einem hohen Vibrationsdruck von 6,2 bar betrieben.

Anteil [%]

20

16

12

8

4

0

3 µm

0 5 10 15 20 25 30

Korngröße [µm]

Abb. 1: Rasterelekronenmikroskopische Aufnahme und laserdiffraktometrische

Messung der Korngrößenverteilung des verwendeten WC-12Co Submikronpulvers

Der Fördergasvolumenstrom betrug bei allen Spritzversuchen für jeweils beide

Fördertöpfe 20 l/min und die Fördergeschwindigkeit der Scheibe 2,5 U/min. Unter

Einsatz beider Fördertöpfe erlaubte diese Förderprozesseinstellung eine

Gesamtpulverförderrate von 36,33 g/min.

HVOF System und Spritzparameter

Die spritztechnologische Verarbeitung der Pulver wurde mit einem HVOF

Brennersystem der Firma Thermico GmbH (Deutschland), Typ CJS mit neuartiger

K5.2 Brennkammertechnologie und einer 140 mm langen Beschleunigungsdüse

durchgeführt. Dieses System arbeitet mit einer zweistufigen Wasserstoff-Sauerstoff

und nachfolgender Flüssigbrennstoff-Sauerstoffverbrennung und ist speziell auf

das Schmelz- und Beschleunigungsverhalten feiner Pulver optimiert [13]. Eine

weitere und detallierte Funktionsbeschreibung dieses Systems findet sich in

80 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Veröffentlichungen von Matthaeus et al. [12]. Als Flüssigbrennstoff wurde ein

Kerosin (EXXSOL D 60) der Firma ExxonMobil Chemical Central Europe GmbH

verwendet.

Bei den thermischen Spritzversuchen wurde die HVOF Brenngaszusammensetzung

variiert. Dabei wurden Kerosinvolumenströme von 10, 12, 14, 16 und 18 l/h

und Sauerstoffvolumenströme von 600, 700, 800, 900 und 1000 l/min verwendet.

Während ein Parameter sukzessive verändert wurde, wurde der andere konstant

gehalten, um den Einfluss dieser auf das HVOF Verspritzen von WC-12Co Submikronpulvern,

die Mikrostruktur- und Phasenbildung in der Schicht sowie die korrespondierenden

Schichteigenschaften zu analysieren. Der Wasserstoffvolumenstrom

wurde bei allen Spritzversuchen konstant auf einem Niveau von 105 l/min gehalten.

Der Spritabstand zwischen Probe und Brenner betrug bei allen Versuchen 150 mm.

Während der Spritzversuche wurde die Rückseite der Stahlproben konstant mit

einem Druckluftstrom von 2,8 bar konvektiv gekühlt, um Überhitzungen der Bauteiloberfläche

zu vermeiden. Die Überfahrgeschwindigkeit des Brenners betrug 30.000

mm/min in alle Achsenrichtungen und die Schrittweite in Y-Richtung 4 mm. Ebenso

wurden alle Proben mit derselben Brennerüberlaufanzahl (16-mal) beschichtet.

2.2 Analytik

Während der Spritzversuche wurden Partikelgeschwindigkeit und -temperatur im

Flug bei einem Spritzabstand von 150 mm mit Accuraspray-g3 der Firma Teknar

gemessen. Über in die Anlagenperipherie fest integrierte Sensoren wurden gleichzeitig

der Brennkammerdruck und die Wärmeenergie bestimmt. Die erzeugten

Schichten wurden hinsichtlich ihrer Haftung auf dem Substrat, ihrer Mikrohärte,

ihrer Porosität, ihrer Verschleißbeständigkeit, ihrer Gefügestruktur sowie der

Phasenbildung untersucht. Die Messung der Härte erfolgte unter Einsatz des

Kleinlasthärteprüfers M400 der Firma LECO. Lichtmikroskopische Aufnahmen

wurden mit dem AXIOPHOT der Firma ZEISS erstellt und die Schichtporosität

mittels der integrierten Software Axiovision 4.63 Outmess der gleichnamigen Firma

bildanalytisch ermittelt. Die Porositätsbestimmung erfolgte bei einer 200-fachen

Vergrößerung, einer degressiven Kontrastverstärkung (Gammafunktion) und

mittlerer Beleuchtungsstärke. Oberflächen- und Gefügeaufnahmen wurden mittels

eines Rasterelektronenmikroskops der Firma Jeol, Typ JXA 840 erstellt. Die

Phasenzusammensetzung wurde mittels eines Röntgendiffraktometers (XRD) D8

Advance der Firma BRUKER mit Hilfe von Fe-Kα (λ = 1,93604 Å) Strahlung und

einer Schrittweite von 0,02° durchgeführt. Die Intensitäten der Röntgenstrahlen, die

an den unterschiedlichen Netzebenen der kristallinen Werkstoffe gebeugt werden,

wurden in einem Diffraktogramm gegen den Beugungswinkel 2θ aufgetragen. Aus

der Position der Reflexlagen konnten bei bekannter Wellenlänge λ nach der

Bragg´schen Gleichung λ = 2dsinθ die phasenspezifischen Netzebenenabstände d

bestimmt und einer Phase zugeordnet werden. Darüber hinaus konnte aus der

Intensität eine Aussage über den Phasenanteil getroffen werden. Ein Taber

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

81


Abraser der Firma Taber Industries, Model 505 Dual Abrasion Tester mit 2 x 1 kg

Last, 14 m/min Geschwindigkeit und Schleifscheiben (Typ H-22) welche aus einem

Siliziumkarbid- und Aluminiumoxidgemisch bestehen, wurde zur Bestimmung des

Verschleißverhaltens der aufgetragenen Schichten verwendet. Die Messung der

Oberflächenrauheit erfolgte gemäß DIN EN ISO 4287 mit Hilfe eines Rauheitsmessgeräts

T-1000 der Firma Hommel im Tastschnittverfahren. Die Haftzugfestigkeit

der Schicht wurde gemäß DIN EN 582 mittels einer uni-axialen Zugprüfeinrichtung

(Mohr and Federhaff AG, Typ UPD 10, Max. 100 kN) bestimmt.

3 Ergebnisse und Diskussion

3.1 HVOF Prozess

Die Variation der HVOF-Brenngaszusammensetzung aus Kerosin und Sauerstoff

zeigte einen signifikanten Einfluss auf den Spritzprozess bei der Verwendung von

WC-12Co Submikronpulvern. Steigende Flüssigbrennstoffmengen von 10 l/h auf 18

l/h bei konstantem Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min führen zu einem linearen

Anstieg bzw. fast zu einer Verdoppelung der Wärmeleistung des HVOF Prozesses

von 48 kW auf 84 kW (Abb. 2).

Wärmeleistung [kW]

Partikeltemperatur [°C]

90

80

70

60

50

40

2100

2000

1900

1800

1700

1600

Sauerstoff: 700 l/min

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Sauerstoff: 700 l/min

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Wärmeleistung [kW]

Partikeltemperatur [°C]

90

80

70

60

50

40

2100

2000

1900

1800

1700

1600

Kerosin: 14 l/h

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Kerosin: 14 l/h

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Abb. 2: Korrelation von Wärmeleistung und Partikeltemperatur bei der Kerosin- und

Sauerstoffvariation

82 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Diese Wärmeleistungssteigerung macht sich durch eine signifikante Verlängerung

und Verbreiterung der neutralen wie auch pulverbeladenen HVOF Flamme,

verbunden mit einer deutlich Helligkeitssteigerung bemerkbar. Infolge der stärkeren

Nachverbrennung des Flüssigbrennstoffs steigt die Wärmedichte in der HVOF

Flamme. Gleichzeitig verlagert sich diese aus der Brennkammer und der

Beschleunigungsdüse weiter in den Freistrahl. Dadurch erfahren die Partikel eine

längere Aufheiz- und Beschleunigungsphase in der HVOF-Flamme. Dies hat einen

merklichen Einfluss auf die Partikeltemperatur. Bei Kerosinvolumenströmen von 10

bis 14 l/h kommt es zunächst zu einem geringen Anstieg der Partikeltemperatur

von 1627 ± 3°C auf 1702 ± 3°C bei der ein Großteil der Wärmeenergie für das Anbzw.

Aufschmelzen der Partikel vebraucht wird. Bei 16 l/h bis 18 l/h Kerosin führt

die deutlich höhere thermische Energieeinbringung in den HVOF Prozesses zu

höheren Flamm- und Partikeltemperaturen auf ein Maximum von 2008 ± 5°C bei 18

l/h Kerosin. Gleichzeitig wird eine geringfügige Zunahme des Brennkammerdrucks

von 9,7 bar bei 10 l/h Kerosin auf 10,9 bar bei 18 l/h Kerosin beobachtet (Abb. 3).

Brennkammerdruck [bar]

Partikelgeschw. [m/s]

15

14

13

12

11

10

9

8

1000

900

800

700

600

Sauerstoff: 700 l/min

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Sauerstoff: 700 l/min

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Brennkammerdruck [bar]

Partikelgeschw. [m/s]

15

14

13

12

11

10

9

8

1000

900

800

700

600

Kerosin: 14 l/h

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Kerosin: 14 l/h

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Abb. 3: Korrelation von Brennkammerdruck und Partikelgeschwindigkeit bei der

Kerosin- und Sauerstoffvariation

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

83


Die Brennkammerdruckerhöhung resultiert aus der höheren Menge an

expandierenden Brennstoffgasen bei der Verbrennung mit höheren

Kerosinvolumenströmen. Durch den höheren Brennkammerdruck und der längeren

Beschleunigungsdauer der Partikel in der HVOF Flamme steigt die

Partikelgeschwindigkeit von 620 ± 3 m/s auf 856 ± 2 m/s an.

Mit einer Erhöhung des Sauerstoffvolumenstroms von 600 l/min auf 1000 l/min bei

konstantem Kerosinvolumenstrom von 14 l/h wird eine stärkere Zunahme des

Brennkammerdrucks von 9 bar auf 14,1 bar als bei der Kerosinvariation erreicht

(Abb. 3). Dadurch verändert sich die Flammkinetik im Prozess hin zu höheren

Prozessgasgeschwindigkeiten. Dies hat einen deutlichen Anstieg der

Partikelgeschwindigkeit von 683 ± 3 m/s auf 977 ± 5 m/s zur Folge. Die

Sauerstofferhöhung von 600 l/min auf 1000 l/min scheint einen geringfügigen

Kühlungseffekt im HVOF Brenner zu bewirken, was sich in einer Abnahme der

Wärmeenergie um 11 kW (von 68 kW auf 57 kW) äußert (Abb. 2). Dies kann auf

die mit der Brennkammerdruckerhöhung einhergehende Steigerung der

Prozessgasgeschwindigkeit zurückgeführt werden. Diese ermöglicht zusammen mit

der Verlagerung der Flamme in den Freistahl eine stärkere Wärmeabfuhr aus

Brennkammer und Beschleunigerdüse. Somit wird weniger Wärme über das

Kühlwasser abgeführt. Die jedoch nur sehr geringe Abnahme der

Partikeltemperatur von 1695 ± 3 °C bei 600 l/min auf 1655 ± 3 °C bei 1000 l/min in

der HVOF Flamme zeigt hier keine signifikante Korrelation zwischen

Partikeltemperatur und Sauerstoffvolumenstrom.

Während das feine WC-Co Pulver in die heiße HVOF Prozessgasflamme eintritt,

steigt zunächst die Partikeltemperatur und die Co Bindephase beginnt nach einer

kurzen Zeit zu schmelzen. Wenn die Co Phase geschmolzen ist, findet, abhängig

von der Partikelgröße, ein Anschmelzen und teilweises Verflüssigen der WC Hartstoffe

im Spritzprozess statt, wie es bereits in den Veröffentlichungen von Verdon

et al. [14] und Steward et al. [4] beobachtet wurde. Während es bei größeren

Spritzpartikeln eher zu einem Anschmelzen der oberlächennahen Zone [4] kommt,

wird bei feineren Partikel ein nahezu vollständiges Aufschmelzen erreicht. Hierbei

konnten Steward et al. nachweisen, dass auch wenn die Flugzeit und dadurch die

thermische Einwirkzeit des heißen HVOF Gases kürzer ist, feinere Partikel höhere

Temperaturen erfahren und daher zum Überhitzen neigen. Gleichzeitig wird in

diesen Studien von einer schnelleren Abkühlung feiner Partikel beim Verlassen der

HVOF Flamme gesprochen, die zu einer vorzeitigen Erstarrung vor dem Einschlag

auf der Substratoberfläche führen [4]. Des Weiteren berichten Bobzin et al., dass

im Gegensatz zu gröberen Pulvern feinere Partikel aufgrund ihrer geringeren

Masse nach Verlassen der HVOF Flamme auch schneller ihren Impuls und ihre

Geschwindigkeit verlieren können [2].

84 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


3.2 Schichtstruktur und Phasenanlyse

Abb. 4 zeigt lichtmikroskopische Aufnahmen des geschliffenen und polierten

Schichtgefüges sowie der Grenzfläche zwischen Schicht und Grundwerkstoff,

welche bei verschiedenen Sauerstoff- und Kerosinvariationen hergestellt wurden.

Dabei zeigt die Variation des HVOF Brenngasgemischs einen signifikanten Einfluss

auf die Schichtstruktur und dessen Eigenschaften. Wie zu erkennen ist, lassen sich

unter Einsatz von Submikronpulvern beim HVOF Spritzen mit einem Kerosinvolumenstrom

von 14 l/h und einem Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min feinststrukturierte

Schichten mit einem nahezu dichten Werkstoffgefüge (Porosität < 1 %)

herstellen. Offenbar wird bei dieser Parameterwerteinstellung ein gutes

Aufschmelzverhalten der Partikel erreicht. Dadurch sind die Partikel in der Lage

feine schmelzflüssige Splats beim Auftreffen auf der Substratoberfläche durch

Verformung und Abflachung zu bilden [4]. In der Schichtstruktur ließen sich fast

ausschließlich nur Mikroporen beobachten.

Abb. 4: Vergleich lichtmikroskopischer Querschliffaufnahmen des Gefüges sowie

der Grenzflächenanbindung zwischen Schicht und Substrat bei verschiedenen

Kerosin- und Sauerstoffvariationen

Rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Gefügestruktur und der

Oberflächentopographie zeigen, dass die feine Submikronstruktur der eingesetzten

Pulver nach dem Hochgeschwindigkeitsflammspritzen in der finalen

Schichtmorphologie erhalten bleibt Abb. 5.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

85


Abb. 5: Rasterelekronenmikroskopische Aufnahme der Gefügestruktur sowie der

Oberflächentopographie der feinststrukturierten WC-12Co Schicht

Dieser Effekt wird nach Ban and Shaw [1] vor allem durch niedrige

Flammtemperaturen und hohe Partikelgeschwindigkeiten im HVOF Prozess

begünstigt. Die Bilder zeigen ein feinkörniges Schichtgefüge mit Submikronstruktur,

in der feine, spratzige Wolframkarbidpartikel in einer homogen geschmolzenen

Kobalt-Bindephase eingebettet sind.

Bei der Kerosin- und Sauerstoffvariation konnte zudem beobachtet werden, dass

die Schichten bei einem Kerosinvolumenstrom von 14 l/h und einem

Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min einen Höchstwert in der Mikrohärte von

1175 ± 54 HV 0,1 (Abb. 6) aufwiesen. Die Schichten zeigten außerdem eine hohe

Oberflächengüte mit Rauigkeitswerten von Ra = 2,97 ± 0,18 µm. Diese positive

Eigenschaft der Schicht wird maßgeblich durch die Verwendung feiner

Pulverwerkstoffe begünstigt. Feine Pulver führen im thermischen Spritzprozess

aufgrund der besseren Aufschmelzbarkeit auch zu feiner verteilten Phasen und

damit zu einer besseren Homogenität des Schichtgefüges [15]. Ein weiterer Vorteil

ergab sich ebenso auch durch das verwendete HVOF-Spritzverfahren mit

zweistufiger Verbrennung und neuartiger, zweistufiger konvergent-divergent

Brennkammertechnologie, welches speziell auf das Beschleunigungs- und

Schmelzverhalten feiner Pulver optimiert ist. Im Vergleich zu anderen thermischen

Spritzverfahren führen hier die bessere Partikelbeschleunigung bzw. die höheren

Partikelgeschwindigkeit [16] und die damit verbundene höhere kinetische Energie

zu einer stärkeren Verformung und zu einer Abflachung der Partikel beim Auftreffen

auf dem Grundwerkstoff. Des Weiteren tragen die kontinuierlich einschlagenden

Partikel beim nachfolgenden Überlauf des Brenners zu einer Nachverdichtung des

noch warmen Schichtgefüges bei und führen so zu einer Senkung der Porosität.

86 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Härte [HV 0,1]

1300

1200

1100

1000

900

800

700

Sauerstoff: 700 l/min

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Härte [HV 0,1]

1300

1200

1100

1000

900

800

700

Kerosin: 14 l/h

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Abb. 6: Vergleich der Mikrohärte des Schichtgefüges bei der Kerosin- und

Sauerstoffvariation

Die röntgenographische Phasenanalyse wurde sowohl beim WC-12Co

Ausgangspulver als auch an den Spritzschichten durchgeführt, die bei

verschiedenen Kerosin- und Sauerstoffvolumenströmen hergestellt wurden. Abb. 7

zeigt den Vergleich des Reflexspektrums bzw. die Reflexintensitäten der Phasen

über 2θ zwischen dem Ausgangspulver und einer Cermetschicht, die bei einem

Kerosinvolumenstrom von 14 l/h und einem Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min

hergestellt wurde.

Intensität [c/s]

1200

1000

800

600

400

200

0

Auschnittsbereich

WC

WC

1

2

WC

2+3

1+3

4

WC

3+4

1 Co 6 W 6 C

2 W 2 C

WC

WC

3 W 3 O

4 Teilamorphes

Co X W Y C Z

WC

WC-12Co Pulver

Schicht

0 20 40 60 80 100 120 140 160

2θ [°]

Abb. 7: Diffraktogramm der Reflexintensitäten von Pulver und Schicht über 2θ

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

87


Wie im Diffraktogramm zu erkennen ist, lässt sich sowohl beim Pulver als auch bei

der Schicht WC als Hauptphase mit dem höchsten Reflexanteil nachweisen. Dieses

Ergebnis trifft ebenfalls für alle hergestellten Schichten zu. Jedoch wurden bei den

Schichten im Vergleich zu den Pulvern deutlich verringerte WC Reflexintensitäten

gemessen. Dies weist auf eine partielle Zerrüttung der Kristalle oder die Bildung

von (teil-)amorphen Phasen nach dem thermischen Spritzen hin. Die oft nur

schwachen Reflexintensitäten machten eine eindeutige Identifikation und

Differenzierung schwacher Reflexe z.T. schwierig. Trotz Einsatz einer Fe-Röhre,

die sich für den Nachweis von Co besonders eignet, wurden nur in einigen

Schichten Spuren von reinen Co Reflexen nachgewiesen.

Neben WC wurden in den Schichten weitere Reflexe mit geringen Intensitäten

nachgewiesen, welche im Ausgangspulver nicht existent sind. Um diese Reflexe

besser zuordnen zu können, wurde der Ausschnittsbereich in Abb. 7 genauer

analysiert. Hierzu wurde bei den Messdaten zunächst der Untergrund abgezogen

und im Anschluss eine Reflexprofilanalyse mittels Pearson VII durchgeführt. Die

Ergebnisse dieser Profilanalyse für das Ausgangspulver und Schicht, die bei einem

Kerosinvolumenstrom von 14 l/h und einem Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min

hergestellt wurde, sind in Abb. 8 dargestellt.

Abb. 8: Reflexprofilanalyse des Ausschnittsbereichs von a) Ausgangspulver und

b) Schicht nach Abzug des Untergrundes

88 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


In der Ausschnittsvergrößerung der Diffraktogramme, sind neben drei großen WC

Reflexen zusätzlich noch weitere, kleinere Reflexe erkennbar. Diese Reflexe

belegen, dass nicht nur in den Spritzschichten sondern bereits auch im Pulver

neben der Hauptphase WC weitere Phasen vorliegen. Da es z.T. zu einer

Überlagerung dieser Reflexe kommt, ist eine Zuordnung schwierig. Mit hoher

Wahrscheinlichkeit ist davon auszugehen, dass es sich um η-Karbidphasen des

Typs Co6W6C und nicht näher bestimmbare Oxidphasen WxOy handelt. Nach dem

thermischen Spritzen der WC-12Co Submikronpulver kommt es zur Entstehung

von weiteren Reflexen in den Schichten, die auf eine Zunahme von Co6W6C und

WxOy sowie auf eine Neubildung von W2C und einer (teil-)amorphen η-Phase des

Typs CoxWyCz zurückzuführen sind. Dies zeigt, dass der Spritzprozess einen

Einfluss auf das Werkstoffverhalten feiner WC-12 Co Pulver nimmt.

Die Phase W2C wird bis auf den Reflex der Netzebene 002 von anderen Reflexen

der Phasen WxOy und Co6W6C überlagert. Dieser W2C (002) Reflex weist

gegenüber dem stärksten, mit WxOy und Co6W6C überlagerten W2C Reflex (101)

nur eine 40% Intensität auf. Aufgrund der geringen Reflexintensitäten und der

Reflexüberlagerungen verschiedener Phasen ist daher eine exakte Berechnung der

Phasenanteile nicht möglich. Um dennoch eine Aussage über den Einfluss

verschiedene Kerosin- und Sauerstoffvolumenströme beim HVOF Prozess auf das

Werkstoff- und Phasenverhalten in den thermisch gespritzten Schichten machen zu

können, wurde ein Intensitätsvergleich der Reflexe bestimmter Phasen

durchgeführt. Dabei wurde die Intensität der zusätzlich auftretenden Reflexe in den

Schichten, die bei verschiedenen Kerosin- und Sauerstoffvolumenströmen

hergestellt wurden, in relativen Bezug zum stärksten W2C-Reflex (101) bei 600

l/min gesetzt (Abb. 9a und 9b).

Sowohl bei der Kerosin- als auch bei der Sauerstoffvariation ist ein fast

antiproportionales Verhalten der Co6W6C (400) Reflexe und der Reflexe der W2C

(101) + WxOy (012) Phase zu beobachten. Der relative W2C (101) Reflex beim

Sauerstoffvolumenstrom von 600 l/min ist mit hoher Wahrscheinlichkeit darauf

zurückzuführen, dass eine Überlagerung mit einer dritten, unbekannten Phase oder

einer texturbedingten Erhöhung der Intensität vorliegt. Es zeigt sich, dass Co6W6C

einen maximalen Reflexintensitätswert und die überlagerte Phase W2C (101) +

WxOy (012) einen minimalen Reflexintensitätswert bei der HVOF gespritzten

Schicht, welche bei einem Kerosinvolumenstrom von 14 l/h und einem

Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min hergestellt wurde und bei der auch die

höchste Mikrohärte von 1175 ± 54 HV 0,1 nachgewiesen wurde. Weiterhin ist zu

erkennen, dass die Erhöhung des Kerosinvolumenstroms auf 18 l/h zu einer

stärkeren Bildung von η-Karbid- und Oxidphasen im Schichtgefüge führt, was zu

einer Abnahme der Mikrohärte in der Schicht auf 994 ± 138 HV 0,1 führt. Nur bei

einem Sauerstoffvolumenstrom von 600 l/min konnte ein reiner, nicht überlagerter

W2C-Reflex (002) (Abb. 9b), der auf eine theoretische Intensität des Reflexes (101)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

89


von 10 % weist, nachgewiesen werden. Die Ergebnisse belegen, dass die Variation

des HVOF Brenngasgemischs auf die Phasenbildung in den Schichten bzw. deren

Mikrohärte einen Einfluss hat. Dieser Zusammenhang lässt sich anhand des

thermokinetischen Partikelverhaltens bzw. anhand des Partikelbeschleunigungs-

und –aufschmelzverhaltens bei unterschiedlichen Brenngaszusammensetzungen

erklären. Kerosinvolumenströme von 10 l/h bei konstantem

Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min liefern eine nur geringe thermische Energie

für den HVOF Prozess und führen daher nur zu einem geringen Aufschmelzgrad

der Partikel. Während es zum vollständigen Aufschmelzen der Co Bindephase

kommt, findet abhängig von der Partikelgröße nur ein teilweises Anschmelzen der

WC Hartstoffe im Spritzprozess, im Wesentlichen nur die Partikeloberfläche, statt.

Daher werden einige WC Partikel bereits im erstarrten Zustand auf die

Substratoberfläche auftreffen. Während diese bereits vollständig erstarrten Partikel

von der Substartoberfläche abprallen, erzeugen die angeschmolzenen WC Partikel

zusammen mit der schmelzflüssigen Co Bindephase die Schicht.

Reflexintensität [%]

9

8

7

6

5

4

3

2

a)

Co W C (400)

6 6

W C (101)

2

+ W O (012)

x y

Sauerstoff:

700 l/min

Co W C (400)

6 6

im Pulver

10 12 14 16 18

Kerosin [l/h]

Reflexintensität [%]

24

20

16

12

b)

8

4

0

Kerosin:

14 l/h

Co W C (400)

6 6

W C (101)

2

+ W O (012)

x y

W C (002)

2

Co W C (400)

6 6

im Pulver

600 800 1000

Sauerstoff [l/min]

Abb. 9: Einfluss der a) Kerosin- und b) Sauerstoffvariation auf die Intensität

ausgewählter Reflexe

Die angeschmolzenen WC Spritzpartikel besitzen aufgrund des geringen

Aufschmelzgrades beim Auftreffen auf der Substratoberfläche ein nur geringes

Verformungsvermögen Dieses Verformungsvermögen wird außerdem durch

geringere Einschlagkräfte infolge verminderter Partikelgeschwindigkeiten bei

geringen Kerosinvolumenströmen herabgesetzt. Die dadurch schlechtere adhäsive

Verklammerung der Spritzpartikel auf der Substratoberfläche bzw. die schlechteren

Kohäsion zwischen den einzelnen Schichtlamellen, führt zu Schichten höherer

Porosität und geringerer Mikrohärte von 891 ± 178 HV 0,1 (Abb. 6).

90 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Höhere Kerosinvolumenströme von 18 l/h bringen wiederum viel thermische

Energie in den Spritzprozess ein. Aufgrund der höheren Prozessgastemperaturen

kommt es hier zu Oxidationsprozessen des Spritzmaterials. In Abb. 4 ist zu

erkennen, dass bei hohen Kerosinvolumenströmen von 18 l/h durch die höheren

HVOF Prozessgastemperaturen Oxidphasen im Schichtgefüge gebildet werden,

welche in den Schliffbildern durch feine, dunkle, lammellenförmige Phasen

erkennbar sind. Gleichzeitig ist eine Abnahme der Schichthärte auf 994 ± 138 HV

0,1 zu beobachten, was auf die Umwandlung von WC in W2C, WxOy und Co6W6C

zurückzuführen ist. Studien von Steward et al. und Qiao et al. zeigten in diesem

Zusammenhang, dass W- und C-reiches Co beim Partikeleinschlag in kristalliner

und amorpher Form erstarrt und W2C um die ursprünglichen WC Körner

herumlagert wird [4, 6].

Bei der Sauerstoffvariation ließ sich ebenfalls ein Einfluss auf die Schichtstruktur

und deren Eigenschaften beobachten. Sowohl ein geringer

Sauerstoffvolumenstrom von 600 l/min als auch höhere Mengen von 1000 l/min bei

konstantem Kerosinlevel von 14 l/h führen zu einem poröserem Gefüge als bei 700

l/min (Abb. 4). Bei geringen Sauerstoffmengen verweilen die Partikel aufgrund des

geringeren Brennkammerdrucks und der korrespondierend geringeren

Prozessgasgeschwindigkeit länger in der HVOF Flamme. Gleichzeitig kommt es zu

einer schlechteren Beschleunigungsverhalten der Partikel in der HVOF-Flamme.

Die verminderte kinetische Partikelenergie führt dabei zu geringeren Einschlag-

bzw. Verformungskräften auf der Substratoberfläche, wodurch Poren entstehen

bzw. nur eine geringe Nachverdichtung des noch warmen Schichtgefüges durch

das nachfolgende Partikelauftreffen stattfindet.

Ein steigender Sauerstoffvolumenstrom und die damit verbundene

Brennkammerdruck- und Partikelgeschwindigkeitserhöhung führen zu einer

Reduzierung der Durchtritts- bzw. Aufheizzeit der Pulverpartikel in der HVOF-

Flamme. Dies hat zur Folge, dass aufgrund der kürzeren Wärmeübertragungszeit

weniger Partikel in den schmelzflüssigen Zustand überführt werden können. Diese

unaufgeschmolzenen Partikel führen beim Auftreffen auf die Substratoberfläche

aufgrund des ungünstigeren Aufschmelzgrades zu einer schlechten

Partikeleinbindung bzw. zum Teil zum Abprallen von der Substratoberfläche.

Dadurch kommt es zu einer deutlichen Abnahme der Schichtdicke von 256 ± 6 µm

(600 l/min) auf 196 ± 8 µm (1000 l/min).

Die Verschleißeigenschaften HVOF gespritzter WC-Co Schichten werden im

Wesentlichen durch die Schichthärte und die Mikrostruktur des Gefüges bestimmt

[17]. Zahlreiche Studien haben bereits belegen können, dass die Erhöhung der

Schichthärte im Allgemeinen mit einer Steigerung der Verschleißbeständigkeit

korreliert [6]. Dabei wird die Härte der Schicht neben der Korngröße der

Ausgangspulver wesentlich durch die Flammcharakteristik bzw. der

Partikelgeschwindigkeit und der Partikeltemperatur im HVOF Prozess bestimmt [6].

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

91


Da sich bei Kerosinvolumenströmen von 14 l/h und einem Sauerstoffvolumenstrom

von 700 l/min die höchste Schichthärte einstellte, wurden korrespondierende

Verschleißuntersuchungen an Schichten, welche mit diesen

Beschichtungsparametern hergestellt wurden, vorgenommen. Des Weiteren wurde

die Haftzugfestigkeit der Schicht auf der Substratoberfläche ermittelt. Der

Verschleißkoeffizient der beschichteten Probe wurde mittels eins Taber Abraser

Tests über den Massenverlust bestimmt und dem Verschleißkoeffizient einer

unbeschichteten Stahlprobe gegenübergestellt. Während die unter optimierten

Spritzparametern hergestellten Schichten einen nur sehr geringen Wert von 0,7 x

10 -6 g/Nm zeigten, betrug der Verschleißkoeffizient bei der unbeschichteten

Stahlprobe 108,56 x 10 -6 g/Nm. Dieses Ergebnis verdeutlicht die exzellente

Verschleißbeständigkeit der superfein strukturierten Schichten in dieser

Forschungsarbeit.

Es wurde ebenfalls eine gute Grenzflächenanbindung zwischen

Stahlsubstratoberfläche und Schicht erzielt. Für die Haftzugfestigkeit der Schichten

konnte ein durchschnittlicher Wert von 74 ± 4 N/mm² ermittelt werden. Bei einigen

der Proben war jedoch eine Messung der Haftzugfestigkeit nicht möglich, da die

Leistungsgrenze der Prüfeinrichtung mit maximal 100 kN überschritten wurde. Beim

Haftzugtest mit der verwendeten Normprobengeometrie würde dies einer

Haftzugfestigkeit von ≥ 85 N/mm² entsprechen. Die Oberflächen der beschichteten

Proben nach der Haftzugprüfung zeigen einen deutlichen Mischbruch. Dieser

besteht hauptsächlich aus einem kohäsiven Bruchanteil des Schichtgefüges bzw.

zwischen den einzelnen Schichtlammellen, wobei ein hoher Restanteil der Schicht

von ca. 70% auf der Probe noch vorhanden ist. Weiterhin ist auch ein Abreißen der

Schicht von der Substratoberfläche zu erkennen. Dieser adhäsive Bruchanteil ist im

Vergleich zum kohäsiven Anteil jedoch deutlich geringer.

4 Zusammenfassung

In dieser Forschungsarbeit wurde das thermische Verspritzen von WC-12Co

Submikronpulvern (-8 + 1 µm Korngröße) mit dem Ziel der Herstellung superfein

strukturierter Cermetschichten unter Einsatz des HVOF Verfahrens untersucht.

Unterschiedliche HVOF-Brenngasgemische aus Kerosin und Sauerstoff zeigten

dabei einen signifikanten Einfluss auf den Spritzprozess, die Mikrostruktur- und

Phasenbildung sowie die korrespondierenden Schichteigenschaften.

Kerosinvolumenströme von 14 l/h und Sauerstoffvolumenströme von 700 l/min

konnten als beste Beschichtungsparameter identifiziert werden, um nahezu dichte

Schichten mit Porositäten < 1 %, geringen Oberflächenrauheiten von Ra = 2,97 ±

0,18 µm, einer Haftzugfestigkeit von 74 ± 4 N/mm² und einer Mikrohärte von 1175 ±

54 HV 0,1 herzustellen.

Mittels röntgendiffraktometrischer Analysen wurde eine Reflexintensitätszunahme

der bereits im Pulver existierenden η-Phase Co6W6C, eine nicht näher

92 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


estimmbare WxOy Oxidphase sowie eine (teil-)amorphe η-Phase vom Typ

CoxWyCz in den Schichten beobachtet. In den HVOF gespritzten Schichten konnte

hierbei eine nur sehr geringe Neubildung von W2C Phasen nachgewiesen werden,

die in nahezu allen Fällen von der WxOy Oxidphase überlagert wurde. Es konnte

außerdem festgestellt werden, dass die Phase Co6W6C einen maximalen

Reflexintensitätswert und die mit WxOy überlagerte W2C Phase einen minimalen

Reflexintensitätswert bei der HVOF Schicht aufweist, welche bei einem

Kerosinvolumenstrom von 14 l/h und einem Sauerstoffvolumenstrom von 700 l/min

hergestellt wurde. Die Schicht weist gleichzeitig auch die höchste Mikrohärte von

1175 ± 54 HV 0,1 auf. Die unter optimierten Bedingungen hergestellten Schichten

zeigten einen signifikant geringeren Verschleißkoeffizient von 0,7 x 10 -6 g/Nm im

Vergleich zur unbeschichteten Stahlprobe mit 108,56 x 10 -6 g/Nm. Es konnten

somit die Vorteile von submikronkristallinen Spritzpulvern im Vergleich zu

konventionellen Pulvern eindeutig herausgestellt werden.

Danksagung

Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die finanzielle

Unterstützung dieser Arbeit im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708.

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2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

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94 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

95


96 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


VERSCHLEIßMINIMIERUNG DURCH WOLFRAMCARBID UND

CHROMCARBID BASIERTE SPRITZSCHICHTEN

W. Tillmann, E. Vogli, I. Baumann, J. Nebel

Lehrstuhl für Werkstofftechnologie, TU Dortmund

Kurzfassung

HVOF gespritzte Verschleißschutzschichten bieten ein großes Potential um Standzeiten

von Umformwerkzeugen deutlich zu erhöhen. So können definierte Oberflächengüten

und Reibungskoeffizienten auch bei hohen Werkzeugbeanspruchungen

dauerhaft gewährleistet werden. Dies zeigen die Untersuchungen von

WC-12Co und Cr3C2-25(Ni20Cr) Schichtsystemen auf der Basis des

Pin-on-Disk-Tests (Reibtest mit hoher Hertz’schen Pressung). Besonders die

Schichtsysteme mit Wolframcarbid als Hartstoff und Kobalt als Bindematrix wiesen

dabei eine hohe Verschleißbeständigkeit auf. Im Vergleich zu C45-Stahl wurden im

Pin-on-Disk-Versuch für die WC-12Co Schichten mehr als 100-fache Standzeiten

nachgewiesen.

Stichwörter: HVOF, WC-Co, Cr3C2-NiCr, Verschleißschutz, Reibung,

Pin-on-Disk

1 Einleitung

Qualitätsanforderungen und Kosteneinsparungen sind Faktoren, welche die

Weiterentwicklung und Verbesserung von Umformwerkzeugen vorantreiben. So

sorgt beispielsweise ein geringerer Werkzeugverschleiß nicht nur für höhere

Standzeiten, sondern durch eine lang anhaltende hohe Oberflächengüte und

Maßhaltigkeit auch unmittelbar für einen geringeren qualitätsbedingten Produktionsausschuss

[1-3].

Das thermische Spritzen ist ein innovatives Verfahren, mit der die Werkzeugoberfläche

gezielt an die tribologische Beanspruchung der Umformaufgabe angepasst

werden kann [4-7]. Hartstoffhaltige Metallverbundschichten (Metal Matrix Composite

/ MMC) die eine viel höhere Verschleißbeständigkeit als die werkzeugtypischen

Stahlguss- und Schmiedelegierungen bieten, können mittels thermischer Spritzverfahren

unmittelbar auf die gefräste bzw. gestrahlte Werkzeugoberfläche aufgebracht

werden.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

97


Ein für das Verspritzen von MMC-Werkstoffen besonders geeignetes thermisches

Spritzverfahren ist das Hochgeschwindigkeitsflammspritzen (HVOF). Hohe Partikelgeschwindigkeiten

und moderate Prozesstemperaturen ermöglichen die Herstellung

dichter, haftfester Schichten mit hervorragenden tribologischen Eigenschaften.

Das HVOF-Verfahren zeichnet sich weiterhin durch eine Vielfalt von verarbeitbaren

pulverförmigen Spritzzusatzwerkstoffen aus. Der Ausgangswerkstoff wird dabei in

einer Brenngas(Aerosol)-Sauerstoff-Flamme aufgeschmolzen und auf das Substrat

gespritzt. Mit industriell verfügbaren Spritzpulvern unterschiedlicher Zusammensetzung

können Verschleißbeständigkeit und Duktilität wie auch weitere mechanische

Eigenschaften anforderungsgerecht eingestellt werden. Kombiniert mit einem

optimierten Beschichtungsprozess können Werkzeuge variabel an die Anforderungen

des Umformprozesses angepasst werden.

Für zyklische Belastungen, wie sie bei der Umformung auftreten, spielen MMC-

Schichten eine entscheidende Rolle. So vereint der Verbundwerkstoff aus harten

Partikeln und duktilem Matrixmetall gleichzeitig die Eigenschaften von Härte und

Zähigkeit. Überwiegend bestehen die MMCs aus harten, karbidischen Partikeln,

welche in ein duktiles Matrixmetall eingebettet sind. Als Hartstoffe mit herausragenden

Eigenschaften haben sich in der Vergangenheit vor allem WC oder Cr3C2

etabliert [8-10]. In eine Matrix aus Co, Cr oder Ni eingebunden, sorgen sie für einen

verschleißbeständigen Verbund der im Gegensatz zu einer reinen keramischen

Beschichtung eine geringere Rissanfälligkeit bei schlagenden, zyklischen oder

auch thermisch wechselnden Belastungen aufweist [10-11].

Die Verschleißbeständigkeit der MMC-Schichten wird dabei vorwiegend durch den

Hartstoffgehalt, -art und -korngröße bestimmt. Vielfach wird daher die Härte eines

Werkstoffs als Faktor zur Beurteilung der Verschleißbeständigkeit herangezogen.

Praktisch ist dieses jedoch nicht möglich, da die Verschleißeigenschaften von

einem komplexen System abhängen, dass neben der Werkstoffhärte, von der

Mikrostruktur, der Oberflächenbeschaffenheit, dem Belastungszustand, dem

Umgebungsmedium, der Temperatur und vielen weiteren Faktoren bestimmt wird.

Beispielsweise haben die Beschichtungsbedingungen bei thermischen Spritzprozessen

einen entscheidenden Einfluss auf die endgültigen Schichteigenschaften.

So kann sich die Mikrostruktur des Beschichtungsgefüges nicht nur mikroskopisch

in Porosität und Korngrößenverteilung, sondern auch chemisch durch

Elementabbrand, Reaktionen mit dem Luftsauerstoff und thermisch induzierte

Änderungen der Bindungsmodifikation (z. B. WC → W2C) bei unterschiedlichen

Beschichtungsbedingungen stark unterscheiden [12]. Diese prozessspezifischen

Variationen machen die systematische, experimentelle Charakterisierung des

tribologischen Systems erforderlich.

In dieser Forschungsarbeit wurden die HVOF gespritzten Schichtsysteme

Cr3C2-25(Ni20Cr) und WC-12Co auf ihr Potential zur Verschleißminderung von

98 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


tribologisch beanspruchten Bauteilen untersucht. Zur besseren Vergleichbarkeit

wurden sie unbeschichtetem C45-Stahl (1.1730) als Referenzsystem gegenübergestellt.

Porosität, Härte, Reibungskoeffizienten und die Verschleißeigenschaften

werden charakterisiert. Zudem wurde der Einfluss der Korngröße des Spritzpulvers

auf die Mikrostruktur bestimmt.

2 Hochgeschwindigkeitsflammspritzen

Das Hochgeschwindigkeitsflammspritzen (HVOF) arbeitet mit einem Brennstoff-

Sauerstoff-Gemisch, welches kontinuierlich in eine Brennkammer zugeführt und

gezündet wird (Abbildung 1). Die heißen Verbrennungsgase expandieren durch

eine Lavaldüse in Richtung des zu beschichtenden Substrates und beschleunigen

das zugeführte Spritzpulver.

Abb. 1: Prinzip des Hochgeschwindigkeitsflammspritzens

Eine herausragende Eigenschaft des Verfahrens sind die hohen realisierbaren Prozessgas-

und Partikelgeschwindigkeiten, mit denen die Partikel auf das zu

beschichtende Substrat beschleunigt werden. Durch die hohe kinetische Energie

der Partikel verformen sich die Partikel stark beim Aufprall. Die Schichtbildung

durch die mechanische Verklammerung der Partikel und Ausbildung von Mikroverschweißungen

ist dabei vielfach schon im angeschmolzenen Zustand des zugeführten

Spritzwerkstoffs möglich. Durch moderate Prozesstemperaturen (geringer

Abbrand von Legierungselementen) eignet sich das HVOF Verfahren sehr gut für

das Verspritzen von sensiblen Karbid-Metall-Werkstoffen.

Für die Versuche wurden zwei unterschiedliche HVOF Brennersysteme verwendet.

Zum einen wurde der WokaJet 400 (Sulzer Metco, Schweiz) als Brenner für die

Verarbeitung von Standardpulver der Korngrößen von ca. 15-45 µm genutzt, zum

anderen ermöglichte der Brenner CJS mit neuartiger K5.2 Brennkammertechnologie

(Thermico, Deutschland) die Verwendung von feineren Pulverfraktionen

im Bereich 1-8 µm. Beide HVOF-Systeme arbeiten mit Kerosin (Exxol D60,

Exxon Chemicals Europe GmbH) als Flüssigbrennstoff.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

99


3 Beschichtung der Proben

Stahlplatten der Abmessungen 50x70x10 mm aus C45-Stahl (1.1730) wurden als

Substrate für die Versuche verwendet. Vor dem Beschichten wurden sie durch

einen Strahlprozess mit Korund (EKF-24 für die 15-45 µm Spritzpulver, EKF-100 für

das 1-8 µm Spritzpulver) aufgeraut. Nach dem Strahlen wurden die Proben in

einem Ultraschallbad mit Ethanol gereinigt.

Die gewählten Beschichtungsparameter basieren auf vorangegangenen

Parameteroptmierungen für die einzelnen Schichtsysteme [13,14]. Sie sind in der

Tabelle 1 dargestellt.

HVOF - Spritzparameter

Spritzpulver

Werkstoff WC-12Co Cr3C2-

25(80Ni20Cr)

WC-12Co

Ausgangskorngröße [µm] 15 - 45 15 - 45 1 - 8

Förderrate [g/min] 37,5 35 36,3

Fördergasmenge [l/min] 9,4 (N2) 9,2 (N2) 20 (N2)

Brennerparameter

Brenner WOKA-400 WOKA-400 CJS K5.2

Düsenlänge [mm] 102 152 140

Sauerstoff [l/min] 876 810 700

Kerosin [l/min] 0,38 0,38 0,23

Wasserstoff [l/min] 105

Brennerbewegung

Spritzabstand [mm] 325 355 150

Geschwindigkeit [m/min] 30 30 30

Überläufe 6 22 16

Tab. 1: Spritzparameter der abgeschiedenen Schichtsysteme

Kommerziell erhältliche Spritzpulver wurden als Ausgangswerkstoff verwendet.

Agglomeriert, gesintertes WC-12Co Pulver in der Standardkorngröße 15-45 µm

(Sulzer Metco, Schweiz) gebrochenes, spratziges Cr3C2-25(Ni20Cr) Pulver und

agglomeriert, gesintertes WC-12Co Pulver der Korngröße 1-8 µm (Thermico,

Deutschland) wurden verspritzt.

Zum Vergleich wurde der unbeschichtete C45-Grundwerkstoff in den Verschleißversuchen

gegenübergestellt.

100 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


4 Mikrostruktur

Die Mikrostruktur der Hartstoffschichten wurde mit Hilfe der Lichtmikroskopie

(Axiophot, Zeiss, Deutschland) untersucht. Querschliffe der einzelnen Proben sind

in der Abbildung 2 dargestellt.

Die unterschiedlichen Schichtdicken, die in Abbildung 2 zu erkennen sind, ergaben

sich aus den gewählten Spritzbedingungen. Da die Schichtdicke unabhängig von

den anderen Parametern allein über die Anzahl der Beschichtungsüberläufe eingestellt

werden kann, ist dies kein Parameter für den qualitativen Vergleich der

Schichten.

a)

c)

Einbettmasse

Beschichtung (WC-12Co)

Substrat (C45-Stahl)

Abb. 2: Lichtmikroskopieaufnahmen des HVOF-Schichtgefüges (Querschliff)

a) HVOF Cr3C2-25(Ni20Cr), (15-45µm)

b) HVOF WC-12Co, (15-45µm)

c) HVOF WC-12Co, (1-8µm)

In den Schliffbildern ist der typische lamellare Aufbau thermischer Spritzschichten

zu erkennen, der durch einzelne übereinander gelagerte Einzelschichten mit geringen

Oxideinlagerungen bei den Spritzüberläufen entstanden ist (Abbildung 2).

b)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

101


Es ist darüber hinaus deutlich sichtbar, dass mittels eines feineren Spritzpulvers

(WC-12Co, 1-8 µm) bei gleicher chemischer Zusammensetzung eine wesentlich

homogenere und dichtere Struktur erzeugt werden kann (Abbildung 2c).

Dieses spiegelt sich auch in der Schichtporosität wieder. Im Vergleich der unterschiedlichen

Spritzschichten zeigte sich, dass die WC-12Co Schicht mit der

Ausgangspartikelgröße von 1-8 µm eine wesentlich geringere Porosität (< 1 Vol.%)

besitzt als die Schicht mit 15-45 µm Spritzpulver (~ 3,7 Vol.%).

Mit Hilfe einer digitalen Bildverarbeitungssoftware (KS 300, Zeiss, Deutschland)

konnten neben dieser qualitativen Feststellung auch quantitative Porositätsangaben

bestimmt werden. Aus der statistischen Auswertung von Schliffbildern mit

hoher optischer Auflösung wurden für die Schichtsysteme die exakten Porositätswerte

ermittelt. Diese sind in Abbildung 3 dargestellt.

Porosität [%]

5,0

4,0

3,0

2,0

1,0

0,0

3,7

WC-12Co

(15-45µm)

Abb. 3: Porosität der Spritzschichten

Aus dem Diagramm ist erkennbar, dass die Cr3C2-25(Ni20Cr) Schicht auch bei

einer Ausgangspartikelkorngröße von 15-45 µm eine sehr geringe Porosität von

~ 1,2 Vol.% besitzt. Im Vergleich zum WC-12Co Schichtsystem ist dies auf den

geringeren Hartstoffgehalt zurückzuführen. So bietet der höhere Anteil an duktilem

Matrixwerkstoff durch plastische Deformationen beim Aufprall eine bessere, porenärmere

Einbettung des Hartstoffs.

1,2

Cr3C2-

25(Ni20Cr)

102 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

0,7

WC-12Co

(1-8µm)


5 Härteprüfung

Neben der qualitativen Beurteilung der Schichtmikrostruktur wurden zusätzlich

Vickers-Mikrohärtetests (HV 0,1) an den Querschliffen durchgeführt. Die statistisch

ermittelten Härtewerte der Werkstoffe sind in Abbildung 4 dargestellt.

Härte [HV 0,1]

1500

1250

1000

750

500

250

0

301

1105

C45 WC-12Co

(15-45µm)

Abb. 4: Mikrohärte der Werkstoffe

1175

Die karbidischen Bestandteile in den Schichtsystemen führen zu Mikrohärtewerten,

welche die Härte des C45-Substratwerkstoffs um das Dreifache übersteigt. Der im

Vergleich zu den WC-12Co geringere Wert von 903 HV 0,1 für das

Cr3C2-25(Ni20Cr) Schichtsystem ist einerseits auf die geringere Ausgangshärte des

Cr3C2 Hartstoffs, aber vor allem auf den geringeren Hartstoffgehalt in der Schicht

zurückzuführen. Die geringfügig höhere Härte des feineren WC-12Co Gefüges mit

der Ausgangspartikelkorngröße von 1-8 µm spiegelt insbesondere die geringere

Porosität der Schicht wieder. Die geringere Ausgangspartikelkorngröße von 1-8 µm

führt gleichfalls zu einem homogeneren Schichtgefüge mit fein dispergierten

Phasen, welches sich wiederum in einer geringeren Standardabweichung der

Härtewerte innerhalb der Schicht äußert.

903

Cr3C2-

25(Ni20Cr)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

WC-12Co

(1-8µm)

103


6 Tribologieuntersuchungen

Eine höhere Härte eines Werkstoffs hat nicht zwangsläufig eine höhere Verschleißbeständigkeit

zur Folge. Vielfach zeigen die Werte zwar eine ähnliche Tendenz,

jedoch hängen die Verschleißeigenschaften auch entscheidend von den

Verscheißmechanismen, also den tribologischen und chemischen Reaktionen in

der Kontaktfläche ab. So wird beispielsweise in Systemen, die hauptsächlich durch

Relationsbewegungen bestimmt sind, die Lebensdauer vorwiegend durch

Reibungskoeffizienten und chemische Reaktionen in der Grenzfläche beeinflusst.

Werkstoffe die „selbstschmierende“ Eigenschaften besitzen, können in diesem

Falle wesentlich längere Standzeiten aufweisen als wesentlich härtere Werkstoffe

ohne diese Charakteristik.

Umformwerkzeuge für die Blechumformung zeichnen sich im Gegensatz zu rein

reibungsbelasteten Tribosystemen durch ein komplexes Beanspruchungsprofil aus,

welche partiell hohe Flächenpressungen und Relativbewegungen vereinen. Unter

standardisierten Testbedingungen ist dieses Beanspruchungsprofil nur schwierig

darzustellen. Vor allem Verschleißversuche über die Lebensdauer eines Werkzeuges

z. B. in einem Napfziehversuch sind sehr material- und zeitaufwendig und

daher für die Ermittlung vergleichbarer Werkstoffeigenschaften nicht akzeptabel.

Der Pin-on-Disk-Test (standardisiert nach ASTM G99) ist ein Verfahren das häufig

zur Bestimmung mechanisch-tribologischer Eigenschaften eingesetzt wird (Abbildung

5). So bietet der direkte Vergleich von Reibungs- und Verschleißkoeffizienten

aussagekräftige Kennwerte zur Charakterisierung unterschiedlicher Werkstoffe.

Im Pin-on-Disk-Tribometer wird typischerweise eine Kugel aus 100Cr6, Hartmetall

oder Al2O3 fest in einem Halter eingespannt, so dass eine Rotationsbewegung der

Kugel nicht mehr möglich ist. Die Kugeloberfläche der Reibkugel dient dabei mit

Ihrer vorgegebenen Krümmung und Oberflächenrauigkeit als leicht austauschbarer,

definiert konstanter Reibpartner. Kugel und Halter bilden den so genannten „Pin“,

der mit einer definierten Anpresskraft auf die geschliffene Werkstückoberfläche

(„Disk“) gepresst wird. Durch die Rotationsbewegung der Disk unter dem Pin reibt

die Kugel kontinuierlich auf der Probenoberfläche und führt zu einem Materialabtrag

in Folge von Reibverschleiß. Durch die Messung der Breite und Tiefe der

Verschleißspur, sowie der Ermittlung des spezifischen Materialverlustes über den

Reibweg lassen sich Aussagen über die Verschleißbeständigkeit der Schicht

machen. Bei konstanter Anpresskraft und Relativgeschwindigkeit lassen sich

zudem vergleichbare Reibungskoeffizienten für die verwendeten Werkstoffkombinationen

ableiten.

104 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Für die Versuchsreihen dieser Forschungsarbeit

wurde das Pin-on-Disk-Gerät der

Fa. CSEM, Schweiz verwendet. Mit einem

Detektor für die Aufnahme von Tangentialkräften

am Pin ermöglicht dieses System

neben der Bestimmung der Verschleißkenngrößen

auch die Messung des Reibwertes.

Im Sinne der Reproduzier- und Vergleichbarkeit

wurden die Testsparameter bei allen

Versuchen konstant gehalten. So wurde eine

Ø 6 mm Al2O3 Kugel als Reibpartner, eine

Anpresskraft von 10 N und eine Relativgeschwindigkeit

zwischen Pin und Disk von

0,4 m/s gewählt.

Abb. 5: Pin-on-Disk-Test

Die Proben wurden vor dem Test auf eine Oberflächenrauigkeit von

Ra = 1,5 µm ± 0,4 µm (Rz = 8,8 µm ± 1,6 µm) geschliffen. Pro Schichtsystem

wurden mindestens vier Pin-on-Disk-Versuche durchgeführt und statistisch ausgewertet.

Für den Vergleich der Schichtsysteme wurde ein Reibweg von 120.000 Überläufen

(ca. 10.000 m) gewählt. Durch den höheren Verschleiß bei den C45-Proben musste

jedoch für diese der Reibweg auf 60.000 Überläufe begrenzt werden.

In Abbildung 6 sind die ermittelten Reibungskoeffizienten für die Schichtsysteme

sowie für den unbeschichteten C45-Substratwerkstoff angegeben.

Reibungskoeffizient

0,7

0,6

0,5

0,4

0,3

Al2O3 - Kugel

(10N Anpresskraft)

C45 ungehärtet WC-12Co (1-8 µm)

WC-12Co (15-45 µm) Cr3C2-25(Ni20Cr)

250 500 5.000 20.000 100.000

Überläufe

Abb. 6: Reibungskoeffizienten gegen eine Al2O3 Kugel gemessen im Pin-on-Disk-Versuch

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

105


Um den Verlauf des Reibungskoeffizienten über die Standzeit der Probe darzustellen,

wurden die gemittelten Reibwerte in Abhängigkeit zum Reibweg angegeben.

Durch die Mittelung der Werte sind unterschiedliche Einlaufcharakteristika und

Schwankungen innerhalb der Messungen weitestgehend ausgeglichen, um den

Trend der Reibungskoeffizienten über den Verlauf zunehmenden Probenverschleißes

zu verdeutlichen.

Es zeigte sich bereits vom Beginn des Versuches an, dass der Reibungskoeffizient

der geschliffenen Schichtoberflächen um ca. 25 % geringer ist als der Reibungskoeffizient

der geschliffenen C45-Oberfläche. Mit zunehmender Versuchsdauer steigt

diese Abweichung der Reibungskoeffizienten jedoch weiter an. Dieses ist auf den

im Gegensatz zu den beschichteten Proben wesentlich höheren Verschleiß der

C45-Proben zurückzuführen. Bereits nach 250 Überläufen (ca. 20 m Reibweg) der

Al2O3 Kugel ist bei C45 schon eine gut sichtbare Schleifspur auf der Oberfläche zu

erkennen. Mit kontinuierlicher Laufzeit verschleißen die C45-Proben zunehmend,

welches sich in höheren Reibungskoeffizienten bemerkbar macht. Nach

60.000 Überläufen ist der Verschleiß der C45- Proben so hoch, dass der Pin-on-

Disk-Versuch abgebrochen werden musste. Abbildung 7 zeigt die Verschleißspuren

der Oberflächen nach Beendigung der Pin-on-Disk-Versuche für den gleichen

Schleifspurdurchmesser von Ø 18 mm.

a) C45 - Stahl

(60.000 Überläufe)

c) WC - 12Co 15-45µm

(120.000 Überläufe)

Schleifspur

b) Cr3C2 - 25(Ni20Cr) 15-45µm

(120.000 Überläufe)

d) WC - 12Co 1-8µm

(120.000 Überläufe)

Abb. 7: a) Verschleißspur in C45-Probe nach 60.000 Überläufen (Schleifspurdurchmesser Ø 18mm)

b) Verschleißspur in Cr3C2-25(Ni20Cr), (15-45µm) nach 120.000 Überläufen (Ø 18mm)

c) Verschleißspur in WC-12Co, (15-45µm) nach 120.000 Überläufen (Ø 18mm)

d) Verschleißspur in WC-12Co, (1-8µm) nach 120.000 Überläufen (Ø 18mm)

106 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Im Vergleich zu der C45-Oberfläche nach einem Reibweg von 60.000 Überläufen

(Abbildung 7a) ist für die beiden WC-12Co / Al2O3 Tribosysteme (Abbildung 7c+d)

bei 120.000 Überläufen die Schicht nicht einmal vollständig eingelaufen. Dies

bedeutet, dass die Al2O3 Kugel noch teilweise auf den Schleifriefen der Oberflächenvorbehandlung

reibt. Daher bleibt auch der Reibungskoeffizient bis zum Ende

der Versuche für die WC-12Co Schichtsysteme nahezu konstant (vgl. Abbildung 6).

Die Cr3C2-25(Ni20Cr) Schichten weisen ein Reibverhalten auf, dass zwischen C45

und WC-12Co anzusiedeln ist (Abbildung 6). So ist zwar der Anfangsreibwert mit

ca. 0,45 wesentlich niedriger als der des unbeschichteten Stahls, steigt aber mit

zunehmender Versuchsdauer kontinuierlich an. Dieser langsame Anstieg ist ein

Indiz für den fortschreitenden Oberflächenverschleiß der Schicht.

Mittels 3D-Topografieuntersuchungen war es möglich, den Verschleiß über den

Volumenverlust zu vermessen. So wurden alle Verschleißspuren nach dem

Versuchsende digital ausgewertet und die Volumenverschleißkoeffizienten

bestimmt. Dieser Verschleißkoeffizient ist für die unterschiedlichen Tribosysteme in

Abbildung 8 dargestellt.

Verschleißkoeffizient

[µm³ / (N x m)]

1000

100

10

1

0,1

0,01

67,0

0,1

C45 WC-12Co

15-45µm

Al2O3 Kugel

(10N Anpresskraft)

Durch die Normierung des Verschleißkoeffizienten ergeben sich gut vergleichbare

Werte. So zeigt sich im Diagramm 8, dass der Verschleißkoeffizient des C45-

Substratwerkstoffs mit 67 µm³/(N·m) ca. viermal höher ist, als bei der

Cr3C2-25(Ni20Cr) Beschichtung mit 12,8 µm³/(N·m). Durch den wesentlich höheren

Hartstoffgehalt der WC-12Co Schichtsysteme liegt bei beiden Schichten der

Schichtverschleiß mit 0,1 µm³/(N·m) noch weitaus niedriger.

12,8

Cr3C2-

25(Ni20Cr)

Abb. 8 Gegenüberstellung der Pin-on-Disk-Verschleißkoeffizienten

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

0,1

WC-12Co

1-8µm

107


Ein Unterschied der Verschleißbeständigkeit zwischen den beiden WC-12Co

Schichtsystemen mit den Ausgangspulverkorngrößen von 15-45 µm und 1-8 µm

konnte jedoch statistisch nicht belegt werden, da die Messunsicherheit der Einzelmessungen

bei einer Distanz von 120.000 Überläufen evtl. reale Unterschiede

zwischen den beiden Schichtsystemen überstieg.

Zum besseren Überblick der Versuchsdaten sind die Mittelwerte aller Messgrößen

noch einmal in Tabelle 2 zusammengefasst.

C45

WC-12Co

(15-45µm)

Cr3C2-

25(Ni20Cr)

WC-12Co

(1-8µm)

Härte [HV 0,1] 301 1105 903 1175

Porosität [Vol.%] 0,0 3,7 1,2 0,7

Reibungskoeffizient

bei 500 Überläufen 0,64 0,45 0,49 0,48

bei 20.000 Überläufen 0,67 0,50 0,51 0,47

Volumenverschleißrate [µm³ / (N·m)] 66,5 0,1 12,8 0,1

Tab. 2: Zusammenfassung der Messdaten (Mittelwerte)

7 Zusammenfassung und Schlussfolgerung

Der Vergleich mechanischer und tribologischer Eigenschaften zwischen den

hartstoffhaltigen Metallverbundschichten und C45-Stahl zeigt deutlich die Vorteile

einer Hartstoffbeschichtung zur Verschleißminimierung. So besitzt das System

Cr3C2-25(Ni20Cr) mit einem Hartstoffgehalt von 75 Vol.% im Pin-on-Disk-Versuch

eine ca. vierfache Verschleißbeständigkeit im Vergleich zu C45-Stahl. Gleichfalls ist

auch der Reibungskoeffizient der geschliffenen Hartstoffschicht geringer und über

die Versuchsdauer wesentlich konstanter.

Die WC-12Co Schichtsysteme mit einem Hartstoffgehalt von 88 Vol.% weisen unter

den Versuchsbedingungen des Pin-on-Disk-Tests einen noch erheblich niedrigeren

Verschleißkoeffizienten auf. Dabei konnte zwischen den unterschiedlichen Pulvern

mit den Ausgangspartikelgrößen von 15-45 µm und 1-8 µm durch den in beiden

Fällen sehr geringen Probenverschleiß kein statistisch gesicherter Unterschied

festgestellt werden. Im Vergleich war bei beiden WC-12Co Schichtsystemen die

Verschleißrate um den Faktor 100 geringer als bei den C45-Stahlproben.

Danksagung

Diese Forschungsarbeit ist im Rahmen der Projektkooperation zwischen den

Projekten A2 und C2 des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die Autoren

danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

108 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Literatur

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2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

109


110 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Glätten und Verdichten beschichteter Oberflächen

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

111


112 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


EINFLUSSFAKTOREN AUF DAS GLATTWALZEN THERMISCH GESPRITZTER

OBERFLÄCHEN

V. Franzen, A. Brosius, A.E. Tekkaya

Institut für Umformtechnik und Leichtbau, TU Dortmund

Kurzfassung

Die Verschleißfestigkeit von Tiefziehwerkzeugen kann durch eine hartstoffhaltige

Beschichtung der Werkzeugoberfläche deutlich gesteigert werden. Gleichzeitig

tragen die tribologischen, mechanischen und physikalischen Eigenschaften der

Oberflächenbeschichtung entscheidend zur Beeinflussung des Tiefziehprozesses

bei.

Thermische Spritzverfahren bieten wirtschaftliche sowie flexible Möglichkeiten, eine

hartstoffhaltige und somit sehr widerstandsfähige Beschichtung aufzutragen. Die

aufgespritzten Schichten sind zunächst jedoch rau und porös. Eine Glättung und

Verdichtung der Beschichtung wird durch einen nachfolgenden Walzprozess

erreicht. Eine definierte Einstellung des Schichtsystems, durch eine Glättung oder

Texturierung der Oberfläche, kann den Prozessablauf des Tiefziehens gezielt

verändern.

Stichwörter: Produktionstechnik, Werkzeugbau, Verschleißschutz, Glattwalzen

1 Einleitung

Die Verwendung höher- sowie hochfester Blechwerkstoffe in konventionellen

Formgebungsprozessen, wie z.B. beim Tiefziehen, stellt hohe Anforderungen an

die Werkzeugsysteme. Besonders die Werkzeugoberflächen werden tribologisch

lokal extrem beansprucht und unterliegen einem erhöhten Verschleiß. Zur

Erhöhung der Verschleißfestigkeit können die Werkzeuge lokal oder flächig mit

sehr verschleißfesten, hartstoffhaltigen Beschichtungen versehen werden.

Aufgrund der hohen Flexibilität hinsichtlich der Beschichtungswerkstoffe und einer

hohen Beschichtungsgeschwindigkeit sind thermische Spritzverfahren, wie das

Lichtbogenspritzen (Libo) oder das atmosphärische Plasmaspritzen (APS), für die

Oberflächenbeschichtung besonders geeignet. Die aufgebrachten Schichten sind

allerdings nach dem Spritzprozess rau und porös, sodass ein nachträglicher Glättund

Verdichtungsprozess erforderlich ist. Hier bietet sich ein inkrementeller Glattwalzprozess

mit einem CNC geführten Walzwerkzeug an, da dieser zu einer

lokalen oder flächigen Reduzierung der Rauigkeit und zur Verdichtung der

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

113


Beschichtung des Tiefziehwerkzeuges führt. Zudem ist die Einbringung von

Texturen in die beschichtete Oberfläche möglich, welche den Werkstofffluss beim

Tiefziehprozess signifikant beeinflussen können.

Das Fest- und Glattwalzen ist ein wirtschaftliches Feinbearbeitungsverfahren zur

Verbesserung der Randzoneneigenschaften in vielen Anwendungen, wie z.B.

dynamisch belastete Wellen oder Hydraulikkolben [1], aber auch Umformwerkzeuge

[2, 3]. Durch den Walzvorgang wird einerseits die Oberfläche des Werkstücks

geglättet [4] und andererseits wird die Randzone geringfügig plastisch

umgeformt und verfestigt. Somit können durch spanende Bearbeitung des

Umformwerkzeugs eingebrachte Mikrokerben geschlossen und Zugspannungen in

der Randzone reduziert bzw. eliminiert werden. Ferner werden durch das Walzen

Druckspannungen in die Werkstückrandzone eingebracht [5], was z.B. für

dynamisch belastete Bauteile besonders vorteilhaft ist [6].

Walzwerkzeuge werden heute in vielfältigen Ausführungen angeboten [7, 8],

sodass der Glattwalzprozess eine interessante Alternative zum Schleifprozess

darstellt [9].

2 Experimentelle Arbeiten

In den experimentellen Arbeiten wurde der Einfluss unterschiedlicher Versuchsparameter

auf die Oberflächenqualität, d.h. auf die Rauigkeit untersucht. Die Rauigkeitsmessungen

für die Bewertung der Beschichtung vor und nach dem Walzen

wurden am Lehrstuhl für Werkstofftechnik (LWT) der TU Dortmund durchgeführt.

2.1 Versuchsaufbau

Für die experimentellen Arbeiten kam eine CNC-Universalfräsmaschine des Typs

DMU 50 von der Firma Deckel Maho zum Einsatz. Diese Maschine bietet drei

numerisch gesteuerte Achsen zur Führung des Walzwerkzeugs und ist mit einer

Steuerung des Typs SINUMERIK 840d ausgestattet.

Die Walzversuche wurden mit einem Prototypenwerkzeug, welches mit einer Walzkugel

aus Stahl (Kugelrolle der Firma ALWAYSE) ausgestattet ist, sowie mit einem

sehr steifen, hydrodynamisch gelagerten Walzwerkzeug (ECOROLL HG 13) mit

einer keramischen Walzkugel durchgeführt.

In Vorversuchen wurden Rohre durch thermisches Spritzen beschichtet und gleich

im Anschluss daran glattgewalzt. Die Temperatur betrug unmittelbar nach dem

Spritzen etwa 130 °C. Um einen In-Situ-Walzvorgang zu simulieren, wurden die

Proben in weiteren Untersuchungen auf Temperaturen bis zu 300 °C

wiedererwärmt. Hierzu wurde ein Versuchsstand mit integrierter Heizung aufgebaut

(siehe Abb. 1). Mithilfe der Stabheizung (c) wurde der Heizblock (b) mit der

aufgespannten Probe (a) erwärmt. Die Temperatur des Heizblocks wird während

der Versuchsdurchführung auf einem konstanten Temperaturniveau gehalten. Der

Heizblock ist durch einen Isolator (d) von der Grundplatte (e) thermisch getrennt.

114 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Abb. 1: Aufbau des Walzversuchsstandes

2.2 Durchführung der experimentellen Arbeiten

In der Untersuchung wurden verschiedene hartstoffhaltige Beschichtungen auf

Eisen-, Nickel- und Cobaltbasis glattgewalzt. Als Hartstoffe waren Chromcarbide

und Wolframcarbide in den Beschichtungen enthalten.

Der NC-Code für die Steuerung der Werkzeugbahnen auf den ebenen Substraten

wurde mithilfe eines im Projektverlauf entwickelten Excel-Makros generiert.

Bei Einsatz des Prototypenwerkzeugs wurde die Walzkraft in Richtung der Werkzeugachse

(Z-Achse) mittels eines piezoelektrischen Drucksensors gemessen. Das

Werkzeug federt bei einer Druckbelastung leicht ein. Um das Werkzeugverhalten

zu berücksichtigen, wurden Kennlinien (Kraft-Weg-Diagramm der Einfederung)

aufgenommen. Beim hydrostatisch gelagerten Walzwerkzeug ist die Walzkraft

durch den Druck in der hydraulischen Flüssigkeit vorgegeben. Das Werkzeug hat

einen Arbeitshub von 15 mm und fährt, vergleichbar mit einem hydraulischen Zylinder,

bei übermäßigem Gegendruck ein, sodass die eingestellte maximale Walzkraft

nicht überschritten wird. Das hier eingesetzte Werkzeug der Firma ECOROLL mit

einem Walzkugeldurchmesser von 13 mm lässt hohe Walzkräfte bis zu 4 kN zu.

Es wurden 6 Einflussgrößen auf die Reduzierung der Rauigkeit untersucht (siehe

Tab. 1). Um die Anzahl der Experimente klein zu halten wurde ein teilfaktorieller

Versuchsplan aufgestellt. Die Ergebnisse sind in „Main-Effect-Plots“ dargestellt

(siehe Abb. 2). Die Steigung der Geraden stellt hierbei einen Indikator für den

Einfluss des Parameters auf die Zielgröße dar. Als Zielgröße ist die Abnahme der

Rauigkeit, die vor und nach dem Walzprozess gemessen wurde, definiert.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

115


Voruntersuchungen mit dem hydrostatisch gelagerten Werkzeug an CrNi-Schichtsystemen

mit unterschiedlichen Hartstoffanteilen von 90 %, 70 % und 50 % haben

gezeigt, dass bei einer Walzkraft von 3 kN alle getesteten Beschichtungen vom

Substrat abgelöst wurden. Die maximale Walzkraft wurde daher auf 2 kN begrenzt.

Faktorstufen Kraft Geschwindigkeit Richtung 1) Übergänge Bahnabstand Hartstoffgehalt

„+“ 2 kN 5 m/min senkrecht 3 1 mm 90 %

„-„ 1 kN 1 m/min parallel 1 0,2 mm 50 %

Tab. 1: Untersuchte Einflussparameter

1) Walzrichtung relativ zur Spritzrichtung

3 Diskussion der Ergebnisse

In einer ersten Untersuchung wurde durch den Einsatz des Prototypenwerkzeuges

für NiCrBSi-Schichtsysteme, die durch atmosphärisches Plasmaspritzen (APS)

aufgebracht wurden, und für FeCrSi+WC-Schichtsysteme, welche mittels Lichtbogenspritzen

(LIBO) aufgebracht wurden, bei einer Walzkraft von 1kN und Walzkugeldurchmessern

von 22 mm und 15 mm eine signifikante Reduzierung der

Rauigkeit erreicht [10]. Hierbei wurde festgestellt, dass die Walztemperatur im

bisher betrachteten Rahmen (bis ca. 300 °C) einen kaum merklichen Einfluss auf

die Rauigkeit der bearbeiteten Beschichtung hat. Dies ist vermutlich auf eine

unzureichende Erweichung der Schichtmatrix (Fe, Ni oder Co) während der

Wiedererwärmung zurückzuführen und soll in nachfolgenden Arbeiten durch

temperaturabhängige Härtemessungen überprüft werden.

Eine weitere Untersuchung mit dem hydrostatisch gelagerten Walzwerkzeug zeigt,

dass besonders der Hartstoffanteil und die Walzkraft einen signifikanten Einfluss

auf die Reduzierung der Rauigkeit Rz bei beschichteten Bauteilen ausüben (siehe

Abb. 2). Luca und Andere [4] haben mit einem hydrostatischem Walzwerkzeug

unbeschichtete Werkstücke aus gehärtetem Stahl (59 HRC) glattgewalzt. Sie

haben die Einflüsse der Walzkraft, des Bahnabstandes, der Walzgeschwindigkeit

und der Anfangsrauigkeit untersucht. Die Zielgröße ist die Abnahme der Rauigkeit

nach dem Walzen. Dabei fanden Sie heraus, dass die Walzkraft sowie der Bahnabstand

einflussreiche Parameter im Walzprozess sind, die Walzgeschwindigkeit

hat nur einen geringen Einfluss. Auch bei den beschichteten Proben konnte ein

deutlicher Einfluss der Walzkraft aufgezeigt werden, was auf eine stärkere

Pressung und eine stärkere plastische Umformung der Beschichtung

zurückzuführen ist. Zudem spielte bei den beschichteten Proben der Hartstoffanteil

eine große Rolle. Durch einen geringeren Hartstoffanteil kann die plastische

Formänderung der Beschichtung erleichtert werden, da die Beschichtungsmatrix in

der Regel duktiler ist als die Hartstoffanteile. Der Einfluss der anderen Parameter

auf die Glättung ist nur gering.

116 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Abb. 2: Einflussparameter auf die Reduzierung der Rauigkeit ΔRz, vor (a) und nach (b) dem Walzen

4 Zusammenfassung

Durch einen inkrementellen Walzprozess lassen sich thermisch gespritzte

Beschichtungen erfolgreich glattwalzen und kompaktieren. Eine Wiedererwärmung

der Beschichtung auf bis zu 300 °C zeigt keinen signifikanten Unterschied zum

Walzen bei Raumtemperatur. Der Hartstoffanteil in der Beschichtung hingegen

zeigt einen deutlichen Einfluss auf den inkrementellen Walzprozess. Ebenso spielt

die Walzkraft eine große Rolle, sie darf jedoch nicht zu hoch gewählt werden, da

die Gefahr der Zerstörung der Beschichtung besteht.

Derzeit werden Untersuchungen zum Glattwalzen auf nicht ebenen Oberflächen

und das Texturieren von Werkzeugoberflächen durch inkrementelles Walzen

vorbereitet. Erste Versuche auf nicht beschichteten Oberflächen werden zurzeit

durchgeführt.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

117


Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft.

Literatur

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[2]

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ISBN 978-3-89957-062-5, (2007) 85-87

118 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

119


120 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


PHYSIKALISCHE MODELLIERUNG UND SIMULATION DES MATERIAL- UND

STRUKTURVERHALTENS THERMISCH GESPRITZTER SCHICHTEN

B. Svendsen, C. Hortig, B. Klusemann

Lehrstuhl für Mechanik, TU Dortmund

Kurzfassung

Gegenstand der Forschungsprojekte ist die Untersuchung des umformtechnischen

Verhaltens und die gezielte Beeinflussung der thermisch gespritzten Schichten

durch inkrementelle Walzprozesse zur Anpassung der Eigenschaften an die

Anforderungen des Tiefziehprozesses. Als Beitrag zur Prozessoptimierung werden

Simulationsmodelle zur Beschreibung der Mikrostruktur- und

Eigenspannungsentwicklung im System „Beschichtung-Substrat“, sowie dessen

Systemverhalten entwickelt.

Hierzu erfolgt in der vorliegenden Arbeit zunächst eine makroskopische Simulation

des Vorgangs mit einem etablierten Materialmodell. Im zweiten Schritt wird eine

genauere Untersuchung der Verdichtungsvorgänge in der Mikrostruktur mithilfe

eines thermoelastisch viskoplastischen Modells für das Matrixmaterial durchgeführt.

Die makroskopische Simulationsergebnisse zeigen, dass der

Verdichtungsvorganges mit Hilfe eines homogenisierten Materialmodells qualitativ

richtig dargestellt wird. Die durchgeführten Mikrostruktursimulationen bzw. die

Simulation des Porenschließvorganges offenbaren die komplexen Ver- und

Entfestigungsmechanismen bei der Verdichtung einer porösen Mikrostruktur. Die

hierbei ermittelten Ergebnisse mittels explizitem und implizitem Lösungsalgorithmus

liefern zum Teil abweichende Resultate. Die Untersuchung der Ursachen hierfür ist

Bestandteil aktueller Forschungsaktivitäten.

Stichwörter: FEM, Mikrostruktur, Verformungslokalisierung, thermoelastisch

viskoplastische Materialmodellierung

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

121


1 Makroskopische Simulation

Eine erste Annäherung an die Simulation des Verdichtungsverhaltens der thermisch

gespritzten Schicht erfolgt mit Hilfe eines homogenisierten Materialmodells.

Hier wird auf das Gurson-Modell zurückgegriffen [1,2]. Dieses erlaubt ein Öffnen

bzw. Schliessen der Mikroporen durch folgende Evolutionsgleichung

.

Hierbei bezeichnet die Entwicklung des Hohlraumvolumens. Diese Entwicklung

wird einerseits durch plastisches Fliessen

,

andererseits durch das Verschmelzen schon vorhandener Hohlräume

hervorgerufen. Das Verfestigungsverhalten des Materials wird als linear verfestigend

modelliert.

Abbildung 1 zeigt die FE-Simulation des Verdichtungsvorganges im Überblick. Das

Werkstück besteht aus einer massiven Trägerschicht und einer zu anfangs unverdichteten

Schicht mit homogener Porosität von 50 %. Das Werkzeug wird als ideal

starre Kugel modelliert.

Abb. 1: Makroskopische Simulation des Verdichtungsprozesses mit homogenisiertem Materialmodell

Nach einer kurzen Einlaufzone stellt sich eine, entlang des Werkzeugpfades

gleichmässige Verdichtung unterhalb des Werkzeuges ein. Wie in Abbildung 2 zu

sehen, kommt es aufgrund der hohen Anfangsporösität zu keiner Überschwappung

am Rand der Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück. Eine Verdichtung

erfolgt nur unmittelbar unterhalb der Kontaktfläche.

122 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Abb. 2: Verteilung der lokalen Porosität in einem Schnitt orthogonal zum Werkzeugpfad.

2 Simulation mit expliziter Abbildung der Mikrostruktur

Im nächsten Schritt erfolgt eine Simulation mit expliziter Abbildung der Mikrostruktur.

Aus Effizienzgründen wird hier nur der in Abbildung 3 dargestellte Ausschnitt

simuliert. Zur Modellierung wird ein isotropes, thermoelastisches viskoplastisches

Materialmodell basierend auf dem Johnson-Cook Ansatz [5] angenommen. Dieser

wird im Rahmen eines expliziten Lösungsalgorithmus für die FE-Simulation in

Abaqus / Explicit eingesetzt.

Abb. 3: Simulation mit expliziter Abbildung der Mikrostruktur. Aus Effizienzgründen wird hier nur der

dargestellte Ausschnitt simuliert.

Basis dieser Simulation ist eine reale Darstellung der Mikrostruktur. Diese kann

grundsätzlich über Schliffbilder realer Mikrostrukturen gewonnen werden (Abb. 4a).

Als weitere Quelle können gerechnete Mikrostrukturen dienen (Abb. 4d). In beiden

Fällen ist ein Bitmap der Ausgangsdatensatz. Mit Hilfe des Freeware Programms

OOF erfolgt zunächst eine Identifikation der Mikrostrukturanteile (Abb. 4b) und im

weiteren Verlauf eine Vernetzung und Übergabe in ein FE Programm (Abb. 4c) [3].

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

123


a) b) c)

d)

Abb. 4: Arbeitsschritte zur Erstellung eines FE- Modells der Mikrostruktur. a) Erstellen eines Schliffbildes.

b) Erfassen der unterschiedlichen Mikrostrukturanteile in OOF. c) Vernetzung in OOF und Übergabe an

ein FE Programm. d) Eine weitere Quelle zur Erzeugung von realen Mikrostrukturen stellen gerechnete

Mikrostrukturen dar.

Das Simulationsergebnis ist in Abbildung 5 dargestellt. Es zeigen sich Spannungskonzentrationen

und daraus resultierende Verformungslokalisierungen in Bereichen

eng benachbarter Hohlräume.

Abb. 5: Simulation des Verdichtungsvorganges mit expliziter Darstellung der Mikrostruktur. Deutlich zu

erkennen die Spannungskonzentrationen in Bereichen eng benachbarter Hohlräume.

124 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Um nähere Erkenntnisse über den Spannungs- und Deformationszustand im

Bereich der Hohlräume zu erlangen, wird eine Simulation des Porenschliessvorganges

durchgeführt. Eine Pore wird hier stark vereinfacht als Kreis dargestellt

(Plane Strain Bedingungen) (Abb. 6a). Um eine ausreichende Auflösung des

a)

b) c)

Abb. 6: Simulation des Porenschließvorganges. a) Eine Pore wird hier stark vereinfacht als Kreis dargestellt

(Plane Strain). b,c) Es erfolgen Simulationen bei verschiedenen Verformungsmoden. Wie in der oben

dargestellten Simulation der Mikrostruktur zeigen sich auch hier Spannungskonzentrationen und in der

Folge Verformungslokalisierungen. Abhängig vom Verformungsmodus können auch Scherbänder

beobachtet werden (b).

Spannungs- bzw. Deformationsfeldes zu gewährleisten wird die Simulation mit

adaptiver Neuvernetzung durchgeführt. Die Simulationen bei verschiedenen

Verformungsmoden (Abb. 6b, Abb. 6c) zeigen auch hier, wie in der oben dargestellten

Simulation der Mikrostruktur, Spannungskonzentrationen und in der Folge

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

125


Verformungslokalisierungen. Abhängig vom Verformungsmodus können auch

Scherbänder beobachtet werden (Abb 6b).

Diese expliziten Lösungen könnten insbesondere problematisch sein, wenn die

Steifigkeit des Materials während des Prozess variiert. Bei viskoplastischen

Modellen könnte dies aufgrund Verfestigungs- und Entfestigungsverhalten

vorkommen und zu nicht-akzeptablen Ungenauigkeiten führen [4].

Daher wurde im Rahmen dieser Arbeit ein vergleichbares Materialmodell in

Abaqus/ Standard implementiert. Das Modell basiert auf der Annahme, dass das

elastische Materialverhalten isotrop ist. In diesem Fall erhält man die Form

für die Kirchhoff-Spannung als Funktion der Temperatur und des logarithmischen

linken Streck-Tensors . Aufgrund des angenommenen isotropen

Fließverhaltens wird als Fließpotential die von Mises Form

verwendet, mit . Zusammen mit , bestimmt die modifizierte

Johnson-Cook Form für das Dissipationspotential

das Fließverhalten. Hierbei entsprechen der Referenzdehnrate, der aktuellen

inelastischen Vergleichsdehnrate, dem Koeffizient der Ratenabhängigkeit und

dem Wärmeleitungskoeffizient. enthält die Abhängigkeit des Fließverhaltens von

der inelastischen Vergleichsdehnung und der Temperatur . Im Gegensatz zum

üblichen Johnson-Cook Ansatz, wird hier die dehnungsbezogene Verfestigung

durch den Ansatz von Voce modelliert. beschreibt die anfängliche Fließspannung,

die Differenz zwischen anfänglicher und Sättigungsfließspannung,

die Sättigungsrate, die Referenztemperatur, die Schmelztemperatur sowie

den Entfestigungskoeffizient. Es gilt

Daraus ergibt sich die Fließregel als

126 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

.

.


Das implementierte Modell wurde mittels Zug- und Scherversuche identifiziert. Mit

Hilfe des Materialmodells werden die in Abb. 6 durchgeführten Simulationen

wiederholt und verglichen. Abb. 7 zeigt die resultierenden Ergebnisse.

a) b)

Abb. 7: Simulation des Porenschließvorganges. a) Simulation mit Symmetrierandbedingungen.

b) Simulation ohne Symmetrierandbedingungen. Wie in der oben dargestellten Simulation der Mikrostruktur

zeigen sich auch hier Spannungskonzentrationen und in der Folge Verformungslokalisierungen.

Wie in Abb. 6, zeigen sich auch hier Spannungskonzentrationen und daraus

folgernde Verformungslokalisierung, jedoch scheint es nicht zu einer

Scherbandbildung zu kommen. In aktuellen Untersuchungen wird geprüft, woran

diese Unterschiede liegen.

Demnächst werden die so gewonnenen Einsichten in den Porenschließprozess auf

die Modellierung einer repräsentativen Mikrostruktur mit mehreren

Poreneinschlüssen übertragen. Dieser repräsentative Ausschnitt der Mikrostruktur

stellt dabei eine Kalibrierungsmöglichkeit für das zu entwickelnde inelastische

temperaturabhängige Materialmodell für poröse, mehrphasige Werkstoffe dar.

3 Zusammenfassung

Bereits in der einführenden makroskopischen Betrachtung konnte gezeigt werden,

dass die Simulation des Verdichtungsvorganges mit Hilfe eines homogenisierten

Materialmodells grundsätzlich möglich ist. Das hier verwendete Gurson Modell ist

jedoch ursprünglich im Zusammenhang verformungsinduzierter Schädigung und

Mikrohohlräumen definiert. Eine Übertragung auf die Situation der Verdichtung von

gespritzten Hohlräumen erfolgte hier nur zu Demonstrationszwecken. Die

durchgeführten Simulationen mit einer expliziten Darstellung der Mikrostruktur und

die Simulation des Porenschließvorganges offenbaren die komplexen Ver- und

Entfestigungsmechanismen bei der Verdichtung einer porösen Mikrostruktur. Die

so gewonnen Einsichten werden in aktuellen Forschungsaktivitäten für die

Kalibrierung des zu entwickelnden inelastischen temperaturabhängigen

Materialmodells für poröse, mehrphasige Werkstoffe eingesetzt.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

127


Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literatur

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ductile damage and failure in metal matrix composites, Journal of

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[2] Svendsen, B., Reusch, F., Klingbeil, D., Local and non-local Gurson-based

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128 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

129


130 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Umformung, Rückfederung und Verschleiß

– Analyse beschichteter Werkzeuge im Tiefziehprozess –

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

131


132 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


ENTWICKLUNG EINES TIEFZIEHWERKZEUGS AUS THERMISCH

GESPRITZTEN HARTSTOFFSCHICHTEN MIT POLYMERHINTERGUSS

J. Witulski, M. Trompeter, A. Brosius, A.E. Tekkaya,

Institut für Umformtechnik und Leichtbau, TU Dortmund

Kurzfassung

Im Fokus dieser Forschungsarbeit steht die Entwicklung eines thermisch

beschichteten, hybriden Tiefziehwerkzeugs mit hohem Verschleißwiderstand zur

Herstellung von Blechformteilen in einer schnellen und robusten Prozesskette.

Hierzu werden WC-Co Beschichtungen auf eine Negativform gespritzt, diese

anschließend mit Polymerwerkstoffen hintergossen und als Verbund aus Hartstoffschale

und Polymerhinterguss entformt. Das thermische Spritzen von Schalen

weist ein relativ geringes Prozessfenster auf, kann aber durch prozessunterstützende

Maßnahmen wie elektromagnetische Felder und mit Mineralöl als

Trennmittel erweitert werden. Flachstreifenzugversuche zeigen, dass die Tribologie

der beschichteten Werkzeugelemente beim Einsatz von Schmieröl ähnlich der von

Werkzeugelementen aus konventionellen Werkstoffen ist. Durch die Verwendung

von Füllstoffen und Gewebeeinlagen in unterschiedlichen Konzentrationen im

Polymerwerkstoff kann die Werkzeugsteifigkeit definiert eingestellt werden. Die

Untersuchungen zeigen u. a., dass die Herstellung im Hybridverfahren von - zunächst

noch geometrisch einfachen - Tiefziehwerkzeugen grundsätzlich möglich ist.

Stichwörter: Blechumformung, Thermisch gespritzte Beschichtung,

Werkzeugentwicklung, Werkzeugnachgiebigkeit, Polymere

1 Einleitung

Ein genereller Trend auf dem Automobilmarkt ist eine Zeitverkürzung der Markteinführung

zwischen zwei Autogenerationen bei gleichzeitiger Erhöhung der

Variantenvielfalt innerhalb der Modellreihe. Die Folge ist eine verringerte Seriengröße

für das jeweilige Modell. Die Kosten für die Herstellung konventioneller Tiefziehwerkzeuge

aus Stahl- oder Gusslegierungen sind allerdings hoch und daher

wirtschaftlich nur bei großen Stückzahlen sinnvoll einsetzbar. Neben den hohen

Kosten ist die Herstellung solcher Werkzeuge zeitaufwendig und widerspricht daher

den Anforderungen an eine flexible und schnelle Produktion. Die Verwendung von

Polymerwerkstoffen anstelle konventioneller Werkstoffe ist ein Ansatz zur Realisierung

einer schnelleren und kostengünstigeren Fertigung von Tiefziehwerkzeugen

und im Bereich der Prototypen- und Versuchspressungen Stand der Technik [1, 2].

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

133


Erste Untersuchungen des Einsatzpotentials von Polymerwerkstoffen für Kleinserien

wurden u.a. in [3] durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen, dass Tiefziehen

weicher Tiefziehstähle mit Werkzeugen aus Polymeren für diese Seriengrößen

möglich ist. Eingebettete mineralogische Füllstoffe können dabei die mechanische

[4, 5] oder tribologische [4, 6] Charakteristik der Werkzeuge modifizieren. Der Verschleißwiderstand

dieser Werkzeuge aus Polymeren ist allerdings im Vergleich zu

konventionellen Werkzeugwerkstoffen gering [4, 7, 8]. Ein geeigneter Ansatz zur

Erhöhung der Lebensdauer der Polymerwerkzeuge ist die Verwendung von

Beschichtungen. In [5] wurden DLC (diamond-like-carbon) Beschichtungen im

PVD-Verfahren verwendet. Allerdings ist die Standzeit dieser Beschichtungen nicht

zufriedenstellend. Ähnliche Ergebnisse konnten in [9] bei Verwendung von Cr und

Cu Beschichtungen festgestellt werden. Aufgrund der geringen Schichtdicke führte

Abrasion zu einer schnellen Zerstörung der Beschichtung. Eine vielversprechende

Möglichkeit der Standzeiterhöhung von Polymerwerkzeugen ist die Verwendung

von galvanischen Beschichtungen auf Nickelbasis [2, 3]. Allerdings ist der

Galvanikprozess sehr zeitintensiv und daher weniger für eine schnelle Prozesskette

geeignet. Ferner ist Nickel nur begrenzt verschleißfest. Ein anderer Ansatz zur

Beschichtung von Polymerwerkzeugen sind thermische Spritztechniken. Diese

Spritztechniken haben eine hohe Auftragsrate und bieten die Möglichkeit WC-Co

Beschichtungen mit hohen Verschleißwiderständen aufzutragen [10]. Bei der

Verwendung in Tiefziehprozessen weisen diese Hartmetallbeschichtungen ein

exzellentes Einsatzverhalten auf [11]. Untersuchungen in [5], welche atmosphärisches

Plasmaspritzen verwenden, zeigen allerdings, dass ein direkter

thermischer Beschichtungsprozess von WC-Co Beschichtungen auf Polymeren zu

einer zu geringen Haftung aufgrund der geringen Härte und Hitzebeständigkeit von

Polymeren führt. Ein neuer Ansatz, welcher diesen Nachteil vermeidet, wird im

Rahmen dieses Forschungsprojekt betrachtet [12]. Hierbei wird die WC-Co

Beschichtung nicht direkt auf den Polymerwerkstoff gespritzt sondern gegen eine

Negativform. Anschließend wird die Beschichtung mit einem Polymer hintergossen.

Abb. 1: Prozesskette zur Herstellung des hybriden Tiefziehwerkzeugs mit lokal strukturierten Layern

134 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2 Methodik

Die Vorgehensweise zur Realisierung des hybriden Tiefziehwerkzeugs ist in Abb. 1

dargestellt. Hartstoffschichten werden mittels thermischen Spritzens auf eine

Negativform appliziert. Nach dem Beschichtungsprozess wird die Beschichtung

mittels eines geeigneten Polymers verstärkt und aus der Negativform entnommen.

Der Verbund fungiert anschließend als Werkzeugelement.

3 Experimentelle Untersuchungen

Abb. 2: Links: Experimenteller Aufbau des Beschichtungsprozess. Rechts: Beschichtete Reibbacke

3.1 Beschichtungsprozess

Zur Herstellung des hybriden Tiefziehwerkzeugs ist ein zerstörungsfreies Ablösen

der Beschichtung von der Negativform unabdingbar. Die Berücksichtung der

Haftung zwischen der Beschichtung und der Negativform – dem Substrat – ist

hierbei von großer Bedeutung. Bei einer zu hohen Haftung kann die Beschichtung

nach dem Beschichtungsprozess nicht mehr zerstörungsfrei entfernt werden. Bei

einer zu geringen Haftung löst sich die Beschichtung bereits während des

Beschichtungsprozesses. Aufgrund der Komplexität des thermischen Lichtbogenspritzens

[vgl. 10] und der neuartigen Anwendung dieser Technik – Herstellung

entfernbarer Beschichtungen – werden zusätzliche Maßnahmen zur Kontrolle der

Haftung während des Beschichtungsprozess eingesetzt. Die Benetzung des

Substrates vor dem Beschichten mit Mineralöl reduziert die Haftung der

Beschichtung. Zur Kompensation wird ein schaltbarer Elektromagnet verwendet,

welcher temporär zusätzliche Haltekräfte während des Beschichtungsprozesses

aufbringt. Die Temperatur der Spritzpartikel liegt allerdings zunächst nahe an der

Curie-Temperatur. Dadurch sind diese nur gering magnetisch, so dass es

außerdem erforderlich ist, die Wärmeeinbringung in die Beschichtung zu

minimieren und dadurch die thermisch induzierten Eigenspannungen und die

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

135


Neigung zum frühzeitigen Ablösen der Beschichtung zu reduzieren. Der

experimentelle Aufbau des thermischen Lichtbogenspritzprozesses ist in Abb. 2

(links) dargestellt. Der verwendete Gleichstromelektromagnet, welcher sich hinter

einem Schutzblech (Blechstärke 1 mm) und dem Substrat befindet, hat eine

maximale Haltekraft von 1,3 kN. Die verwendeten Parameter und Parametereinstellungen

sind in Tab. 1 aufgelistet. Der Spritzkopf wurde während der

Beschichtung auf einer mäanderförmigen Bahn (7 x 410 mm x 10 mm) verfahren.

Parameter Parameter Einstellungen

Substratwerkstoff Stahl (C45) Aluminium (AW2007)

Substratvorbehandlung ungestrahlt gestrahlt

Substratoberfläche entfettet benetzt mit Mineralöl

Temperatur des Substrats Raumtemperatur vorgewärmt auf 120°C

Spritzabstand 100 mm 200 mm

Primärgas / Zerstäubergas 0,2 MPa 0,6 MPa

Sekundärgas nicht verwendet 0,2 MPa

Substratrückkühlung nicht verwendet 0,2 MPa

Lichtbogenstrom 200 A 260 A

Elektromagnet nicht verwendet verwendet

Verfahrgeschwindigkeit 12.000 mm min -1

Anzahl der Spritzüberläufe 2 bis 4

30.000 mm min -1

Tab. 1: Parameter und Parametereinstellungen zur Untersuchung des Beschichtungsprozess

Die Untersuchungen zeigen, dass eine ungestrahlte Substratoberfläche zur

Minimierung der mechanischen Verklammerung zwischen Substrat und Beschichtung

erforderlich ist. Ein Spritzabstand von 200 mm ist empfehlenswert, um

die induzierten thermischen Eigenspannungen zu reduzieren. Zur Vermeidung

einer Zerstörung der Beschichtung während des Spritzprozesses aufgrund zu

hoher kinetischer Energien, sollte der Zerstäubgasdruck niedrig gewählt werden.

Die Anzahl der Überläufe ist ohne Abkühlphase zwischen zwei Beschichtungsprozessen

auf drei limitiert. Zur Verringerung eines zu großen Temperaturgradienten

erweist sich die Vorwärmung des Substrats auf 120°C als günstig. Zur

Erweiterung des relativ kleinen Prozessfensters des Beschichtungsprozess sind

der Einsatz des Elektromagneten und die Benetzung des Substrates mit Mineralöl

unbedingt notwendig. Die anderen untersuchten Parameter wie Sekundärgas,

Lichtbogenstrom etc. sind zur Herstellung zerstörungsfrei ablösbarer Schichten

weniger relevant, können aber zur Beeinflussung und Einstellung unterschiedlicher

Schichtparameter dienen. Eine erfolgreich nach diesem Verfahren hergestellte

Reibbacke ist in Abb. 2 (rechts) dargestellt. Die Rauhigkeit liegt bei Rz = 11,3.

136 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


3.2 Tribologie

Zur Bestimmung der tribologischen Eigenschaften der hergestellten beschichteten

Oberflächen wurden am Institut für Umformtechnik und Leichtbau Flachstreifenzugversuche

unter Variation der Ziehgeschwindigkeit, der Flächenpressung, der

Schmierstoffe und der Blechwerkstoffe durchgeführt. Stellvertretend für das

verwendete Reibbackenpaar ist eine beschichtete Reibbacke in Abb. 2 (rechts)

dargestellt. Als Referenz dient ein unbeschichtetes, geschliffenes Reibbackenpaar

(Rz = 4) aus C60. Die Reibzahlen werden unter der Annahme des COULOMBschen

Reibungsgesetzes bestimmt.

Abb. 3: Reibzahlen in Abhängigkeit von Flächenpressung, Ziehgeschwindigkeit und Blechwerkstoff

Ein Ausschnitt der ermittelten Reibzahlen bei Verwendung eines Schmieröls

(Iloform PN226) ist in Abb. 3 dargestellt. Bei den variierten Parametern hat die

Flächenpressung vor allem bei Verwendung des beschichten Reibbackenpaars den

geringsten bis nahezu keinen Einfluss auf die Reibzahlen. Deutlicher ist der

Einfluss der eingesetzten Blechwerkstoffe. Bei den beschichteten Reibbacken

werden hier Unterschiede in der Reibzahl bis zu 30 % erreicht. Den größten

Einfluss auf die Reibzahlen hat allerdings die Ziehgeschwindigkeit. Je höher diese

ist, desto geringer sind die ermittelten Reibzahlen. Die Unterschiede in den

Reibzahlen bei niedrigen Geschwindigkeiten (10 mm s -1 ) zu denen bei hohen

Geschwindigkeiten (100 mm s -1 ) liegen im Falle der beschichteten Reibbacken bei

rund 21 % (DC04) bis hin zu 48 % (H240LA). Bei den niedrigen Ziehgeschwindigkeiten

sind die Reibzahlen nahezu unabhängig vom verwendeten Blech- und Reibbackenwerkstoff.

Überdies zeigen die direkt vergleichbaren Reibpaarungen

beschichtete Reibbacke / DC04 bzw. Referenzreibbacke C60 / DC06 hinsichtlich

des Einflusse der Ziehgeschwindigkeit nahezu die gleiche Charakteristik. Mittels

der beschichteten Reibbacken können jedoch bei diesem Vergleich insgesamt

geringere Reibzahlen erreicht werden. Bei den Untersuchungen unter Verwendung

eines Trocken-Gleitfilms (Gleitmo 2345V) zeigen die Reibzahlenverläufe

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

137


untereinander signifikant unterschiedliche Charakteristiken, Abb. 4. Im Gegensatz

zu der Verwendung eines Schmieröls hat die Flächenpressung einen deutlichen

höheren Einfluss, welcher in Abhängigkeit der Reibbacken- und Blechwerkstoffe

nur unwesentlich geringer als der Einfluss der Ziehgeschwindigkeit ist. Die

Charakteristik der ermittelten Reibzahlen ist bei Verwendung der beschichteten

Reibbacken gegenüber dem Einsatz der Referenzreibbacken aus C60 deutlich

verschieden. Durch den Einsatz des Trocken-Gleitfilms können im Falle der C60

Reibbacken deutlich niedrigere Reibwerte als beim Einsatz des Schmieröls – außer

bei einer Flächenpressung von 2 MPa – erreicht werden. Bei den beschichteten

Reibbacken ist es der umgekehrte Fall. Dies könnte an den höheren Rauhigkeiten

und Porositäten der beschichteten Reibbacken gegenüber den Referenzreibbacken

und den fehlenden hydrodynamischen Effekten bei Einsatz des Trocken-Gleitfilms

liegen. Im Falle der beschichteten Reibbacken variieren die Verläufe der

Reibzahlabnahme in Abhängigkeit der Blechwerkstoffe deutlich und weisen im

Gegensatz zum Schmieröleinsatz auch bei niedrigen Ziehgeschwindigkeiten

signifikant unterschiedliche Reibwerte auf. Aufgrund der besseren Homogenität der

Reibzahlenverläufe der beschichteten Reibbacken bei Verwendung des Schmieröls

anstellte des Trocken-Gleitfilms, ist der Einsatz des Schmieröls im Falle der

beschichteten Reibbacken vorzuziehen.

Abb. 4: Reibzahlen in Abhängigkeit von Flächenpressung, Ziehgeschwindigkeit und Blechwerkstoff

3.3 Hintergussmaterialien

Durch die Beimengung von gemahlenen Kohle- und Glasfasern kann die Elastizität

sowie die Festigkeit des eingesetzten Epoxidharzes (L10-EPH105) signifikant

beeinflusst werden, Abb. 5 (oben). Durch eine Erhöhung des Füllstoffgehalts steigt

hierbei der Elastizitätsmodul an. Der Gehalt der Beimengung ist in Abhängigkeit

des Füllstoffes begrenzt und liegt bei den gemahlenen Fasern bei rund

16% (Kohlefaser) bzw. 35% (Glasfaser). Bei höheren Füllgraden wird das Gemisch

138 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


für eine einwandfreie Verarbeitung zu zähflüssig. Eine weitere Steigerung des

E-Moduls und der Festigkeit kann durch die Verwendung von Aramidgewebe

erreicht werden. Mittels 4 bzw. 12-lagigem Aramidgewebe bei einem Probenquerschnitt

von 4x10 mm² konnte ein E-Modul von 5,9 GPa bzw. 14 GPa bei einer

Festigkeit von rund 110 MPa bzw. 275 MPa erzielt werden.

Abb. 5: Oben: Kennwerte Werkzeugwerkstoffe Unten: Matrizendeformation während der Umformung

Die Auswirkungen unterschiedlicher Polymerkonfigurationen auf die Werkzeugnachgiebigkeit

ist in Abb. 5 (unten) dargestellt. Die Hutgeometrie basiert auf dem

NUMISHEET’93 Benchmark. Weitere Daten zum Aufbau des FEM-Modells befinden

sich in [12]. Die höchsten Werkzeugdeformationen treten im Bereich des Ziehrings

auf, da hier die größten Flächenpressungen erreicht werden. In diesem Bereich ist

die Werkzeugnachgiebigkeit der Matrize aus reinem Epoxidharz wesentlich höher

als die aus konventionellem Stahl, kann aber deutlich durch den Füllstoff und

dessen Gehalt verringert werden. Eine weitere Möglichkeit ist durch die Verwendung

einer 4 mm dicken 12-lagigen Randschicht aus Aramidgewebe gegeben,

wodurch trotz Basiskörper aus reinem Epoxidharz sich ähnliche maximale

Verschiebungen wie bei den Kohlefasern mit maximalem Füllgehalt ergeben.

4 Zusammenfassung und Ausblick

Die Untersuchungen zeigen, dass indirekt thermisch gespritzte WC-Co

Beschichtungen erfolgreich hergestellt werden können. Das Prozessfenster ist

hierbei relativ klein, kann jedoch durch den Einsatz von Elektromagneten und einer

Substratbenetzung mit Mineralöl erweitert werden. Weiterer Forschungsbedarf

besteht nun in der indirekten Beschichtung von komplexeren Geometrien und

makroskopisch strukturierten Negativformen angepasst auf den Tiefziehprozess.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

139


Mittels indirekt beschichteter Reibbacken können sowohl weiche Tiefziehstähle

(DC04) als auch höherfeste Blechwerkstoffe wie DP600 und TRIP700 im

Flachstreifenziehversuch gezogen werden. Die ermittelte Charakteristik der

Reibzahlenverläufe beim Einsatz der beschichteten Reibbacken ist ähnlich derer

bei der Verwendung der Referenzreibbacken aus C60. Weiterführende Langzeitstudien

sollen tiefere Erkenntnisse zur Standzeit der Beschichtung liefern.

Durch unterschiedlichen Füllstoffgehalt gemahlener Kohle- und Glasfaser können

die Werkstoffkennwerte des eingesetzten Polymerwerkstoffs und somit die Werkzeugnachgiebigkeiten

und –festigkeiten signifikant beeinflusst werden. Eine weitere

Option zur Modifizierung der Werkzeugsteifigkeit ist die Verwendung von

Gewebematten aus Aramid in Randbereichen des Werkzeugs. Steifigkeiten wie

beim Einsatz von Stahl können zwar nicht erreicht werden, so dass nachfolgende

Untersuchungen eine entsprechende Werkzeugkompensation zum Schwerpunkt

haben. Der Einsatz der Polymerwerkstoffe hat allerdings das Potenzial, gezielt

unterschiedliche Steifigkeiten in vergleichsweise leichte Tiefziehwerkzeuge zu

generieren und diese für eine Erweiterung der Prozessgrenzen zu verwenden.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literaturverzeichnis

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IDDRG International Conference (2008)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

141


142 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


SIMULATION RÜCKFEDERUNGSBEDINGTER FORMABWEICHUNGEN AM

BEISPIEL DES HUTPROFILZIEHENS

M. Gösling 1 , H. Kracker 2 , A. Brosius 1 , A.E. Tekkaya 1 , U. Gather 2

1 Institut für Umformtechnik und Leichtbau, TU Dortmund

2 Institut für mathematische Statistik und industrielle Anwendungen, TU Dortmund

Kurzfassung

In diesem Artikel wird die Finite-Element-Simulation rückfederungsbedingter

Formabweichungen am Beispiel des Hutprofilziehens untersucht. Dabei werden

sowohl numerische als auch physikalische Einflussgrößen betrachtet. Für die

numerischen Parameter wird ein Ansatz vorgestellt um Rückfederungs-

Simulationen durch Methoden der statistischen Versuchsplanung und –auswertung

zu analysieren. Auf Basis statistischer Modelle, die die numerischen Einflüsse auf

das Simulationsergebnis beschreiben, wird eine Diskretisierung mit hoher

Vorhersagegüte und kleiner Rechenzeit gewählt. Für die Untersuchung des

Einflusses physikalischer Parameter werden anschließend sowohl Experimente als

auch Simulationen herangezogen. Dabei werden die Einflüsse von Ziehradius,

Niederhalterkraft und Ziehtiefe auf die Genauigkeit von Rückfederungsvorhersagen

bei unterschiedlichen Verfestigungsmodellen verglichen.

Stichwörter: FEM, statistische Methoden, Rückfederung

1 Einleitung

Rückfederungsbedingte Formabweichungen stellen eines der wichtigsten Probleme

bei der Herstellung von tiefgezogenen Blechformteilen dar. Durch die Rückfederung

entstehen Formabweichungen, die durch aufwändiges Nacharbeiten und

Ändern der Umformwerkzeuge kompensiert werden. Besonders vor dem Hintergrund

beschichteter Werkzeuge ist die Frage nach Rückfederungseffekten deshalb

von großer Bedeutung, da manuelle Nacharbeiten an Werkzeugen mit aufgebrachten

hartstoff- bzw. keramikhaltigen Schichtsystemen nur noch eingeschränkt

möglich sind.

Deshalb ist es das Ziel des C3 Projektes, die kostenintensiven und manuellen

Nacharbeiten an Tiefziehwerkzeugen im Vorfeld der Fertigung zu reduzieren. Dazu

sollen Rückfederungen mithilfe der Finite-Element-Methode (FEM) vorhergesagt

und kompensiert werden.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

143


Die Finite-Element-Methode hat sich als unverzichtbare Werkzeuge in der

Umformtechnik etabliert. Sie wird beispielsweise zur Auslegung, Analyse,

Optimierung und Entwicklung von Umformprozessen angewendet und erreicht

z.B. bei der Vorhersage von Dehnungszustand und Blechreißern zufrieden

stellende Ergebnisse [1, 2].

Um die FEM auch zur Rückfederungskompensation einsetzen zu können, müssen

die Rückfederungen ebenfalls ausreichend genau vorhergesagt werden können.

Deshalb werden in diesem Artikel Vorhersagen von Rückfederungen mithilfe der

FEM und deren Genauigkeit untersucht. Prinzipiell ist die Vorhersage-Genauigkeit

einer FE-Simulation durch vereinfachende Modellannahmen wie z.B. dem

Materialmodell [3,4] und durch die Wahl numerischer Parameter wie z.B. der

Elementgröße beschränkt [5,6].

Deshalb wird im ersten Teil dieses Artikels der Einfluss numerischer Parameter

untersucht. Dazu wird eine statistisch basierte Methode vorgeschlagen, um

numerische Parameter optimal einzustellen. Im zweiten Teil wird dann die Genauigkeit

von Rückfederungsvorhersagen untersucht und vor dem Hintergrund

unterschiedlicher Verfestigungsmodelle bewertet.

2 Numerische Studie

Die Untersuchung numerischer Einflüsse auf die Rückfederungs-Simulation wird

am Beispiel des so genannten Hutprofilziehens durchgeführt. Hierbei wird ein

Blechstreifen durch einen Streckbiegeprozess zu einem U-förmigen Profil mit

Flansch (Hutprofil) umgeformt. Der prinzipielle Prozessaufbau ist in Abb. 1 (links)

dargestellt.

Abb. 1: Hutprofilziehen

Nach der Umformung entspricht das Bauteil aufgrund von Rückfederungen nicht

der Soll-Geometrie. Zur Beschreibung dieser Rückfederung wird der Flanschwinkel

θ2 verwendet (siehe Abb. 1 (rechts)).

144 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Die numerische Simulation des Prozesses wird mithilfe der kommerziellen Software

Abaqus-Standard durchgeführt. Dazu wird das Blech mithilfe von Plane-Strain-

Volumenelmenten modelliert. Die Diskretisierung bzw. Elementkantenlänge soll

durch statistische Modellierungstechniken ausgewählt werden. Dazu werden

Simulationen mit unterschiedlichen Elementkantenlängen (EKL1 und EKL2, vgl.

Abb. 2) durchgeführt, die entsprechend eines zentral-zusammengesetzten

Versuchsplans variiert werden.

Abb. 2: FE-Modell

Die Zielgrößen Winkel und Rechenzeit werden als deterministische Funktionen

yW(x) und yR(x) in Abhängigkeit des Vektors x der Elementkantenlängen -

x=(EKL1,EKL2) T - betrachtet. Jede Zielgröße wird als zufällig aufgefasst und diese

Zufallsvariable Y(x) durch ein Kriging Modell modelliert [7]:

Y ( x) = β 0 + β1x1

+ β2x

2 + Z(x)

.

Die Modellgleichung besteht also aus einem einfachen linearen Modell mit

Parametervektor β=(β0,β1,β2) T . Für den Fehlerterm wird im Gegensatz zum linearen

Modell ein Gauß-Prozess Z(x) mit anisotroper Gaußscher Korrelationsfunktion und

Prozessvarianz σ 2 verwendet. Diese Modellannahme lässt sich so interpretieren,

dass die Zielgröße normalverteilt und für zwei benachbarte Punkte sehr ähnlich ist.

Dadurch werden die Beobachtungen durch die Vorhersagen des Modells

interpoliert. Neben einfachen Vorhersagen liefert das Modell auch Informationen

über die Unsicherheit an einem Punkt. Diese ist an den Beobachtungen gleich Null.

Für die Modellierung von deterministischen FE-Simulationen ist das Modell

besonders geeignet und verbreitet. Für Extrapolationen auf andere

Parameterbereiche eignet sich dieses Modell in der Regel nicht.

Die Vorhersagefunktionen für die untersuchten Zielgrößen mit je 10

Beobachtungen werden in Abb. 3 visualisiert. Wie erwartet, streben die simulierten

Rückfederungen mit steigender Diskretisierung einem Grenzwert entgegen,

während die Rechenzeiten mit steigender Diskretisierung zunehmen.

Im nächsten Schritt werden geeignete Elementkantenlängen gesucht, für die die

Vorhersage noch ausreichend genau, aber die dabei benötigte Rechenzeit

möglichst klein ist.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

145


Abb. 3: Statistisches Vorhersagemodell mit n = 10 Beobachtungen

Deshalb wird ein optimales Ergebnis wie folgt definiert:

(1) Der Flanschwinkel θ2 soll um weniger als 2% vom „besten“ Resultat (feinste

Diskretisierung: EKL1 = 0,1 mm, EKL2 = 0,2 mm) abweichen und

(2) unter dieser Bedingung soll die Rechenzeit möglichst klein sein.

(3) Um ein robustes Ergebnis gegenüber kleinen Änderungen zu erreichen, soll die

Bedingung (1) zusätzlich in einer Umgebung (Ellipse, in jede Richtung 10% des

eindimensionalen Parameterbereichs abdeckend) des optimalen Punktes mit

großer Wahrscheinlichkeit erfüllt werden.

Anhand des aufgestellten statistischen Modells werden 5 weitere Simulationen im

Hinblick auf die Optimierung sequentiell durchgeführt und anschließend wird die

Modellierung verfeinert. Die Vorhersagefunktionen mit 15 Simulationen sind in

Abb. 4 dargestellt. Die Optimierung nach den zuvor festgelegten Kriterien, liefert

das Optimum für EKL1 = 0,167 mm und EKL2 = 0,5 mm.

Abb. 4: statistisches Vorhersagemodell mit n=15 Simulationen

146 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


3 Experimentelle Verifizierung

Die vorgestellten Simulationen werden im Folgenden experimentell verifiziert. Dazu

wird das in Abb. 5 dargestellte Werkzeug-System verwendet.

Abb. 5: Werkzeug-System

Das Werkzeug-System besteht aus einer Matrize, einem Niederhalter und einem

Stempel, wobei alle Wirkflächen austauschbar sind. Dadurch ist es möglich, Profile

in unterschiedlichen Breiten und mit unterschiedlichen Radien herzustellen. Hier

werden sieben Experimente mit unterschiedlichen Ziehtiefen,

Niederhalterpressungen und Werkzeugradien durchgeführt, wobei jeder Parameter

nur einzeln variiert wird und jedes Experiment dreimal wiederholt wird. Als

Werkstoff wird ein DC06 in 1mm Blechdicke verwendet. Die in den Simulationen

verwendeten Materialkennwerte werden in Zugversuchen ermittelt. Die Reibzahl

wird mithilfe von Stempelkraft-Messungen analytisch abgeschätzt und mit

Streifenziehversuchen (C1-Projekt) abgeglichen (µ=0,13). Die beobachteten

Flanschwinkel und zugehörigen Simulationsergebnisse sind in Abb. 6 dargestellt.

Abb. 6: Vergleich von Simulation und Experiment

Bei den Simulationen werden ein isotropes und ein kinematisches

Verfestigungsmodell verwendet. Beim isotropen Verfestigungsmodell wird ein

gleichmäßiges Aufweiten der Fließortkurve und beim kinematischen

Verfestigungsmodell eine Translation der Fließfläche im mehrachsigen

Spannungsraum modelliert.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

147


Insgesamt werden die Rückfederungen durch das isotrope Verfestigungsmodell

besser vorhergesagt als durch das kinematische Verfestigungsmodell. Beim

isotropen Verfestigungsmodell werden die Rückfederungen eher überschätzt und

beim kinematischen Verfestigungsmodell eher unterschätzt. Für kleine Ziehtiefen

und hohe Niederhalterpressungen kann eine gute Vorhersage gemacht werden,

wenn ein isotropes Verfestigungsmodell verwendet wird. Eine unzureichende

Vorhersage liegt bei kleinen Ziehradien vor.

Die unzureichenden Rückfederungsvorhersagen werden auf die fehlende

Berücksichtigung des Bauschinger Effektes zurückgeführt, der die Reduzierung der

Fließspannung durch eine vorangegangene entgegen gesetzte Belastung

beschreibt. Anschaulich ausgedrückt, tritt entgegen der Belastungsrichtung eine

Entfestigung auf. Fast alle metallischen Werkstoffe zeigen bei einer Umkehr der

Belastungsrichtung einen mehr oder weniger ausgeprägten Bauschinger-Effekt.

Dieser Effekt tritt im Tiefziehprozess z.B. beim Hin- und Zurückbiegen am

Ziehradius auf. Bei kleinen Ziehradien ist der Einfluss des Bauschinger Effektes

von größerer Bedeutung, da größere Spannungen beim Hin- und Zurückbiegen

auftreten.

Das experimentelle Ergebnis bei kleinem Ziehradis kann weder durch das isotrope

noch durch das kinematische Verfestigungsmodell mit ausreichender Genauigkeit

vorhergesagt werden, da das isotrope Verfestigungsmodell den Bauschinger-Effekt

gar nicht berücksichtigt und das kinematische Verfestigungsmodell einen zu

starken Bauschinger-Effekt modelliert. Deshalb werden weitere Simulationen mit

einem kombiniert isotrop-kinematisches Verfestigungdmodell durchgeführt [8,9].

Dabei werden die dafür notwendigen Materialkennwerte in Anlehnung an [10]

abgeschätzt, wobei davon ausgegangen wird, dass der Anteil der kinematischen

Verfestigung ca. 18% beträgt. In Abb. 7 sind die Ergebnisse dieser Simulationen

dargestellt.

Abb. 7: Vergleich von Experiment und Simulation mit kombinierter Verfestigung

Die Verwendung des kombiniert isotrop-kinematischen Verfestigungsmodell führt

zu einer Verbesserung der Rückfederungsvorhersagen. Vor allem bei kleinen

Ziehradien kann eine deutliche Verbesserung der Vorhersage-Genauigkeit erzielt

148 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


werden. Allerdings wird das Experiment noch nicht mit ausreichender Genauigkeit

vorhergesagt. Weitere Verbesserungen sind durch weitere Experimente zur

Identifikation von Materialparametern und durch die Verwendung weiterentwickelter

Verfestigungsmodelle möglich [11].

4 Zusammenfassung und Ausblick

Die Genauigkeit von Rückfederungsvorhersagen wird von verschiedenen Faktoren

beeinflusst. Auf der einen Seite beeinflussen numerische Einfluss-Parameter wie

die Diskretisierung das Simulationsergebnis. Auf der anderen Seite können

physikalische Modellannahmen wie das Materialmodell die Genauigkeit von

Rückfederungsvorhersagen verbessern.

In diesem Artikel wurde ein Ansatz vorgestellt, um den Einfluss von numerischen

Parametern durch statistische Prognose-Modelle zu beschreiben und um auf deren

Basis optimale Parametereinstellungen zu bestimmen. Dieser Ansatz wurde zur

Bestimmung einer optimalen Diskretisierung beim Hutprofilziehen angewendet.

Außerdem wurde die Genauigkeit der Rückfederungsvorhersagen bei sich

verändernden physikalischen Einflussparametern und unterschiedlichen

physikalischen Modellannahmen untersucht. Als physikalische Einflussparameter

wurden die Ziehtiefe, die Niederhalterkraft und der Ziehradius variiert. Dabei

konnte gezeigt werden, dass insgesamt ein einfaches isotropes

Verfestigungsmodell für den hier verwendeten Werkstoff DC06 bereits gute

Ergebnisse liefert. In einigen Fällen wie z.B. bei kleinen Ziehradien kann ein

kombiniert isotrop-kinematisches Verfestigungsmodell das Simulationsergebnis

deutlich verbessern. Allerdings scheint auch dieses Werkstoffmodell das

Werkstoffverhalten noch nicht gut zu beschreiben, sodass keine zufrieden stellende

Rückfederungsvorhersage für jeden Fall gemacht werden kann.

In Zukunft werden die Arbeiten sich zunächst auf die experimentelle Ermittlung von

Materialkennwerten zur Beschreibung des Bauschinger Effektes konzentrieren. Im

nächsten Schritt werden die Arbeiten auf komplexere Bauteile und weitere

Werkstoffe erweitert. In diesem Zusammenhang werden die Untersuchungen auch

die Kompensation rückfederungsbedingter Formabweichungen beinhalten.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

149


5 Literatur

[1] Roll, K.; Altan, T.; Tekkaya, A.E.; Hermann, M.: Virtuelle Umformtechnik.

Umformtechnik 2000 Plus (1999) 255-274

[2] Roll, K.; Lembke, K.; Wiegand, K.: Possibilities and Strategies for

Simulations and Compensations for Springback. Proceedings of the

Numisheet (2005) 295 – 302

[3] Duffett, G.; Wyler, R.; De la Cruz, C.: Material Hardening Model

Sensitivity in Springback Predictions. Proceedings of NUMISHEET

Conference (2001) 85-90

[4] Gösling, M.; Brosius, A.; Tekkaya, A. E.: Study on the accuracy of

springback predictions by finite element analysis. Proceedings of

NUMISHEET Conference (2008) 509-513

[5] Lee, S.W.; Yang, D.Y.: An assessment of numerical parameters

influencing springback in explicit finite element analysis of sheet metal

forming process. Journal of Materials Processing Technology, 80-81

(1998) 60-67

[6] Gösling, M.; Kracker, H.; Brosius, A.; Gather, U.; Tekkaya, A.E.: Study

of the influence of input parameters on a springback prediction by FEA.

Proceedings of the IDDRG (2007)

[7] Santner, T.; Williams, B.; Notz W.: Design and Analysis of Computer

Experiments. (2003)

[8] Armstrong, P.J.; Frederick, C.O.: A Mathematical Representation of the

Multiaxial Bauschinger Effect. Report RD/B/N 731, Central Electricity,

Generating Board Berkeley Nuclear Laboratories (1966)

[9] Lemaitre, J.; Chaboche, J.-L.: Mechanics of Solid Materials. Cambridge

University Press (1985)

[10] Bouvier, S., Teodosiu, C., Maier, C., Banu, M., Tabacaru, V.: Selection

and identication of elastoplastic models for the materials used in the

benchmarks. 18-Months Progress Report of the Digital Design Systems

(3DS) (2001)

[11] Yoshida, F.; Uemori, T.; Abe, S.; Hino, R.: A model of large-strain cyclic

plasticity and its numerical simulation applications to springback

prediction and compensation. Proceedings of NUMISHEET Conference

(2008) 19-24

150 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

151


152 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Spanende Bearbeitung und Simulation von

Formwerkzeugen und Schichtsystemen

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

153


154 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


SIMULATIONSGESTÜTZTES SCHLEIFEN FREI GEFORMTER,

BESCHICHTETER OBERFLÄCHEN MIT HILFE

ANGEPASSTER SCHLEIFSTIFTE

H. Blum 1 , D. Biermann 2 , H. Kleemann 1 , T. Mohn 2

1 Lehrstuhl für Wissenschaftliches Rechnen, TU Dortmund

2 Institut für Spanende Fertigung, TU Dortmund

Kurzfassung

Das Forschungsvorhaben behandelt die schleiftechnologische Bearbeitung

beschichteter Oberflächen. Aufbauend auf der experimentellen und simulativen

Analyse dreiachsiger Prozesse sollen die Grundlagen zur fünfachsigen Bearbeitung

frei geformter hartstoffbeschichteter Umformwerkzeuge gelegt werden.

Stichwörter: Schleifen, Strukturierung, Schleifstifte, Simulation, FEM,

Zweikörperkontakt, Reibung, Werkzeugführung

1 Experimentelle Arbeiten

1.1 Durchführung

Im Arbeitspunkt 2 des Teilprojektes soll ein grundsätzliches Prozessverständnis für

die Besonderheiten des Schleifens thermisch gespritzter Schichten auf

Bearbeitungszentren erarbeitet werden. Ein weiteres Ziel des Arbeitspunktes stellt

die Auswahl eines oder mehrerer Werkzeugkonzepte hinsichtlich Korn und Bindung

dar, die zur Nachbearbeitung und Oberflächenstrukturierung des beschichteten

Blechumformwerkzeuges Verwendung finden sollen. Hierzu sind umfangreiche

Untersuchungen der verwendeten Werkzeuge unterschiedlichen Typs des

Prozessverhaltens für die Eingriffsbedingungen beim Planeinstechschleifen sowie

für die bearbeiteten Proben erfolgt, die im Rahmen der Kooperation im

Sonderforschungsbereich durch das Teilprojekt A1 zur Verfügung gestellt wurden.

Vorgehensweise

Erste Untersuchungen mit galvanisch belegten Diamantwerkzeugen, die zur

Inbetriebnahme des Versuchsstandes und zum grundsätzlichen Nachweis der

zerstörungsfreien Schleifbarkeit der Beschichtungen dienten, wurden im

vorangegangenen Kolloquium bereits dargestellt. Diese Untersuchungen wurden

unter Verwendung statistischer Versuchsplanung fortgesetzt, wobei für jede

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

155


Versuchsreihe ein auf dem DACE-Prinzip [1] beruhender Versuchsplan unter

Variation von Schnittgeschwindigkeit, Vorschubgeschwindigkeit, Schnitttiefe und

Korngröße sowie Gleich-/Gegenlauf abgearbeitet wurde, der je 40 Versuche

umfasste. Zur Vergleichbarkeit wurde ein identischer Plan ebenfalls für die weiteren

Werkzeugkonzepte angewandt. Die Komplexität des Schleifprozesses wurde hierzu

hinsichtlich des verwendeten Werkzeugkonzeptes in den umfangreichen

Versuchsreihen gesteigert.

Methoden

Alle Untersuchungen mit Schleifstiften wurden im Planumfangeinstechschleifen

ohne Ausfeuern und Oszillation mit drei bis fünf Überschliffen durchgeführt, um

eine gute analytische Beschreibung der Eingriffsverhältnisse und

Prozesskenngrößen zu ermöglichen. Die Versuche fanden jeweils für den Gleichwie

auch den Gegenlauf unter Verwendung von Emulsion als KSS statt. Die

Ergebnisse hieraus stehen für den Aufbau der Datenbasis zum Prozessverhalten

(AP 4) zur Verfügung. Hierzu wurde eine entsprechende Modellierung der

auftretenden Prozesskräfte und Oberflächenkennwerte in Abhängigkeit von den

Bearbeitungsparametern für die unterschiedlichen Werkzeug-

Beschichtungskombinationen vorgenommen.

Die verwendeten Werkzeuge und Proben wurden mikroskopisch und

rasterelektronenmikroskopisch untersucht. Der Werkzeugdurchmesser der

verwendeten Schleifwerkzeuge wurde zunächst auf einem

Werkzeugvoreinstellgerät ermittelt. Für die abrichtbaren keramisch gebundenen

Werkzeuge wurde er nach dem ersten Abrichtprozess aus Abrichtbetrag und

Ausgangsdurchmesser berechnet. Zur Bestimmung der Oberflächenkennwerte der

erzeugten Oberflächen kam darüber hinaus ein konfokales Weißlichtmikroskop

zum Einsatz. Dem Einsatz galvanisch belegter Diamantwerkzeuge folgten

Untersuchungen zu galvanisch belegten CBN-Schleifstiften. Aufgrund der

Ergebnisse dieser Untersuchungen wurde bei keramisch gebundenen Werkzeugen

CBN als Schneidstoff gewählt.

1.2 Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen

Einfluss des Bindungssystems und der Kornart

Der Einsatz galvanisch gebundener Diamantwerkzeuge bedingt aufgrund des

einsatzscharfen Auslieferungszustandes solcher Werkzeuge einen geringen

Aufwand in der Werkzeugvorbereitung, da kein Abrichten der Werkzeuge

notwendig, bzw. möglich ist. Gleichzeitig verhindert die fehlende Abrichtmöglichkeit

eine hinreichende Einsatzvorbereitung der Werkzeuge, was in geringer

Reproduzierbarkeit der Prozessergebnisse resultiert. Des Weiteren bedingt das

galvanische Bindungskonzept, also die Belegung eines Werkzeuggrundkörpers mit

156 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


einer einzigen Kornschicht, die durch eine hochfeste Nickelschicht angebunden ist,

einen hohen und differierenden Kornüberstand. Hierdurch üben einzelne stark

exponierte Körner hohen Einfluss auf die Oberflächenqualität aus [2] (Abbildung

1), was insbesondere zu hohen und stark streuenden Werten für die gemittelte

Rautiefe Rz führt (Abbildung 2).

Abb. 1: Einfluss des Kornüberstandes auf die Rautiefe beim Schleifen mit galvanisch

belegten Werkzeugen (Quelle: Stuckenholz / Marschalkowski)

Darüber hinaus lassen sich Rundlauffehler der Werkzeuge nicht durch ein

Abrichten beheben. Der Werkzeugsdurchmesser wurde daher auf dem

verwendeten Werkzeugvoreinstellgerät als lineares Mittel zwischen dem

gemessenen maximalen und minimalen Durchmesser ermittelt.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

157


Rz

a e

Parameter:

Werkzeugkonzept: CBN, galvanisch Werkstoff: Duramat AS 812

Korngröße: d kg=91 µm lichtbogengespritzt

Abb. 2: Gemittelte Rautiefe Rz in Abhängigkeit von Zustellung und Schnittgeschwindigkeit

Für eine Einsatzvorbereitung der Werkzeuge – beispielsweise durch einen

Touchdressingprozess – würde sich der Einsatz eines geeigneten

Anschnitterkennungssystems auf Basis von AE-Sensorik empfehlen [3], das für die

Projektdurchführung derzeit nicht zur Verfügung steht. Da sowohl für den Einsatz

von galvanisch gebundenen Werkzeugen mit Diamantkorn wie auch mit CBN-Korn

in rasterelektronischen Untersuchungen kein signifikanter Kornverschleiß

festgestellt werden konnte, wurde für die Untersuchungen mit keramisch

gebundenem Werkzeug das CBN-Korn als Schneidstoff ausgewählt.

Dieses verspricht eine gegenüber dem Diamantkorn verbesserte Abrichtbarkeit mit

einem rotierenden Diamantabrichtwerkzeug und einen geringen Verschleiß der

hierzu verwendeten kostenintensiven Formrolle. Das Abrichten dieser Schleifstifte

erfolgte mittels der beschafften rotierenden Abrichtvorrichtung. Die

Implementierung des Abrichtprozesses setzte eine genaue Positionierung der

Abrichtrolle im Maschinenkoordinatensystem voraus. Diese wurde durch die

Montage der Vorrichtung auf einer auf der Oberseite geschliffenen und an den

Seitenflächen schlichtgefrästen Halterung, die hierzu am ISF angefertigt wurde,

gewährleistet. Nach Vermessen der Halterung samt der montierten Abrichtspindel

auf einer Koordinatenmessmaschine wurde die Position der Halterung und damit

158 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

v c


der Abrichtrolle im Maschinenraum durch den internen Messtaster der Maschine

bestimmt. Vor dem ersten Abrichtprozess erfolgte darüber hinaus ein manuelles

Ankratzen der Formrolle an das Werkzeug. Das Abrichten erfolgte vor jedem

Versuch bei der vorgegebenen Schnittgeschwindigkeit mit dem Abrichtverhältnis

qd = 0.8 unter Einsatz von Kühlschmiermittel. Das Abrichten gestaltete sich nach

der Einrichtung des Prozesses in der Maschine weitgehend problemlos.

Grundsätzlich zeigten die abgerichteten Werkzeuge die erwartete Verbesserung

bezüglich der Oberflächenqualität. Auch für dieses Werkzeugsystem stellte sich bei

den geringen Zerspanvolumina, wie sie auch für die vorgesehene lokale

Nachbearbeitung des beschichteten Demonstratorwerkzeuges repräsentativ sind,

kein signifikanter Kornverschleiß ein.

Einfluss der Prozessparameter

Die Auswertung der experimentellen Untersuchungen zeigte grundsätzlich eine

starke Dominanz des Einflusses der Zustellung ae auf die Prozesskräfte und die

erzeugte Oberflächenqualität (Abbildung 3).

F t

a e v f

Parameter:

Werkzeugkonzept: CBN, keramisch Werkstoff: Duramat AS 812

Korngröße: DACE-gemittelt lichtbogengespritzt

Abb. 3: Bezogene Tangentialkraft F’t in Abhängigkeit von Zustellung ae und Vorschubgeschwindigkeit vf

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

159


Eine Erhöhung der Zustellung zeigt für alle verwendeten Werkzeuge wie zu

erwarten einen Anstieg der insgesamt moderaten Bearbeitungskräfte auf. Des

Weiteren begünstigen eine hohe Schnittgeschwindigkeit und ein geringer Vorschub

niedrige Rauheitskennwerte. Diese qualitativen Zusammenhänge wurden für alle

untersuchten Werkzeuge deutlich. Die Erklärung hierfür kann in einer erhöhten

Anzahl wirksamer Schneiden auf jedem Flächenelement des Werkstücks sowie der

geringeren Einzelkornbelastung und äquivalenten Spanungsdicke gesehen werden.

Für hohe Vorschübe und niedrige Schnittgeschwindigkeiten zeigten sich –

insbesondere bei Einsatz der galvanisch gebundenen Werkzeuge bedingt durch

den hohen Kornüberstand – teils periodische Eingriffsmuster auf den

Einzelkornbahnen (Abbildung 4).

Keramische Bindung:

v c = 7 m/s

v f = 50 mm/min

a e = 0,03 mm

d kg = 126 µm

Parameter:

Schnittgeschwindigkeit

Vorschubgeschwindigkeit

Schnitttiefe

Korngröße

Werkstoff: Duromat AS-850

50 mm

Galvanische Bindung:

v c = 5 m/s

v f = 15800 mm/min

a e = 0,02 mm

d kg = 126 µm

GL GG GG

GL

Abb. 4: Periodische Eingriffsspuren für unterschiedliche Werkzeuge und Prozessparameter sowie Gleichlauf

und Gegenlauf

Technologische Perspektiven

Einschränkend ist für alle erfolgten Untersuchungen anzumerken, dass die

Porosität der gespritzten unverdichteten Schichten die Erzeugung qualitativ

hochwertiger Oberflächen grundsätzlich erschwert, so dass sich eine minimale

gemittelte Rautiefe von Rz = 7.3 µm einstellte. Verbesserungen sind hier jedoch bei

Verwendung von verdichteten Schichten und oszillierendem Schleifen mit hohem

160 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Überdeckungsgrad sowie Ausfeuern nach dem Schleifprozess zu erwarten. Auf so

geartete schleiftechnologische Optimierungen wurde im AP 2 jedoch zu Gunsten

der Vergleichbarkeit der unterschiedlichen Werkzeugkonzepte bewusst verzichtet.

Diese werden jedoch im weiteren Projektverlauf im Rahmen der Untersuchungen

zur Ermittlung einer Datenbasis zum 5-achsigen Schleifen mit sphärischen

Werkzeugen (AP4) behandelt.

Zum Abschluss dieses Arbeitspaketes sollen die noch ausstehenden Versuche mit

kunstharzgebundenen Werkzeugen abgeschlossen und für ausgewählte

Werkzeuge die Prozesstemperatur mittels Messung durch Thermoelemente

bestimmt werden.

2 Geometrisch-kinematische Simulation

Die geometrisch-kinematische Simulation wurde in einigen Details verbessert und

erweitert. So stehen nun weitere Werkzeugtypen, wie Torusschleifscheiben,

Halbkugel-, Kugel- und sphärische Schleifstifte, zur Verfügung (Abbildung 5). In

Zusammenarbeit mit Teilprojekt B1 wurde ein geeignetes Dateiaustauschformat zur

Geometrieübergabe an die FEM-Software SOFAR geschaffen. Darüber hinaus

existiert eine Kooperation mit Teilprojekt C4. Im Rahmen einer Studienarbeit wird

hier derzeit der CAD-Datenimport unter Berücksichtigung der optimalen lokalen

Werkstückmodellierung umgesetzt. Derzeit befindet sich darüber hinaus ein NC-

Importmodul für eine CNC-Werkzeugschleifmaschine in Entwicklung, die eine

Nutzung der Simulation auch für Anwendungen über den SFB 708 hinaus

ermöglichen wird.

Abb. 5: Werkzeugtypen für die geometrisch-kinematische Simulation

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

161


3 Mathematische Simulation

Im Rahmen der mathematischen Simulation, werden mit Hilfe der Finite Elemente

Methode die beim Schleifprozess entstehenden Kontaktkräfte vorhergesagt. Dazu

wird zunächst ein statisches Kontaktproblem betrachtet. Die Eingriffsituation und

die Werkstückgeometrie ergeben sich dabei aus der geometrisch-kinematischen

Simulation.

3.1 Formulierung des Kontaktproblems

Die Finite Elemente Simulation soll die beim Schleifprozess auftretenden

Kontaktkräfte ermitteln und die Interaktion von Werkstück und Schleifstift

miteinbeziehen. Dazu wird ein

Zweikörperproblem genutzt, bei dem

der Kontakt zwischen zwei

deformierbaren Körpern betrachtet

wird. Die klassische Formulierung

des Problems ist in Abbildung 5

dargestellt.

Abb. 5: starke Formulierung des Kontaktproblems

Diese Formulierung benötigt eine

punktweise Realisierung der

Kontaktbedingung, welche nur

schwer zu erfüllen ist. Insbesondere

ist eine Formulierung erwünscht, die

das Arbeiten auf nicht zueinander

passenden Netzen im

Kontaktbereich ermöglicht.

Abb. 6: Sattelpunktformulierung

Um dies zu gewährleisten, wird das

Problem als gemischtes Problem

formuliert (s. Abb. 6), in der die Kontaktkräfte über Lagrangesche Multiplikatoren

mitberechnet werden. Die punktweise Kontaktbedingung der starken Formulierung

wird so in eine Integralnebenbedingung überführt [4]. Weiterhin bietet sich diese

Formulierung an, da die Kontaktkräfte zur Berechnung des Abtrags beim Schleifen

benötigt werden.

Zur Diskretisierung wurden bilineare oder trilineare Elemente für die

Verschiebungen und stückweise konstante Elemente für die Lagrangeschen

Multiplikatoren verwendet. Erste Erweiterungen zu reibungsbehafteten

Kontaktmodellen sind bereits durchgeführt worden und in die FEM-Software

SOFAR integriert worden. Für eine ausführlichere Darstellung sei auf [5] verwiesen.

Zur Verifikation der Simulation wurden verschiedene Testbeispiele gerechnet. Da

man insbesondere an den Kontaktkräften interessiert ist, bietet sich als Test ein

162 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Hertzscher Kontakt an. Bei diesem Modellbeispielspiel wird eine Kreisscheibe

gegen eine ebene Fläche gedrückt, wie es auch in Abbildung 9 zu sehen ist. Dabei

lassen sich die auftretenden Kräfte und der Bereich des Kontaktes analytisch

berechnen. Es zeigt sich ein gutes Approximationsverhalten, so dass man die

Multiplikatoren als Näherung für die Kontaktkräfte verwenden kann (s. Abb 7), [5].

Abb. 7: Hertzscher Kontakt Verlauf der Kontaktkräfte (links), relativer Fehler (rechts)

3.2 Einbinden der Datenstrukturen

Das aus der geometrisch-kinematischen Simulation exportierte Finite Elemente

Netz, wird automatisch in das Kontaktproblem eingebunden. Zusätzlich erfordert

die Kopplung mittels der in Abb. 6 aufgeführten Linearform b eine

Zuordnungsvorschrift für die möglichen Kontaktflächen.

Abb. 7: 3d Simulation mit importierten Werkstück und diskretisierten Schleifstift

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

163


Dafür wurde eine allgemeine Projektion entwickelt, die nur aufgrund der FE-Netze

diese Zuordnung realisiert. So ist es möglich das komplette 3d Modell, für beliebige

importierte Geometrien zu rechnen.In Abbildung 8 ist eine 3d Simulation mit aus

der geometrisch-kinematischen Simulation importiertem Werkstück zu sehen,

wobei die Verschiebungen in vertikaler Richtung farbig eingezeichnet sind.

3.3 Schädigungsmodell

Um mögliche durch das Schleifen entstehende Mikrorisse in der Schicht zu

erkennen, wurde das Kontaktmodell um ein homogenisiertes Schädigungsmodell

erweitert, welches in [6] erläutert wird. Dieses Modell beschreibt die Änderung des

Materialverhaltens aufgrund von Mikrorissen. Es wird angenommen, dass der

Prozess ab einer gewissen Startspannung beginnt und mit einer Sättigung von

Rissen endet. Im Wesentlichen erhält man also eine Abhängigkeit des E-Moduls

und der Poisson-Zahl von den im Material auftretenden Spannungen. Die

Prozessparameter sind von der statistischen Verteilung und Größe der in der

Schicht befindlichen Poren abhängig und genügen einer Evolutionsgleichung,

welche das Materialverhalten für die nächste statische Rechnung bestimmt. Mit

Hilfe der Simulation ist es auch möglich die Spannungen an der Schichtgrenze

vorherzusagen, um so ein mögliches Abreißen der Schicht vorherzusagen, siehe

Abbildung 9.

Abb. 8: Spannungssprung an der Schichtgrenze

164 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


3.4 Adaptivität

Das gesamte Modell wurde für adaptive Netze konstruiert, allerdings wurde bisher

als Fehlerschätzer nur der ZZ-Fehlerschätzer verwendet, der für die im Prozess

relevanten Größen nur ungenügende Ergebnisse liefert, da er die

Kontaktbedingungen nicht adäquat auflöst. Hier bietet sich an, vorhandene

Fehlerschätzer für den einseitigen Kontakt mit starrem Hindernis [7] entsprechend

zu erweitern.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literatur

[1] Sacks, J.; Welch, W. J.; Mitchell, T. J.; Wynn, H. P.: Design and

Analysis of Computer Experiments. Statistical Science, 4 (1989)

409-435

[2] Stuckenholz, B.: Das Abrichten von CBN-Schleifscheiben mit kleinen

Abrichtzustellungen. Dissertation RWTH Aachen (1988)

[3] Biermann, D.; Weinert, K.; Marschalkowski, K.; Stuckenholz, B.:

Einschichtig belegte, galvanisch gebundene CBN-Schleifscheiben –

Potenziale nutzen durch Innenrund-Schälschleifen.

IDR - Industrie Diamanten Rundschau, 41 (3) (2007) 50-53

[4] Belgacem, F.B.; Hild, P.; Laborde, P.: Extension of the mortar finite

element method to a variational inequality modelling unilaterlal contact.

Mathematical Models and Methods in Applied Sciences, 9 (1999)

287-303

[5] Blum, H.; Kleemann, H.; Rademacher, A.; Schröder, A.: On Solving

frictional contact problems , Part III: Bilateral contact. Ergebnisberichte

angewandte Mathematik, 378 (2008) www.mathematik.unidortmund.de/lsiii/static/preprintfb.nhtml

[6] Licht, V.; Ernst,E.; Huber,N: Simulation of the Hertzian contact damage

in ceramics. Mod. Sim. Mat. Sc. Engng, 11 (2003) 477-486

[7] Schröder, A.: Fehlerkontrollierte adaptive h- und hp-Finite-Elemente-

Methoden für Kontaktprobleme. Dissertation Universität Dortmund,

Bayreuther mathematische Schriften, 78 (2005)

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

165


166 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


OBERFLÄCHENSTRUKTURIERUNG UND SIMULATION

DER BEARBEITUNG VON FORMWERKZEUGEN

A. Zabel, A. Peuker, S. Odendahl

Institut für Spanende Fertigung, TU Dortmund

Kurzfassung

Der Einsatz von höherfesten Stahlwerkstoffen in der Blechformteilefertigung erhöht

den Verschleiß der eingesetzten Tiefziehwerkzeuge. Zur Verbesserung der Verschleißeigenschaften

sollen thermisch gespritzte Hartstoffschichten eingesetzt

werden. Da diese Schichten überwiegend durch mechanische Verklammerung auf

der Werkstückoberfläche haften, wird eine geeignete Oberflächenstrukturierung

erforderlich. Diese soll zur Erhöhung der Produktivität der eingesetzten spanenden

Prozesse in den Fräsprozess integriert werden. Um dabei ein hohes Maß an

Prozesssicherheit zu gewährleisten, wird eine multiskalige Frässimulation entwickelt.

Durch die Modellierung des dynamischen Verhaltens des Werkzeugs und

der Maschine ist die Simulation zudem in der Lage, die gefrästen Oberflächenstrukturen

vorherzusagen.

Stichwörter: Oberflächenstrukturierung, Hochvorschubfräser,

multiskalige Frässimulation

1 Einleitung

Der zunehmende Einsatz von hochfesten Stahlblechwerkstoffen für Außenhautund

Strukturteile in der Automobilindustrie erhöht den Verschleiß der verwendeten

Tiefziehwerkzeuge deutlich. Die resultierenden geringeren Standzeiten verteuern

den Tiefziehprozess und damit das Blechformteil. Daher untersucht der SFB 708

die Applikation von thermisch gespritzten Hartstoffschichten auf die komplexen

Freiformflächen der Formwerkzeuge zur Erhöhung der Verschleißbeständigkeit.

Diese Schichten werden in anderen Anwendungsbereichen vielfach genutzt und

bestehen aus Hartstoffpartikeln in einer Metallmatrix. Die Verarbeitung erfolgt mit

verschiedenen Verfahren wie dem Lichtbogenspritzen, dem Atmosphärischen

Plasmaspritzen oder dem Hochgeschwindigkeitsflammspritzen. Die Hartstoffschichten

haften überwiegend durch eine mechanische Verklammerung auf der

Werkstückoberfläche und sind daher auf eine ausreichende Rauheit der Oberfläche

angewiesen. Die Rauheit von üblichen, mit Kugelfräsern erzeugten Oberflächen, ist

allerdings nicht ausreichend um eine Haftung der in diesen Untersuchungen

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

167


verwendeten lichtbogengespritzten Schichten sicherzustellen. Mikrofräsprozesse

wären prinzipiell anwendbar [1], scheiden jedoch aufgrund der sehr geringen

Flächenleistung und der ungünstigen Adaptierbarkeit in größere Bearbeitungszentren

in dieser Anwendung aus. Daher wird bisher ein Strahlprozess genutzt, um

die Oberflächenrauheit zu erhöhen [2, 3]. Um diesen zusätzlichen Prozessschritt zu

vermeiden, wird ein in die Fräsbearbeitung integrierter schneller Strukturierungsprozess

angestrebt.

2 Oberflächenstrukturierung mit Hochvorschubfräsern

2.1 Einfluss der Schnittparameter auf die Oberflächenstruktur und Haftzugfestigkeit

thermisch gespritzter Hartstoffschichten

Mit den in Vorversuchen selektierten Hochvorschubfräsern (Abb. 1) wurden

experimentelle Untersuchungen zum Einfluss der Schnittparameter auf die

Oberflächentopografie und die erreichbaren Haftzugfestigkeiten der durch das

Lichtbogenspritzverfahren aufgebrachten Hartstoffschichten durchgeführt.

Gemittelte Rautiefe Rz

30

µm

20

15

10

5

0

0 0,32 0,64 mm 1,28

Zahnvorschub f z

Schnittbreite

a = 3 mm

e

a = 6 mm

e

Abb. 1: Zusammenhang von Zahnvorschub und Rautiefe (links), Oberflächenstruktur bei einem

Zahnvorschub von 0,32 mm und Schneidengeometrie des verwendeten Fräswerkzeugs (rechts)

Die Korrelation zwischen Zahnvorschub und gemittelter Rautiefe Rz kann

Abbildung 1 entnommen werden. Der Werkstoff der verwendeten Zugproben mit

einem Durchmesser von 30 mm ist ein 42CrMo4 Stahl. Die bei einem

Zahnvorschub von 0,32 mm rein dreiachsig gefertigte Oberfläche ist ebenfalls

dargestellt und weist ein Rz von 13 µm auf. Es ist erkennbar, dass die Rautiefe

durch die Wahl geeigneter Schnittparameter in einem relativ weiten Bereich gezielt

eingestellt werden kann. Die charakteristische, stark gefurchte Oberflächenstruktur

ist auf zwei besondere Merkmale des Fräsers zurückzuführen. Zum einen weisen

die Schneiden unterschiedliche Radien auf, um, laut Hersteller, Vibrationen des

Werkzeugs zu verringern. Dies sorgt für einen unregelmäßigen Zahnvorschub

zweier aufeinander folgender Schneideneingriffe. Zum anderen ist der Übergang

zwischen dem Eckenradius der Schneiden und dem Freischliff an der

168 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Fräserstirnseite unstetig statt tangential ausgeführt (Abb. 2) und bewirkt so die

tiefen und steilen Furchen in der Werkstückoberfläche.

Die erzeugte Oberflächenrauheit zeigt in den Zugversuchen einen starken Einfluss

auf die erreichbare Haftzugfestigkeit der aufgebrachten Schichten. Die Oberflächen

mit einer gemittelten Rautiefe Rz von mehr als 15 µm weisen mit dem lichtbogengespritzten

Fülldraht mit FeCr-Basis und hohem WC-Anteil ausreichende Zugfestigkeiten

von 31 - 37 N/mm 2 auf. Bei geringerem Rz kann eine Haftung nicht

gewährleistet werden. Zudem ist die Prozesssicherheit des Spritzprozesses noch

nicht vollständig gegeben. Bei Wiederholversuchen mit identischer Oberflächenstruktur

wurden einerseits Spitzenwerte bei der Zugfestigkeit von mehr als

50 N/mm 2 erreicht, andererseits lösten sich identische Schichten bereits während

des Spritzprozesses ab. Auf gestrahlten Oberflächen mit einem Rz von bis zu

40 µm wurde als Referenz eine Zugfestigkeit von maximal 65 N/mm 2 gemessen.

Unstetiger Übergang

Eckenradius

Abb. 2: Detailansicht der Fräsergeometrie an der Werkzeugstirn (links),

Oberflächenstruktur bei einem Zahnvorschub von 0,64 mm (rechts)

2.2 Einfluss der Werkzeuganstellung

Da als Formwerkzeuge im Allgemeinen freigeformte Oberflächengeometrien zum

Einsatz kommen, wird auch die frästechnische Strukturierung derartiger

Oberflächen untersucht. Durch Anstellung des Fräsers zu der ebenen Oberfläche

der Zugproben werden die unterschiedlichen Neigungswinkel einer komplexen

Oberfläche simuliert. Eine Neigung des Werkzeugs in Vorschubrichtung entspricht

einem Ziehfräsprozess. Die entstehende Oberfläche bei verschiedenen Anstellwinkeln

ist in Abbildung 3 dargestellt. Bei sehr geringen Winkeln wird eine sehr

steile und tiefe Rillenstruktur in die Oberfläche eingeschnitten, während bei einer

größeren Anstellung eine stark verrundete und in den einzelnen Rillen sehr glatte

Struktur vorhanden ist. Dies lässt sich durch die genauen Eingriffsbedingungen der

Schneide in den Werkstoff erklären. Während im ersten Fall der unstetige

Übergang der Schneide die Struktur bestimmt, erzeugt der exakt rund geschliffene

Teil der Schneidenecke im anderen Fall die glatten Rillen. Die zerfurchte

Oberfläche ist gut zur Beschichtung geeignet und erreicht Haftzugfestigkeiten von

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

169


etwa 38 N/mm 2 . Die flachen Rillen hingegen sorgen bereits während des

Spritzprozesses für eine Ablösung der Beschichtung. In beiden Darstellungen ist

außerdem der Effekt der unterschiedlichen Schneidendurchmesser gut anhand der

unterschiedlich tiefen, aufeinanderfolgenden Rillen zu erkennen.

Abb. 3: Oberflächenstruktur mit einem Voreilwinkel von 2° (links) und 15° (rechts)

Für sehr steile Werkstückbereiche, die entlang der jeweiligen Oberflächennormalen

aus Kollisionsgründen nicht mit einem derartigen Stirnfräsprozess erreichbar sind,

muss auf Umfangsfräsen zurückgegriffen werden [4]. Dies wird in den Versuchen

durch einen sehr großen seitlichen Anstellwinkel nachgestellt.

Abb. 4: Oberflächenstruktur mit großem seitlichen Anstellwinkel von 75° und unterschiedlichen

Bahnabständen von 0,1 mm (links) und 0,8 mm (rechts)

Die resultierende Oberflächenbeschaffenheit ist in Abbildung 4 dargestellt. Gut

erkennbar sind die geringere Rauheit aufgrund des geringen Bahnabstands von

0,1 mm (links) und die deutlich tieferen Schneideneingriffe bei einem Abstand von

0,8 mm. Die Rautiefe Rz liegt bei 14 µm bzw. 30 µm senkrecht zur Vorschubrichtung.

Bei Rautiefen ab etwa 20 µm können gute Haftzugfestigkeiten von

35 - 42 N/mm 2 gemessen werden, während darunter keine sichere Haftung des

verwendeten Schichtsystems vorhanden ist. Diese Rautiefen werden ab einem

Bahnabstand von 0,4 mm bei einem Zahnvorschub von 0,64 mm erreicht.

170 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


3 Multiskaliges Simulationssystem des Fräsprozesses

Um die Prozesssicherheit auch bei extremen Schnittparametern zu gewährleisten,

wird ein multiskaliges Simulationssystem entwickelt, welches aus drei verschiedenen

Simulationsebenen besteht. Diese Ebenen unterscheiden sich zum einen in

der Präzision und zum anderen in den Aspekten des Prozesses, die in der

Simulation abgebildet werden. Für eine reine Kollisionserkennung ist beispielsweise

die erste Simulationsebene hinreichend, wohingegen für die Berechnung der

dynamischen Schnittkräfte bei jeder Fräserumdrehung eine höhere Präzision und

ein anderer Modellierungsansatz nötig ist. Zu diesem Zweck sind bereits ein Multi-

Dexel-Modell und ein lokales CSG-Modell für das Werkstück implementiert, die je

nach Situation zum Einsatz kommen. Als zunächst letzte Detailstufe ist zukünftig

die Integration eines FE-Systems zur Abbildung des thermomechanischen

Belastungskollektivs vorgesehen.

3.1 Multi-Dexel-Modell

Für die erste Simulationsebene wird ein Werkstückmodell verwendet, welches aus

drei senkrecht zueinander liegenden Dexelfeldern besteht [5]. Der Fräser wird

mittels der CSG-Technik (Constructive Solid Geometry) [6] als rotationssymmetrischer

Körper modelliert, was eine schnelle Berechnung der einzelnen Schnitte

mit den Dexeln erlaubt. Mit diesem Modell ist es daher möglich, effizient Kollisionen

zu erkennen und Abschätzungen für die Schnittkräfte zu bestimmen. Folglich wird

im ersten Schritt die Simulation des gesamten NC-Programms auf Basis dieses

Modells durchgeführt. In einer anschließenden Analyse der Simulationsdaten

können dann kritische Stellen beispielsweise anhand von starken Zerspankraftschwankungen

detektiert werden, um sie in der zweiten Simulationsebene

detaillierter zu untersuchen.

3.2 Lokales CSG-Modell

In diesem Modell, das in der zweiten Detaillierungsebene Verwendung findet,

kommt nun die CSG-Technik neben dem Werkzeug auch für das Werkstück zum

Einsatz. Dies bietet den Vorteil, dass Werkstück und auch Spanungsform durch

präzisere kontinuierliche Volumenmodelle dargestellt werden. Für die Bestimmung

der lokalen Werkstückgeometrie zu einem bestimmten Zeitpunkt werden alle

Fräserpositionen, die im NC-Programm vor diesem Zeitpunkt in dem betrachteten

Ausschnitt liegen, einbezogen, was dazu führt, dass die lokale Form des

Werkstücks sehr genau modelliert werden kann [7]. Des Weiteren wird die

Schneidengeometrie durch viele einzelne Schneidkeile approximiert, wodurch die

Kraft auf jede einzelne Schneide mit dem Modell des nicht-orthogonalen Schnittes

sehr genau berechnet werden kann. Diese Kräfte ergeben addiert die auf das

Werkzeug wirkende Gesamtkraft. Um daraus die Auslenkung des Fräsers aus der

Sollposition zu erhalten, werden die Kräfte an ein Oszillatormodell übergeben,

welches die Schwingungseigenschaften des Systems bestehend aus Werkzeug

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

171


und Maschine abbildet [8]. Dies ermöglicht es einerseits, die effektiven Schnittparameter

genauer zu bestimmen, andererseits können Vorhersagen über die

Stabilität des Prozesses getroffen werden.

3.3 Oberflächenstrukturen

Zu den detaillierteren Untersuchungen, die mit dem lokalen CSG-Modell

durchgeführt werden können, zählt auch eine Vorhersage der erzeugten

Oberflächenstrukturen [9]. Für die Darstellung der Oberfläche wird ein Dexelfeld

verwendet, welches aber im Gegensatz zum Multi-Dexel-Modell der ersten

Simulationsebene nur das Volumen in der Nähe der betrachteten Oberfläche des

Werkstücks abbildet und somit eine deutlich höhere Dexeldichte erlaubt. Schon ein

Vergleich der in Abbildung 2 gezeigten tatsächlichen Oberfläche mit der in

Abbildung 5 (links) dargestellten, ohne Beachtung der dynamischen Eigenschaften

simulierten Struktur zeigt bereits eine gute Übereinstimmung. Eine zusätzliche

Verwendung des Oszillatormodells mit approximierten modalen Parametern ergibt

aufgrund der Einbeziehung der durch die Zerspankräfte hervorgerufenen Auslenkungen

des Fräsers eine noch ausgeprägtere Nachbildung der Strukturen auf

der gefrästen Oberfläche (Abb. 5 rechts).

Abb. 5: Simulierte Oberflächenstruktur ohne (links) und mit (rechts) Simulation des dynamischen Verhaltens

4 Zusammenfassung und Ausblick

In diesem Artikel wurde eine effiziente, in den Fräsprozess integrierte Methode zur

Strukturierung von Oberflächen für Tiefziehwerkzeuge vorgestellt. Sie erlaubt die

direkte Beschichtung der Oberfläche mittels thermischer Spritzprozesse, die sonst

aufgrund zu geringer Rautiefen nur mit einer vorgeschalteten Präparation durch

Strahlprozesse möglich ist. Die Beschichtung dient zur Steigerung der Verschleißbeständigkeit

während des Tiefziehprozesses, speziell bei der Verarbeitung

hochfester Blechwerkstoffe. Durch die Auswahl geeigneter Schnittparameter und

Bearbeitungsstrategien sowie der speziellen Geometrie des verwendeten Hochvorschubfräswerkzeugs

sind gute Haftzugfestigkeiten der aufgebrachten

Hartstoffschichten in allen Neigungsbereichen freigeformter Formwerkzeuge

erreichbar.

172 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Das vorgestellte multiskalige Simulationssystem erlaubt eine Überprüfung der

Prozessparameter und der Prozesssicherheit bereits vor der Fräsbearbeitung. Eine

Zusammenführung der Simulationskerne der beiden untersten Detaillierungsebenen,

die eine automatisierte Umschaltung ermöglicht, ist momentan in

Vorbereitung. Darüber hinaus sind erste Versuche zur Vorhersage der Oberflächenstrukturen

gerade im Hinblick auf für den Beschichtungsprozess benötigte

Rautiefen vielversprechend, sollen aber weitergehend validiert werden.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literatur

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International Conference on Modeling of Machining Operations (2008)

171-177

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

173


174 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


ANALYSE VON FORMFEHLERN BEI DER HERSTELLUNG VON

TIEFZIEHWERKZEUGEN

D. Biermann 1 , A. Sacharow 1 , M. Skutella 2 , T. Surmann 1 , M. Theile 2

1 Institut für Spannende Fertigung, TU Dortmund

2 Combinatorial Optimization & Graph Algorithms Group, TU Berlin

Kurzfassung

In der Fertigungstechnik tritt oft das Problem der prozessbedingten Deformationen

auf. Um geeignete Korrekturmaßnahmen treffen zu können, müssen diese

Deformationen analysiert und möglichst genau beschrieben werden. Die globale

Registrierung ermöglicht einen Soll-Ist-Vergleich der Digitalisierdaten und des

CAD-Modells. Mit Hilfe von mehreren lokalen Registrierungen können detaillierte

Informationen über Verformungen gewonnen werden. Die Automatisierung dieser

Verfahren kann durch Segmentierung erfolgen.

Stichwörter: CAD, Soll-Ist-Vergleich, Bestfit

1 Einleitung

Bei der Herstellung und beim Einsatz von Tiefziehwerkzeugen entstehen oft

prozessbedingte Deformationen der gefertigten Blechteile. Besonders bei der

Herstellung von beschichteten Werkzeugen können sich Fehler aus den einzelnen

Prozessen zu einem großen Gesamtfehler aufsummieren, welcher sich negativ auf

die Oberflächenqualität und Form der Umformteile auswirkt. Auf der anderen Seite

können Rückfederungseffekte dazu führen, dass das Werkstück sich stark verzieht.

Dieses Problem erfordert die Optimierung der Werkzeuge und Anpassung der

Parameter des Umformprozesses. Um entsprechende Korrekturmaßnahmen

treffen zu können, müssen die Formabweichungen genau analysiert und geeignete

Deformationsbeschreibungen generiert werden [1, 2]. Hierfür wird die Ist-Form, die

durch das Digitalisieren des Objektes gewonnen wird, mit der Soll-Form, die als

CAD-Modell gegeben ist, verglichen. Bei der Analyse werden neben dem üblichen

Soll-Ist-Vergleich auch weitergehende Untersuchungen durchgeführt, die die

unterschiedlichen Formfehler wie lokales Aufmaß, Aufbiegung, Rotation oder auch

Torsion erkennen und beschreiben. Für die Analyse werden neben den weit

verbreiteten Registrierungsmethoden aus der Computer Grafik [3, 4, 5] auch einige

Methoden der diskreten Mathematik verwendet.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

175


Zur Reduzierung der Laufzeit werden in Kapitel 2 einige Algorithmen zur

Datenreduktion vorgestellt. Weiterhin wird ein Segmentierungsverfahren

beschrieben, das bei der Fehleranalyse verwendet wird. In Kapitel 3 werden

Algorithmen für die globale Registrierung vorgestellt, die einen groben Soll-Ist-

Vergleich ermöglichen und eine gute Ausgangssituation für weitere

Untersuchungen schaffen. Im nächsten Kapitel wird ein neuer Ansatz vorgestellt,

der basierend auf der Benutzung mehrerer lokaler Bestfits ein genaueres

Deformationsfeld generiert. Weiterhin lassen sich mit dieser Methode die Winkel

der Aufbiegungen, die durch Rückfederung entstehen, bestimmen.

2 Vorverarbeitung der Daten

Die meisten Methoden, die bei der Analyse von Formabweichungen verwendet

werden, arbeiten auf zwei Punktmengen. Aus diesem Grund werden die beiden

Datensätze als Punktwolken betrachtet. Die Ist-Form wird bereits von den

Digitalisiergeräten als eine Punktwolke oder ein Dreiecksnetz geliefert. Die

geometrische Beschreibung der Soll-Form wird durch das gleichmäßige Abtasten

des CAD-Modells gewonnen. Da die beiden Punktwolken je nach Objektgröße und

Abtastgenauigkeit sehr groß sein können, kann die Laufzeit und der

Ressourcenbedarf der verwendeten Algorithmen stark steigen. Einige Algorithmen

können sogar auf Grund des hohen Speicherverbrauches nicht ausgeführt werden.

Die Methoden der Datenreduktion bieten die Möglichkeit diese Probleme zu

beheben. Hierfür stehen zwei Verfahren zur Verfügung, die unterschiedlichen

Anforderungen entsprechen.

Um die automatische Analyse zu ermöglichen, werden die Digitalisierdaten

segmentiert. Dabei wird eine Punktwolke in disjunkte Segmente aufgeteilt, sodass

alle Punkte innerhalb eines Segments eine bestimmte Bedingung erfüllen [4].

2.1 Datenreduktion

Die erste Datenreduktionsmethode ist ein krümmungsbasiertes Verfahren, das die

Punkte entfernt, die keine relevante Information über die Form bzw. die Oberfläche

des Objektes enthält. Dabei werden alle Punkte entfernt, deren Krümmung kleiner

ist als ein vorgegebener Wert. Dies kann jedoch dazu führen, dass Punkte aus

glatten oder ebenen Bereichen komplett entfernt werden und viele wichtige

Informationen über die Objektoberfläche verloren gehen.

Das zweite Verfahren ermöglicht die gleichmäßige Reduktion und basiert auf dem

k-Center-Problem [5]. Dabei wird eine Untermenge der Punktwolke gesucht, so

dass die maximale Entfernung von jedem Punkt zu dem nächsten Vertreter dieser

Untermenge minimiert wird. Bei dieser Methode kann der Benutzer entweder die

Anzahl der Zentren bzw. die Größe der reduzierten Punktwolke oder die maximale

Entfernung, die ein Punkt zu seinem nächsten Zentrum haben darf, bestimmen. Die

Methode ermöglicht zwei unterschiedlich große Punktmengen auf die gleiche

176 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Größe zu reduzieren. Die reduzierten Punkte sind dabei gleichmäßig über die

gesamte Objektoberfläche verteilt.

Abb. 1: Datenreduktion (links – original Punktwolke; rechts – reduzierte Punktwolke)

Die Ergebnisse beider Verfahren lassen sich auch zu einer Punktwolke vereinen,

die zwar stark reduziert ist, aber dennoch in den für die Analyse interessanten

Bereichen mit großer Krümmung eine hohe Punktdichte aufweist. Das Ergebnis der

kombinierten Reduktion ist in Abbildung 1 dargestellt.

2.2 Segmentierung von Punktwolken

Bei der Segmentierung wird die Punktwolke in disjunkte und zusammenhängende

Bereiche aufgeteilt. Die Aufteilung erfolgt anhand eines Ähnlichkeitskriteriums, das

vom Benutzer bestimmt wird. Mögliche Kriterien sind z. B. Krümmung oder

Ähnlichkeit der Normalen. Da die Krümmung eines Punktes innerhalb einer

Punktwolke nur sehr schwer abschätzbar ist, wird die Ähnlichkeit der Normalen als

Segmentierungskriterium gewählt. Für die Punkte eines Segmentes bedeutet das,

dass der Winkel zwischen den Normalenvektoren der Punkte und dem

Normalenvektor des Segmentes kleiner ist als ein festgelegter Wert. Abbildung 2

zeigt ein mögliches Segmentierungsergebnis.

Abb. 2: Segmentierung einer Punktwolke in neun Segmente

3 Globale Registrierung

Bei der Analyse von Formabweichungen spielt die globale Registrierung [3] eine

wichtige Rolle. Die Registrierung bzw. der Bestfit ist ein Verfahren aus der

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

177


Computergrafik, bei dem die Digitalisierdaten bestmöglich in das CAD-Modell

eingepasst werden. Diese Besteinpassung ermöglicht den direkten Vergleich der

beiden Datensätze, wobei die verformten Bereiche der Ist-Form sichtbar werden.

Eine farbliche Kodierung der Abstände hilft dabei die Verformungen besser zu

erkennen.

Bei der Besteinpassung wird die Entfernung zwischen zwei Datensätzen minimiert.

Üblicherweise sind die Digitalisierdaten in Form einer Punktwolke gegeben. Um die

Registrierung zu vereinfachen, wird das CAD-Modell auch als eine Punktwolke

repräsentiert. Die Entfernung zwischen zwei Punktwolken kann definiert werden als

die normierte Summe der quadratischen Abstände zwischen den

korrespondierenden Punkten. Je nach Verfahren kann die Korrespondenzbildung

unterschiedlich sein, sodass auch verschiedene Registrierungsergebnisse

entstehen.

Die am weitesten verbreitete Registrierungsmethode ist der ICP (Iterative Closest

Point) Algorithmus [1]. ICP ist eine iterative Methode, bei der in jeder Iteration eine

starre Transformation der Digitalisierdaten berechnet wird, die die Entfernung zum

Modell minimiert. Die Korrespondenzen für die Distanzfunktion werden dabei durch

die Suche nach dem nächsten Nachbarn berechnet [6].

Das Ergebnis der Registrierung sowie das Konvergenzverhalten hängen sehr stark

von der Initiallösung ab. Es kann daher nicht gewährleistet werden, dass die

optimale Lösung gefunden wird. Eine gute Ausgangslösung kann mit dem PCA

(Principal Component Analysis) Algorithmus [7] berechnet werden. Durch die

Principal Component Analysis werden die Digitalisierpunkte derart transformiert,

dass die Hauptachsen und Schwerpunkte der beiden Punktmengen

übereinstimmen. Das Ergebnis einer Registrierung mit PCA, gefolgt von 10 ICP-

Iterationen ist in Abbildung 3 dargestellt.

Abb. 3: Ergebnis der globalen Registrierung

Weitere Methoden wie der WBM (Weighted Bipartite Matching) Algorithmus [8]

können dazu verwendet werden die Einpassung zu verbessern, indem die

Korrespondenzen genauer bestimmt werden. WBM basiert auf der Graphentheorie

und betrachtet die beiden Punktwolken als einen bipartiten Graphen. Gesucht ist

ein perfektes Matching, welches die Summe der Abstände zwischen

korrespondierenden Punkten minimiert. Die Nachteile dieser Methode sind lange

178 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Laufzeit und hoher Ressourcenverbrauch. Ihr Vorteil besteht jedoch darin, dass

besonders bei starken Verformungen, wenn keine gute Einpassung möglich ist, die

Korrespondenzen genauer sind als beim ICP Algorithmus. Die Ergebnisse der

Korrespondenzbildung der beiden Methoden werden in Abbildung 4

gegenübergestellt.

Abb. 4: Korrespondenzbildung (links – Berechnung mit ICP; rechts – Berechnung mit WBM)

Die berechneten Korrespondenzen können auch als ein Verzerrungsfeld über das

CAD-Modell, das die Deformationen des Werkstücks beschreibt, interpretiert

werden. Das Verzerrungsfeld sollte dabei das vollständige CAD-Modell abdecken

und jedem Modellpunkt den entsprechenden Digitalisierpunkt zuweisen, der

dieselbe Position auf dem Objekt hat. WBM berechnet das gewünschte Vektorfeld,

jedoch müssen die beiden Punktwolken stark reduziert werden. Bei größeren

Objekten kann dies zur Genauigkeitsverlust führen. Eine neue Methode von

mehreren lokalen Registrierungen vereint die Vorteile von ICP und WBM. Diese

Methode wird im nächsten Kapitel vorgestellt.

4 Lokale Registrierungen

Die Idee der lokalen Registrierungen besteht darin, die Digitalisierdaten in

Teilbereiche zu unterteilen und diese einzeln in das Model einzupassen. Die

einzelnen Teilbereiche können dabei genauer in das Modell eingepasst werden, da

der lokale Bestfit eines Teilbereiches nicht durch andere, eventuell stark verformte,

Bereiche verfälscht wird. Die Registrierung kann dabei mit der ICP-Methode schnell

und effizient berechnet werden. Die berechneten Korrespondenzen aus den

einzelnen Bereichen können zu einem Vektorfeld zusammengefügt und in das

Ergebnis der globalen Registrierung transformiert werden. Die Aufteilung der

Punktwolke kann mit Hilfe der Segmentierung durchgeführt werden. Abbildung 5

zeigt das Deformationsfeld, das durch lokale Bestfits gewonnen wurde. Die

Punktwolke wurde dabei in fünf Segmente aufgeteilt.

2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

179


Abb. 5: Deformationsfeld über das CAD-Modell

Durch die lokalen Einpassungen lassen sich neben den genauen Korrespondenzen

auch die Rückfederungswinkel bzw. die relativen Aufbiegungen innerhalb des

Werkstücks bestimmen. Um die Achse und den Winkel der Aufbiegung zwischen

zwei benachbarten Bereichen zu berechnen, wird zuerst ein Teilbereich

bestmöglich eingepasst. Ausgehend von dieser Registrierung wird im nächsten

Schritt der benachbarte Bereich eingepasst. Die Rotation aus der letzten

Einpassung beschreibt die Achse und den Winkel der Aufbiegung. Die

Eigenwertzerlegung [9] der Rotationsmatrix liefert die Rotationsachse. Der

Rotationswinkel wird aus der Rotation eines zu der Achse orthogonalen Vektors

berechnet. Dieser Prozess wird in Abbildung 6 dargestellt.

Abb. 6: Bestimmung des Winkels einer Aufbiegung innerhalb des Werkstücks

Im Beispiel aus Abbildung 6 beträgt der Winkel der untersuchten Aufbiegung, die

durch die Rückfederung verursacht wurde, ca. neun Grad. Analog lassen sich

weitere Bereiche auf Aufbiegungen untersuchen.

5 Zusammenfassung

In dieser Arbeit wurden Verfahren zur Analyse von Deformationen eines

Werkstücks vorgestellt. Mit Hilfe von Registrierungs- und Matching-Algorithmen

wird ein Soll-Ist-Vergleich zwischen den Digitalisierdaten und dem CAD-Modell

durchgeführt. Die beiden Datensätze werden dabei in Form von Punktwolken

repräsentiert. Um eine effiziente Analyse zu ermöglichen, werden die beiden

Punktwolken reduziert. Mit der neuen Methode von mehreren lokalen Bestfits wird

die Korrespondenzbildung verbessert. Auf Basis dieser Zuordnungen wird ein

180 2. öffentliches Kolloquium - SFB 708


Deformationsfeld über das CAD-Modell erstellt, das die Verformungen des

Werkstücks beschreibt. Weiterhin werden die durch Rückfederung verursachten

Aufbiegungen erkannt und durch Angabe von Rotationswinkel beschrieben. Die

Digitalisierdaten werden dabei in disjunkte Teilbereiche aufgeteilt, was zum Teil

manuell durch den Benutzer erfolgt. Die Automatisierung der Analyse wird durch

die angepasste Segmentierung der Digitalisierdaten gewährleistet.

Danksagung

Diese Arbeit ist im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 708 entstanden. Die

Autoren danken für die Förderung der Deutschen Forschungsgemeinschaft.

Literatur

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2. öffentliches Kolloquium - SFB 708

181


Impressum

Sprecher SFB 708:

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirt.Ing. Wolfgang Tillmann

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© Copyright 2008

Sonderforschungsbereich 708

www.sfb.708.tu-dortmund.de


ISBN 978-3-89957-072-4

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