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2021<br />
<strong>DVS</strong>-BERICHTE<br />
<strong>DVS</strong> CONGRESS<br />
Große Schweißtechnische Tagung<br />
<strong>DVS</strong> CAMPUS<br />
Kurzfassungen der Vorträge<br />
Ausführliche Manuskripte auf USB-Card
<strong>DVS</strong> CONGRESS 2021<br />
Große Schweißtechnische Tagung<br />
<strong>DVS</strong> CAMPUS<br />
Vorträge der Online-Veranstaltungen<br />
vom 14. bis 17. September 2021<br />
(Kurzfassung der Vorträge;<br />
Langfassung Manuskripte auf USB-Karte)<br />
Veranstalter:<br />
<strong>DVS</strong> – Deutscher Verband für Schweißen und<br />
verwandte Verfahren e. V., Düsseldorf
Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek<br />
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie;<br />
detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.dnb.de abrufbar.<br />
<strong>DVS</strong>-<strong>Bericht</strong>e Band 371<br />
ISBN: 978-3-96144-146-4 (Print)<br />
ISBN: 978-3-96144-147-1 (E-Book)<br />
Die Vorträge wurden als Manuskript (nur Abstracts) gedruckt.<br />
Alle Rechte, einschließlich Übersetzungsrecht, vorbehalten. Nachdruck und Vervielfältigung dieses<br />
Bandes oder von Teilen desselben nur mit Genehmigung der <strong>DVS</strong> Media GmbH, Düsseldorf.<br />
© <strong>DVS</strong> Media GmbH, Düsseldorf 2021<br />
Print Media Group GmbH, Hamm
<strong>DVS</strong> CONGRESS 2021<br />
// Große Schweißtechnische Tagung & <strong>DVS</strong> CAMPUS //<br />
Der <strong>DVS</strong> CONGRESS ist und bleibt eine feste Institution im Jahreskalender der Branche!<br />
Denn: Aktuelles und praxisrelevantes Wissen ist mehr denn je der Schlüssel zum Erfolg für Unternehmen, die sich<br />
den Herausforderungen in diesen Zeiten stellen und im weltweiten Wettbewerb behaupten wollen.<br />
Der <strong>DVS</strong> bietet mit seinem CONGRESS eine hervorragende Gelegenheit für den Austausch und den Wissenstransfer<br />
unter Fachkolleginnen und -kollegen zum Fügen, Trennen und Beschichten.<br />
Seien Sie also gespannt auf ein umfangreiches Fachprogramm und informieren Sie sich bei namhaften Expertinnen<br />
und Experten über Anlagen, Ausrüstungen und Werkstoffe zum Fügen, Trennen und Beschichten von metallischen<br />
und nichtmetallischen Werkstoffen und Werkstoffverbunden.<br />
Rund um den Stahlbau wird von der schweißtechnischen Verarbeitung von Feinkornbaustählen über aktuelle Hochleistungsverfahren,<br />
Qualitätssicherung und Regelwerke bis hin zur Bemessung und Stabilität von Bauwerken informiert.<br />
Wie sind effiziente Prozessführungen bei modernen Schweißverfahren umzusetzen? Diese und andere Fragestellungen<br />
stehen bei der Nutzung von aktuellen Entwicklungen rund um die Themen Industrie 4.0, Künstliche Intelligenz<br />
und Automatisierung/Robotik im Fokus der Diskussionen.<br />
Die Bedeutung des Lichtbogenschweißens für die additive Fertigung nimmt kontinuierlich zu. Verfahrenscharakteristika<br />
sowie die Anwendung in unterschiedlichen Branchen geben neue Einblicke in diese Technologien. Der Luftund<br />
Raumfahrzeugbau ist ein wesentliches Einsatzgebiet für Titanwerkstoffe. Neue Möglichkeiten zur Verarbeitung<br />
dieser Werkstoffe durch additive Fertigung werden im Programm abgebildet. Die Nutzung von Wasserstofftechnologien<br />
schreitet stetig voran. Welche Herausforderungen sich dadurch für die Fügetechnik ergeben, wurde im Rahmen<br />
einer <strong>DVS</strong> Studie analysiert. Die Ergebnisse der Studie werden vorgestellt.<br />
Besonders hinzuweisen ist an dieser Stelle auf neue Anwendungen für die Elektromobilität, die sich als fester<br />
Schwerpunkt im <strong>DVS</strong> CONGRESS etabliert haben.<br />
Besondere Herausforderungen für die Schweißtechnik entstehen durch neue Erkenntnisse und Anforderungen rund<br />
um den Arbeitsschutz. Durch ein Schweißrauchminderungsprogramm wird verbands-übergreifend unter Federführung<br />
der Berufsgenossenschaften eine neue Branchenempfehlung erarbeitet. Die Aktivitäten und erste Ergebnisse<br />
der Initiative werden vorgestellt.<br />
Der Vortragskommission sei an dieser Stelle gedankt für das Erstellen des sehr attraktiven und praxisnahen Vortragsprogramms.<br />
Mein besonderer Dank gilt allen Vortragenden für ihre Bereitschaft aktuelle Inhalte aus ihren jeweiligen<br />
Tätigkeitsbereichen zu präsentieren.<br />
Mit dem vorliegenden <strong>DVS</strong>-<strong>Bericht</strong> steht wieder eine umfangreiche Dokumentation des <strong>DVS</strong> CONGRESS zur Verfügung.<br />
Der <strong>DVS</strong>-<strong>Bericht</strong> erlaubt es allen Interessierten der Branche besondere Inhalte nachzulesen oder wenn<br />
keine Möglichkeit zur Teilnahme bestand, sich auch im Nachgang detailliert zu informieren.<br />
Ich wünsche allen Teilnehmern und Lesern viel Spaß mit dem Vortragsband zum <strong>DVS</strong> CONGRESS 2021!<br />
Dr.-Ing. Roland Boecking<br />
Hauptgeschäftsführer des <strong>DVS</strong>
Inhaltsverzeichnis<br />
Vorwort<br />
<strong>DVS</strong> CAMPUS<br />
Additive Manufacturing (PBF-LB and DED-ARC)<br />
Qualifizierung eines ferritischen Werkstoffs für die additive Fertigung mittels SLM-Verfahren<br />
zur Anwendung in sicherheitsrelevanten Bereichen .................................................................................................. 1<br />
L. Mally, U. Weber, M. Werz und S. Weihe, Stuttgart<br />
Entwicklung und Erprobung eines Mehrkathoden-WIG-Zusatzdrahtprozesses zur additiven Fertigung<br />
von Metallkomponenten ............................................................................................................................................. 9<br />
P. Synnatzschke, J. Zeleznik, E. Spaniol, T. Ungethüm, U. Füssel; Dresden<br />
Einfluss der Wärmeführung auf die Eigenschaften und fertigungsbedingten Beanspruchungen<br />
additiv geschweißter hochfester Feinkornbaustähle ................................................................................................ 16<br />
R. Scharf-Wildenhain, A. Hälsig, Chemnitz<br />
K. Wandtke, D. Schröpfer, A. Kromm und T. Kannengießer, Berlin<br />
Anwendungen in der Elektromobilität<br />
Einfluss der Prozessparameter beim Laserstrahlschweißen unter Vakuum auf die Eigenschaften<br />
und das Langzeitverhalten von Aluminium-Kupfer Mischverbindungen in stromdurchflossenen Bauteilen............ 23<br />
C. Frey, N. Holtum, S. Olschok, U. Reisgen, Aachen<br />
Laserstrahlschweißen von Aluminium-Kupfer-Werkstoffkombinationen für die Elektromobilität ............................ 31<br />
J. Adenacker, B. Gerhards, C. Otten, Herzogenrath<br />
M. Schleser, Aachen<br />
Steigerung der Einsetzbarkeit des Rührreibschweißens für Mikroanwendungen der E-Mobilität<br />
mittels prozesskraftreduzierender Optimierung der Schweißnahtgeometrie ........................................................... 39<br />
A. Tchouaha Tankoua, P. Betz, J. P. Bergmann<br />
Lichtbogenverfahren – Drei Ansätze<br />
Einsatz von Sensorik zur Bahnadaption und Programmierung von Schweißcobots ............................................... 49<br />
U. Paschke, Stuttgart<br />
Tandem PPA - Leistungssteigerung und beanspruchungsgerechte Beschichtungen ............................................. 56<br />
G. Ertugrul, A. Hälsig, M. Kusch, Chemnitz<br />
L. Ohlensehlen, Düsseldorf<br />
Thermografische Überwachung der Schweißzone und Korrelation mit den Gefügeveränderungen<br />
in der WEZ beim Lichtbogenschweißen................................................................................................................... 63<br />
U. Reisgen, R. Sharma, M. Olesch, Institut für Schweiß- und Fügetechnik, RWTH Aachen<br />
Wärmearme Fügeverfahren (Cold Technologies)<br />
Lebensdaueranalyse für Klebverbindungen in großen FKV-Strukturen mit variierenden Klebschichtdicken.......... 71<br />
W. Flügge, N. Glück, L. Fröck, C. Wald, Rostock
Untersuchung und Optimierung der Prozessparameter und Werkzeuge zum Unterwasserkleben<br />
von Halterungssystemen.......................................................................................................................................... 75<br />
W. Flügge, N. Glück, L. Fröck, T. Kibellus, J. Gatzke, Rostock<br />
T. Hassel, L. Vaccari, Hannover<br />
Entwicklung und Erprobung einer neuartigen Rührreibschweißzange.........................................…………………… 79<br />
D. Walz, M. Werz und S. Weihe, Stuttgart<br />
Große Schweißtechnische Tagung<br />
Moderne Lichtbogentechnologien<br />
Wärmereduzierte MSG-Schweißprozesse im Leichtbau – ein Überblick ................................................................ 87<br />
A. Josten, J. Pitzer; Haiger<br />
Erweiterung der Qualitätsüberwachung beim MSG-Schweißen durch Nutzung eines Digitalen Zwillings ............. 95<br />
O. Mokrov, R. Sharma, U. Reisgen, Aachen<br />
D. Rudolph, Neckarsulm<br />
A. Eder, Wels-Thalheim (AT)<br />
Praxisnahe Betrachtung eines hochfrequent gepulsten WIG- Lichtbogens .......................................................... 103<br />
M. Willinger, M. Binder; J. Ahörndl; Thalheim bei Wels/AT<br />
Automatisierung/Robotik in der Schweißtechnik<br />
Trends für automatisierte Lösungen und Einblicke in den chinesischen Markt ..................................................... 113<br />
S. Pittner, J. Pitzer; Haiger<br />
Intuitive Echtzeitsteuerung von Robotern beim MAG-Schweißen ohne Programmierkenntnisse.......................... 119<br />
L. Ebel, P. Zuther, S. Sheikhi, J. Maaß, Hamburg<br />
Revolution in der Roboterprogrammierung - Automatische Programmerzeugung mit neuen Werkzeugen ......... 125<br />
J. Pitzer, C. Paul; Haiger<br />
Arbeitsschutz I<br />
REarc welding – von der <strong>DVS</strong>-Initiative zum nachhaltigen Reduzieren der Expositionen<br />
beim Lichtbogenschweißen ................................................................................................................................... 130<br />
E. Miklos, Unterschleissheim<br />
Lösungen für die Branche: Schweißrauchminderungsprogramm Herausforderungen<br />
bei der Umsetzung der TRGS 528 und Vorschläge für branchenspezifische Lösungen ...................................... 140<br />
A. Hasse, Mainz<br />
Einfluss von Schutzgas auf die Emissionen beim Lichtbogenschweißen .............................................................. 141<br />
R. Wagner, Unterschleißheim; E. Siewert, Unterschleißheim; J. Schein, Neubiberg; N. Hussary, Unterschleißheim;<br />
S. Eichler, Ilmenau; L. Fehrenbach, Unterschleißheim; M. Pfreuntner, Unterschleißheim<br />
Arbeitsschutz II<br />
Einfluss des CO 2<br />
-Gehalts im Schutzgas auf die Temperatur der Schutzgasdüse beim MSG-Schweißen .......... 149<br />
J. Zeleznik, M. Lohse, M. Trautmann, U. Füssel, Dresden.<br />
S. Rose, Buseck<br />
Brennerintegrierte Absaugung – gesetzliche und technische Grundlagen ........................................................... 156<br />
J. Osmont, Nantes/FR
Künstliche Intelligenz in der Schweißtechnik<br />
Künstliche Intelligenz zur Steigerung der Prozesssicherheit beim MSG-Schweißen ........................................... 162<br />
S. Rieck, C. Reppin, A. Gericke und K.-M. Henkel, Rostock<br />
Fortschritte in der Anwendung von künstlicher Intelligenz bei der zerstörungsfreien<br />
Prüfung im Karosseriebau ..................................................................................................................................... 169<br />
R. Gr. Maev, R. D. Scott, Y. Oberdörfer, R. Kitzmann,<br />
Aus dem Labor in die Fertigung - Neue Lösungen für den Anwender ................................................................... 174<br />
N. Mitzschke, M. Peschl, Hamburg<br />
INDUSTRIE 4.0 in der Schweißtechnik<br />
Vom Fortschritt profitieren INDUSTRIE 4.0 in der Schweißtechnik ...................................................................... 181<br />
J. Pitzer, Haiger<br />
Geschlossene digitalisierte Prozesskette zur additiven Rohteilherstellung durch selektives<br />
Laserschmelzen .................................................................................................................................................... 186<br />
T. Bielefeld, Varel<br />
Aufgleitendes Reibschweißen von Hohlwellen und Rohrbauteilen ....................................................................... 191<br />
F. Trommer, M. Winkler, A. Krüger, D. Schmicker; Magdeburg, Haldensleben<br />
Intelligente Vernetzung in der blechbearbeitenden Industrie ................................................................................ 198<br />
K. Kernschmidt, M. Mikulina, I. Mikulina; Bad Wörishofen<br />
Schweißtechnik für die Elektromobilität I<br />
Flexible Produktionssysteme in der Elektromobilität – Im Spannungsfeld zwischen<br />
werkstoffspezifischen Herausforderungen und industrieller Serienfertigung ........................................................ 204<br />
M. Möller, Ditzingen<br />
Faserlaser - Energieeffizient und erfolgreich in der E-Mobilität ............................................................................. 211<br />
B. Kessler, M. Grupp, Burbach<br />
Schweißtechnik für Elektromobilität II<br />
Einfluss der Eindringtiefe auf Prozess- und Verbindungseigenschaften<br />
von Rührreibschweißverbindungen in der Elektromobilität ................................................................................... 217<br />
M. Grätzel, M. Hasieber und J. P. Bergmann, Ilmenau;<br />
M. Weigl, Asbach-Bäumenheim<br />
Neuartige Schweißanlagentechnik zur einfachen und prozesssicheren Kontaktierung<br />
von Hochfrequenzlitzen im Elektromaschinenbau ................................................................................................ 225<br />
M. Essers, M. Müller, U. Reisgen, Aachen<br />
Prädiktive Qualitätsüberwachung beim Metall-Ultraschallschweißen .................................................................. 232<br />
F.W. Müller, Aachen; A. Schiebahn, Aachen; U. Reisgen, Aachen; C. Hensen, Köln; J. R. Seibt, Köln; S. Rubbert, Köln<br />
Stahlbau – Qualitätssicherung und Regelwerke<br />
Eine Pore in der Schweißnaht - was nun? Ein Beitrag zum Stahlbau zwischen Planung und Ausführung .......... 241<br />
M. Volz, M. Spannaus, S. Holzer
Potential der aktiven Thermografie als zerstörungsfreies Prüfverfahren zur Qualitätssicherung<br />
von Schweißverbindungen .................................................................................................................................... 249<br />
E. Prints, I. Kryukov, S. Böhm, Kassel<br />
M. Mund, J. Hensel, K. Dilger, Braunschweig<br />
B. Heutling, Hannover<br />
C. Srajbr, Stuttgart<br />
„Steigern der Ermüdungsfestigkeit durch höherfrequentes Hämmern –<br />
Neue Festlegungen aus dem Regelwerk .............................................................................................................. 259<br />
P. Gerster, Ehingen/Donau; F. Schäfers, Kerpen<br />
Stahlbau – Schweißen von Feinkornbaustählen<br />
Hochfester Metallpulverfülldraht mit einer Streckgrenze über 1100 MPa ............................................................. 267<br />
H. Pahr, T. Wöhry, Kapfenberg/AT<br />
Auf Eigenspannungen zurückführbare Schadensfälle an Feinkornbaustahl:<br />
Ursachen, Wirkung und einfache Abhilfemaßnahmen .......................................................................................... 275<br />
D. Baunack, W. Zinn, A. Liehr, T. Niendorf, Kassel<br />
Beanspruchungsgerechte Reparatur beim Bauteilschweißen hochfester Feinkornbaustähle .............................. 285<br />
A. Becker, D. Schröpfer, T. Kannengießer, Berlin<br />
Qualitätssicherung im Mobilkranbau und normative Umsetzung – „QSMobil“ Teil 1 ............................................ 293<br />
J. Bergfeld, M. Nast, F. Koch, R. Fenzl, B. Kranz, S. Keitel, Halle (Saale)<br />
U. Hähnel, P. Hübner, Mittweida<br />
Additive Fertigung – Lichtbogenverfahren I<br />
Einfluss des Schutzgases auf auskragend gefertigte WAAM-Strukturen ............................................................. 301<br />
T. Feucht, M. Erven, B. Waldschmitt, J. Lange, Darmstadt<br />
D. Kampffmeyer, Krefeld<br />
Numerische Berechnung und Optimierung einer WAAM-Gaskühlung ................................................................. 308<br />
S. Manzke, M. Trautmann, E. Spaniol, U. Füssel, Dresden<br />
M. Gierth, J. Reimann, J. P. Bergmann, Ilmenau<br />
Additive Fertigung – Lichtbogenverfahren II<br />
WAAM eines Zwischenstücks für die Bergbauausrüstung .................................................................................... 315<br />
M. Kaneneks, A. Kloshek, J. Morozova, R. Ossenbrink, V. Michailov, Cottbus-Senftenberg<br />
R. Sembol, Cottbus<br />
Additive Fertigung im maritimen Bereich aus Sicht der Klassifikation ................................................................... 324<br />
N. Worm, Hamburg<br />
Modernes Strahlschweißen – Aktuelle Entwicklungen<br />
Beeinflussen der Spritzerentstehung beim Laserstrahlschweißen durch den Einsatz von Phasenplatten .......... 328<br />
J. Schräpler, S. Ulrich, M. Schmitz, Jena<br />
Fügen von Blechpaketen zur Herstellung von umformbaren Funktionssandwichsystemen ................................. 336<br />
M. Angerhausen, G. Buchholz, T. Twiehaus, T. Evers, Aachen
Analyse der Surfi-Sculpt Oberflächenstrukturierung auf mikroskaliger Ebene zur Verbesserung<br />
des knöchernen Heilungsprozesses bei Endoprothesen (Osseointegration) ....................................................... 346<br />
S. Gach, S. Olschok, C. Otten, U. Reisgen, Aachen<br />
Moderne Beschichtungstechnik<br />
Modern trends in Laser Cladding .......................................................................................................................... 354<br />
A. Zikin, H. Najafi, Wohlen/CH<br />
J. Vecchio, San Diego/US<br />
Einfluss der Substratoberfläche auf die Oberflächenbeschaffenheit von mittels EHLA erzeugten<br />
Beschichtungen ..................................................................................................................................................... 363<br />
M. Brucki, E. Weisser, A. Gasser, T. Schopphoven, C. Häfner<br />
Verbessern der Korrosionsbeständigkeit eines hochtemperaturbeständigen<br />
Ultraschalldämpfungskörpers mittels Laserstrahl-Auftragschweißen ................................................................... 370<br />
O. Shapovalov, M. Shapovalova, R. Ossenbrink, T. Heckel, V. Michailov, S. Weiss, Cottbus-Senftenberg<br />
M. Gaal, Berlin<br />
Moderne Schweißverfahren – Adaptive Prozessführung<br />
Sensorfusion beim adaptiven MSG-Schweißen im Stahlbau ............................................................................... 378<br />
S. Hieke, B. Schlosser, R. Imkhaimer, S. Jüttner, R. Leidhold; Magdeburg<br />
Moderne Schweißverfahren - Adaptive Prozessführung ....................................................................................... 385<br />
J. Gerlitzki, Dortmund<br />
Erweitern der Prozessgrenzen beim Laserstrahlschweißen von Aluminiumwerkstoffen durch Einsatz neuer<br />
Schweißstrategien in Verbindung mit adaptiver Prozessführung .......................................................................... 390<br />
F. Jasiewicz, Berlin<br />
Fügetechnik für Textilwerkstoffe<br />
Möglichkeiten zur Herstellung von flexiblen textilen Thermokörpern mittels US-Schweißen ............................... 397<br />
A. Reich, Dresden<br />
Entwicklung einer neuartigen Fügeverbindung zwischen Stahl und GFK für den Schiff- und<br />
Schienenfahrzeugbau ........................................................................................................................................... 403<br />
R. Peters, A. Sumpf, Rostock<br />
L. Molter, R. Luterbacher-Mus, Hamburg<br />
Stahlbau – Hochleistungsverfahren I<br />
„Single-Pass Full-Penetration Welding“ für dicken Edelstahl mit Hochstrom GMAW ............................................ 411<br />
M. Fischer, Mönchengladbach; H. Baba, Kobe/JP; K. Kadota, T. Era, Osaka/JP<br />
M. Maeshima, K. Kadoi, H. Inoue, M. Tanaka, Osaka/JP<br />
Einlagiges WIG-Stichlochschweißen von Baustählen bis 10 mm mit Heißdraht ................................................... 419<br />
R. Ruder, S. Ulrich, S. Jahn
Stahlbau – Hochleistungsverfahren II<br />
Elektrogasschweißen in der schiffbaulichen Praxis der Neptun Werft Rostock ................................................... 426<br />
R. Banaschik, A. Otto, Rostock;<br />
A. Gericke, Rostock,<br />
K.-M. Henkel, Rostock<br />
MSG-Dickdrahtschweißen - eine Alternative zum UP-Schweißen? ..................................................................... 433<br />
M. Neumann, A. Hälsig, M. Kusch, Chemnitz<br />
MSG-Heißdrahtschweißen mit vorgelagerter Heißdrahtvorwärmung ................................................................... 441<br />
T. Ungethüm, E. Spaniol, M. Trautmann, U. Füssel; Dresden<br />
Diffusionsmessungen in UP-Mehrlagenschweißgut als effektives Tool gegen verzögerte<br />
Kaltrissbildung in Dickblechschweißungen ........................................................................................................... 448<br />
M. Rhode, J. Nietzke, T. Mente, T. Kannengießer, Berlin<br />
Additive Fertigung – Titanbauteile<br />
Additive Fertigung komplexer Titanbauteile ........................................................................................................... 460<br />
K. Höfer, A. Hälsig, M. Kusch, Chemnitz<br />
T. Röbert, Chemnitz<br />
Additive Fertigung von Refraktärmetallen ............................................................................................................. 468<br />
J. Weiser, Nieder-Olm<br />
U. Glatzel, H. Daoud, A. Kulig, Bayreuth<br />
Additive Fertigung – Pulverbettverfahren<br />
Additive Fertigung von Druckgerätebauteilen und Druckgeräten nach Richtlinie 2014/68/EU –<br />
Umsetzung der wesentlichen Sicherheitsanforderungen ........................................................................................474<br />
G. Sproesser, S. Nickel, Köln; D. Gatz, Ludwigshafen<br />
Heißrissvermeidung in der laser- und pulverbettbasierten additiven Fertigung<br />
von AlMg4,5Mn0,7 durch Zumischung von AlSi10Mg .......................................................................................... 482<br />
C. Böhm, M. Werz und S. Weihe, Stuttgart<br />
Moderne Löttechnik<br />
Schmelzeigenschaften Co-basierter Lottapes für das Reparaturlöten von Gasturbinen ..................................... 489<br />
K. Bobzin, H. Heinemann, J. Hebing*, S. Wiesner, Aachen<br />
H. Krappitz, S. M. Uddin, Esslingen<br />
Schweißen im Fahrzeugbau – Leichtbau<br />
Analyse des Erwärm- und Umstellverhaltens beim Schweißen von hochtemperatur beständigen Kunststoffen . 500<br />
V. Schöppner, S. Vogtschmidt, Paderborn<br />
Steigern der Schweißbarkeit durch mitgeführte Schallwellenerreger beim Laserstrahlschweißen<br />
von 22MnB5 ........................................................................................................................................................... 508<br />
C. Wolf, S. Völkers, I. Kryukov, M. Graß, S. Böhm, Kassel<br />
P. Mäckel, Kassel
Formloses Presshärten geschweißter Komponenten aus 22MnB5........................................................................ 518<br />
L. Oertel, J. Schäffer, Zwickau<br />
P. Thieme, W. Georgi, M. Kusch, Chemnitz<br />
Schweißen im Fahrzeugbau – Verfahren<br />
Einfluss variierender Wärmeeinträge auf die Porenbildung und die resultierenden Festigkeitseigenschaften<br />
der Schweißverbindung beim MSG-Schweißen von verzinkten höherfesten Stählen .......................................... 527<br />
M. Sarpe, K. Treutler, V. Wesling, Clausthal<br />
P. Dewald, H. C. Schmale, Salzgitter<br />
Temperatur- und Druckabhängigkeit des elektrischen Kontaktwiderstands von Kupfer ....................................... 536<br />
L. Biele, F. Schmid, Renningen<br />
P. Schaaf, Ilmenau<br />
Widerstandsgeschweißte Al-Cu-Verbindungen .................................................................................................... 543<br />
L. Leich, W. Theissen, S. Weber, Bochum<br />
A. Röttger, Wuppertal<br />
S. Löcherbach, N. Hammer, B. Rödder, Wissen<br />
Neue Entwicklungen beim Kondensatorentladungsschweißen<br />
Einfluss der Magnetfeldverteilung auf die Schweißnahtausbildung<br />
beim Kondensatorentladungsschweißen von Getriebebauteilen .......................................................................... 552<br />
J. Lindenmaier, D. Lindenau, Stuttgart, P. Bachker, Bangalore, U. Füssel, Dresden<br />
Numerische Simulation großer Deformationen beim Buckelschweißen durch Kondensatorentladung ................ 562<br />
J. Koal, M. Baumgarten, J. Zschetzsche, Uwe Füssel, Dresden<br />
Modifiziertes Fügeverfahren zum Schweißen metallischer Folien ................................…………………………….. 568<br />
S. Berndt, A. Hälsig, Chemnitz<br />
P. Schütte, D. de Boer, Gladbeck<br />
Stahlbau – Bemessung und Festigkeit<br />
Nachweis der Ermüdungsfestigkeit mit Nennspannungen auf Basis des Eurocode 3 mit modifizierten<br />
und nach FKM-Richtlinie validierten Wöhlerlinien für ungeschweißte Bauteile<br />
und deren Verbindungen im Stahlleichtbau .......................................................................................................... 574<br />
F. Kalkowsky, M. Dörre, Rostock<br />
R. Glienke, D. Schwerdt, Wismar<br />
K.-M. Henkel, Rostock<br />
Entwicklung und Validierung eines Konzepts zur Bewertung der Ermüdungsfestigkeit<br />
von Schweißnahtenden ......................................................................................................................................... 595<br />
A. Oßwald, M. Werz, S. Weihe, Stuttgart<br />
Lebensdauerabschätzung von geschweißten Hohlprofilkonstruktionen<br />
unter Berücksichtigung von Betriebslastkollektiven und Reihenfolgeeinflüssen ................................................... 604<br />
A. Dürr, K. Rother, J. Roth, M. Oswald, J. Neuhäusler, München
Fügetechnik für Wasserstofftechnologien<br />
Fügetechnik in Wasserstofftechnologien - Forschungsbedarf für die Branche ..................................................... 612<br />
M. Rhode, T. Kannengießer, Berlin<br />
Innovative Fügetechnik für Wasserstofftechnologien - Fügen von Bipolarplatten für Brennstoffzellen ................ 625<br />
B. Gerhards, S. Koberg, C. Otten, Herzogenrath<br />
Schadensfälle und Reparaturkonzepte<br />
Konzepte zum Trennen und Wiederfügen von verschweißten Verbindungen im Remanufacturing ...................... 632<br />
M. Rickert, Wüstenrot; P. Urbanek, Chemnitz; F. Riedel, Chemnitz<br />
Wenn schweißtechnische Mängel an einer 400 t Anlage erst beim Kunden auffallen,<br />
dann wird es richtig teuer! ...................................................................................................................................... 639<br />
A. Hachmann, Recklinghausen<br />
Werkstattpraktiker<br />
Zukunft der Stahlproduktion - Was sind Wege zum „grünen“ Stahl? .................................................................... 643<br />
S. Freese, Oldenburg<br />
Schweißen von Duplexstählen im Bauwesen ....................................................................................................... 648<br />
W.-B. Busch, Bielefeld, J. Matzelle, Spenge<br />
Gusseisenreparatur: Bisher mit Nickel als Zusatz, jetzt mit Bronze und mittels<br />
Lichtbogenlöten? ................................................................................................................................................... 658<br />
D. Baunack, W. Zinn, A. Liehr, D. Janoschka, T. Niendorf, Kassel<br />
Autorenverzeichnis.. ……………………………………………………………………………... 669
Qualifizierung eines ferritischen Werkstoffs für die additive Fertigung<br />
mittels SLM-Verfahren zur Anwendung in sicherheitsrelevanten Bereichen<br />
L. Mally, U. Weber, M. Werz und S. Weihe, Stuttgart<br />
Additive Fertigungsverfahren finden zunehmend Einzug in sicherheitsrelevante Anwendungsgebiete. In diesem<br />
Kontext entsteht die Anforderung, für diese Anwendungsbereiche zugelassene oder etablierte Werkstoffe additiv<br />
verarbeiten zu können, die bislang nur konventionell eingesetzt wurden. Dabei spielen nicht nur die Verarbeitbarkeit<br />
und die grundlegenden Werkstoffeigenschaften für eine sichere Bauteilauslegung eine entscheidende Rolle, sondern<br />
auch das nötige Material- und Prozessverständnis. Ferritische Stähle, die konventionell verarbeitet wurden,<br />
sind bereits häufig in sicherheitsrelevanten Einsatzgebieten zu finden. Die Nutzung ferritischer Stähle im Bereich der<br />
additiven Fertigung mittels laser- und pulverbettbasierter Verfahren (L-PBF/SLM) ist allerdings bisher verhältnismäßig<br />
wenig erforscht. Auf der Suche nach neuen Werkstoffen für das L-PBF-Verfahren wird angenommen, dass<br />
gut schweißbare Werkstoffe auch additiv fertigbar sind. Diese Studie untersucht die Verarbeitbarkeit im L-PBF-Verfahren,<br />
das Prozessverhalten und die erreichbaren Werkstoffeigenschaften des gut schweißbaren, ferritischen<br />
Werkstoffs 22NiMoCr3-7. Die im L-PBF erzielten Werkstoffeigenschaften werden mit dem konventionell hergestellten,<br />
geschmiedeten Material (Blockmaterial) verglichen. Diese Studie zeigt, dass der Werkstoff 22NiMoCr3-7 für die<br />
Verarbeitung im L-PBF-Verfahren geeignet ist. Außerdem zeigte sich, dass die Werkstoffeigenschaften des as-printed<br />
Materials durch eine Wärmebehandlung denen des Blockmaterials angenähert werden konnten.<br />
1 Einleitung<br />
Die Grundlage des in dieser Studie verwendeten laser- und pulverbettbasierten Fertigungsverfahrens (SLM/L-PBF)<br />
ist ein schichtweiser Bauteilaufbau, bei dem durch selektives Aufschmelzen von Metallpulver mit einem Laserstrahl<br />
eine Bauteilstruktur erzeugt wird. Die resultierenden Bauteileigenschaften werden dabei von einer Vielzahl an Einflussfaktoren,<br />
wie beispielsweise von der Maschinengrößen, den Pulvereigenschaften und den Prozessungänzen<br />
bestimmt. Insgesamt gibt es über 130 qualitätsentscheidenden Einflussfaktoren [1]. Zudem kommt hinzu, dass jedes<br />
Material im additiven Fertigungsprozess ein anderes Verhalten ausweist und daher gesondert untersucht werden<br />
muss. Die am häufigsten verwendeten Werkstoffe sind AlSi10Mg [2], Ti6Al4V [3], Inconel [4] oder 316L [5]. Diese<br />
wurden in der Vergangenheit bereits genauer untersucht, sodass in der Literatur mittlerweile optimierte Prozessparametersätze<br />
für diese Werkstoffe existieren. Allerdings sind die in den veröffentlichten Studien vorgestellten Parametersätze<br />
häufig unvollständig oder von den gewählten Leistungseinstellungen nicht auf andere Fertigungsanlagen<br />
übertragbar. Zudem hat sich herausgestellt, dass selbst gleiche Parametersätze auf baugleichen Fertigungsanlagen<br />
zu unterschiedlichen Ergebnissen führen können, sodass eine Anpassung für jede Anlage gesondert zu erfolgen<br />
hat. Für den in dieser Studie untersuchten Werkstoff 22NiMoCr3-7 wurden bisher noch keine Ergebnisse im Zusammenhang<br />
mit einer additiven Fertigung des Materials veröffentlicht. Die Werkstoffeigenschaften, sowie das Materialund<br />
Versagensverhalten des konventionell hergestellten Werkstoffs, mit denen die erzielten Ergebnisse dieser Studie<br />
verglichen werden, wurden von Seebich [6] erarbeitet. In der Literatur gibt es zum Thema Verarbeitung ferritischer<br />
Werkstoffe mittels L-PBF bisher nur wenige veröffentlichte Studien [7], [8], [9], [10]. Die darin enthaltenen Parametersätze<br />
sind aus den bereits genannten Gründen nicht unverändert anwendbar, dienen aber als Datenbasis zukünftiger<br />
Prozessparametervariationen.<br />
Da das Prozessergebnis und die Bauteilqualität nicht nur von den Maschinen- und Prozessparametern abhängen,<br />
muss zusätzlich sichergestellt werden, dass auch die Pulvereigenschaften gewissen Anforderungen entsprechen.<br />
Ob und wie gut sich ein Material mittels L-PBF verarbeiten lässt, hängt nicht nur von der Schweißbarkeit eines Materials,<br />
sondern auch entscheidend von den Pulvereigenschaften, wie der Fließfähigkeit und der Schüttdichte ab.<br />
Der Pulverauftrag erfolgt im Prozess meist ohne zusätzliche Verdichtung, sodass das Fließverhalten sichtbaren<br />
Einfluss auf das Pulverbett und damit auf die resultierenden Bauteileigenschaften hat. Die Fließfähigkeit wird<br />
hauptsächlich durch den Feuchtigkeitsgehalt, die Partikelgrößenverteilung und die Partikelform bestimmt. Bei einem<br />
zu hohen Feuchtigkeitsgehalt steigen die Haftkräfte zwischen den Partikeln, da sich dort Feuchtigkeitsbrücken<br />
bilden. Im Falle eines sehr trockenen Pulvers überwiegt dementsprechend der Einfluss der Van-der-Waals-Kräfte<br />
sowie elektrostatischer Kräfte bei den Adhäsionskräften [11]. Je nach Material (beispielsweise bei AlSi10Mg) lässt<br />
sich ein hoher Feuchtegehalt an einer dunkleren Färbung des Pulvers erkennen. Bei 22NiMoCr3-7 ist dies nicht der<br />
Fall. Jedoch wird bei Pulverauftragsversuchen bei hoher Umgebungsfeuchte eine wellenartige Störung des Pulverbetts<br />
sichtbar.<br />
<strong>DVS</strong> 371 1
Mit der Auswahl des Pulvers, der Berücksichtigung der Pulvereigenschaften und der Bestimmung eines geeigneten<br />
Prozessparameterfensters mit anschließender Fertigung ist der Herstellungsprozess von additiven Bauteilen und<br />
Strukturen noch nicht abgeschlossen. Um unter realen Einsatzbedingungen angewendet werden zu können, ist<br />
meist eine Wärmenachbehandlung nötig. Ob und wie bekannte Wärmebehandlungsstrategien für konventionell<br />
hergestellte Werkstoffe auf additiv gefertigte Komponenten übertragen werden können, ist bisher unklar. In der Literatur<br />
wird dazu bereits der Einfluss einer nachfolgenden Wärmebehandlung auf die Festigkeitseigenschaften von<br />
additiv gefertigten Werkstoffen diskutiert [2]. Bekannt ist, dass die durch den Bauprozess und die Orientierung im<br />
Bauraum entstandene Anisotropie mit Hilfe einer nachfolgenden Wärmebehandlung homogenisiert werden kann [2].<br />
Analog zur konventionellen Fertigung mit anschließender Wärmebehandlung gilt für die additive Fertigung erwiesenermaßen<br />
auch, dass die durch den Bauprozess und die rapiden Abkühlgeschwindigkeiten entstandenen Eigenspannungen<br />
damit abgebaut werden können. Eine beheizte Grundplatte während der Herstellung führt ebenfalls zu einer<br />
Reduktion der Eigenspannungen. Zudem hat sich gezeigt, dass bei wärmebehandelten Proben die Streuung der<br />
Versuchsergebnisse für zyklisch belastete Proben abnimmt. Dies lässt sich auf eine größere Duktilität zurückführen<br />
[12]. In einer Studie, in der Proben mittels L-PBF mit niedriger und hoher Porosität gefertigt wurden, zeigten<br />
diese eine höhere Steifigkeit und geringere Bruchdehnung als konventionell gefertigte Halbzeuge aus 316L. Erst mit<br />
einer anschließenden Wärmebehandlung durch Glühen konnten die Verläufe der Spannungs-Dehnungs-Kurven der<br />
additiv gefertigten Proben der des Vergleichsmateriasls angenähert werden [13]. Für die Qualifikation des Werkstoffs<br />
22NiMoCr3-7 für die additive Fertigung ist deshalb eine Untersuchung möglicher Gefügeeinstellungen durch<br />
Variation der Prozessparameter und anschließender Wärmebehandlung nötig, um zu überprüfen, ob vergleichbare<br />
Werkstoffeigenschaften, wie sie von konventionell hergestellten Vergleichskomponenten bekannt sind, erzielt<br />
werden können.<br />
2 Experimentelle Methodik<br />
Das verwendete Stahlpulver wurde durch Verdüsen eines 22NiMoCr3-7 Blockmaterial bei der Firma Höganäs hergestellt.<br />
Nach Herstellerangaben liegt die Partikelgrößen des Zielkorns zwischen 15 und 45 µm. Die chemische<br />
Zusammensetzung des ursprünglichen Blockmaterials ist in Tabelle 1 der Zusammensetzung des resultierenden<br />
Zielkorns gegenübergestellt.<br />
Tabelle 1. Übersicht der chemischen Zusammensetzung Blockmaterial und Pulverwerkstoff 22NiMoCr3-7<br />
C Si Mn Cr Mo Ni P S Cu Sn Al O N Rest<br />
Pulver- 0,19 0,22 0,93 0,28 0,51 0,67 0,006 0,004 0,040 0,007 0,020 0,04 0,02 V, Ta, Co<br />
Block 0,21 0,20 0,88 0,40 0,53 0,83 0,006 0,002 0,039 0,007 0,016 - - V, Ta, Co, As<br />
Die Verarbeitbarkeit von 22NiMoCr3-7 wurde an Probenwürfeln mit unterschiedlichen Prozessparametervariationen<br />
an einer Aconity Mini Anlage (Aconity3D) untersucht. Die gefertigten Würfel wurden mit keilförmigen, massiv gefüllten<br />
Stützstrukturen ausgeführt, um eine sichere Anbindung an die Bauplatte zu gewährleisten. Als Kantenlänge der<br />
Würfel wurde 10 mm gewählt. Die Schichtdicke wurde für alle Würfel konstant bei 30 µm eingestellt. Der Spurabstand<br />
und der Laserspotdurchmesser wurden nicht verändert. Als Scanstrategie wurde eine einfache Streifenbelichtung<br />
über die ganze Querschnittsfläche gewählt, die für die nachfolgenden Schichten jeweils um 90° gedreht<br />
wurde. Die Fertigung erfolgte unter Argon-Atmosphäre bei einem Sauerstoff-Gehalt unter 100 ppm. Die Bauplatte<br />
wurde zunächst nicht vorgeheizt. Die durchgeführten Prozessparametervariationen sind in Tabelle 2 aufgelistet.<br />
Tabelle 2. Übersicht der Parametervariationen<br />
Bezeichnung Parametersatz Laserleistung [W] Scangeschwindigkeit [mm/s]<br />
PS1 250 700<br />
PS2 200 800<br />
PS3 150 800<br />
PS4 300 1000<br />
PS5 250 1525<br />
2<br />
<strong>DVS</strong> 371
Die mit den gewählten Prozessparametern erzielte relative Dichte der additiv gefertigten Würfelproben wurde als<br />
entscheidendes Kriterium für die Einschätzung der Eignung der verwendeten Parameter herangezogen. Die Dichtebestimmung<br />
erfolgte nach dem Archimedischen Prinzip (ASTM B962-17) und zusätzlich durch eine mikroskopische<br />
Bildanalyse einer Schnittfläche der Würfelproben. Hierfür wurde jeweils ein Würfel pro Parametersatz parallel zur<br />
Aufbaurichtung mittig getrennt. Anschließend wurden die Schnittflächen jeder Probe poliert, um die Porengröße und<br />
-verteilung sichtbar zu machen.<br />
Um das additiv gefertigte Material den Eigenschaften des ursprünglichen geschmiedeten Blockmaterials anzunähern,<br />
wurden verschiedene Wärmebehandlungsstrategien untersucht. Diese sind in Tabelle 3 aufgelistet. Die<br />
Bezeichnung der Probenwürfel besteht aus der Nennung des verwendeten Parametersatzes und der Würfelnummer.<br />
Die Optimierung der Anlasszeiten erfolgte schrittweise, sodass Probenwürfel in Tabelle 3 mehrfach genannt<br />
werden. Im Anschluss an die Wärmebehandlung wurden erneut Schliffe angefertigt, um das entstandene Gefüge zu<br />
analysieren. Zudem wurden Härteprüfungen nach Vickers entsprechend DIN EN ISO 6507-1 durchgeführt.<br />
Tabelle 3.<br />
Bezeichnung<br />
Probenwürfel<br />
Wärmebehandlungsstrategien<br />
Temperatur [°C]<br />
Zeit [min]<br />
Abkühlmedium<br />
Temperatur<br />
[°C]<br />
PS1-1 as-printed - - - -<br />
PS2-4 as-printed - - - -<br />
PS3-9 as-printed - - - -<br />
PS1-2 900 20 Öl 650 -<br />
PS1-3 900 20 Wasser 650 -<br />
PS1-2 900 20 Öl 650 60<br />
PS1-3 900 20 Wasser 650 60<br />
PS1-2 900 20 Öl 650 120<br />
PS1-3 900 20 Wasser 650 120<br />
PS1-16 900 20 Luft 650 60<br />
PS1-18 900 20 Luft 650 240<br />
PS1-21 900 240 Luft 650 60<br />
Austenitisierungs-<br />
Austenitisierungs-<br />
Anlass-<br />
Anlass-<br />
Zeit [min]<br />
Für die weitere Materialcharakterisierung wurden Zugproben-Rohlinge (ZPR) mit den Abmaßen<br />
12 mm x 12 mm x 86 mm in liegender Orientierung (0°) gefertigt. Für die Fertigung wurde der Parametersatz PS1<br />
verwendet. Schichtdicke wurde bei 30 µm belassen. Die Fertigung fand ebenfalls unter Argon-Atmosphäre statt. Für<br />
die Herstellung dieser Proben wurde, um Eigenspannungen zu minimieren, der Bauraum auf 150°C geheizt. Es<br />
wurden 4 verschiedene Scanstrategien (siehe Tabelle 4) getestet um deren Auswirkung auf die resultierenden Materialeigenschaften<br />
abzuschätzen. Die Zugprobenrohlinge wurden wärmebehandelt, bevor sie auf die Zielkontur<br />
nach B 8 X 40 DIN 50125 gefräst wurden, um eine Verzunderung der oberflächennahen Schichten zu verhindern.<br />
Die Zugversuche wurden entsprechend nach DIN EN ISO 6892-1:2020-06 durchgeführt.<br />
Tabelle 4.<br />
Übersicht Scanstrategien Zugproben<br />
Bezeichnung Zugprobenrohling<br />
ZPR-1<br />
ZPR-2<br />
ZPR-3<br />
ZPR-4<br />
ZPR-5<br />
ZPR-6<br />
RZP-A<br />
Scanstrategie<br />
Inselmuster<br />
Inselmuster<br />
Inselmuster<br />
Inselmuster überlappend<br />
Einfaches Hatching<br />
Schachbrett überlappend<br />
Einfaches Hatching<br />
<strong>DVS</strong> 371 3
3 Ergebnisse und Diskussion<br />
Die Ergebnisse der Dichteuntersuchung sind nachfolgend dargestellt. Für die verwendeten Prozessparametersätze<br />
ergaben sich deutliche Unterschiede in der relativen Dichte (siehe Tabelle 5). Die Messungen nach dem archimedischen<br />
Prinzip konnten durch lichtmikroskopische Aufnahmen der Schliffbilder quantitativ bestätigt werden. Die<br />
Schliffbilder des Parametersatz 2 (PS2) zeigen verhältnismäßig viele Fehlstellen und Anbindungsfehler, wohingegen<br />
PS1 und PS3 kaum Ungänzen aufweisen. Bis auf den Einflussbereich der Fehlstellen zeigen alle Proben eine gleichmäßige<br />
Schichtdicke. Die getesteten Parametervariationen PS4 und PS5 eignen sich nicht für die Verarbeitung<br />
des untersuchten Werkstoffs, da es bei PS4 zu ungewollten Materialanhäufungen an der Oberfläche während des<br />
Bauprozesses kam und bei PS5 nur eine mangelhafte Anbindung an die Bauplatte erzielt wurde. Für alle weiteren<br />
Versuche wurde deshalb der Parametersatz 1 (PS1) verwendet.<br />
Tabelle 5. Dichtemessungen Archimedisches Prinzip<br />
Bezeichnung Probenwürfel Laserleistung [W] Scangeschwindigkeit [mm/s] Relative Dichte Mittel [%]<br />
PS1-1 250 700 99,10<br />
PS1-2 250 700 98,07<br />
PS1-3 250 700 99,60<br />
PS2-1 200 800 90,74<br />
PS2-2 200 800 95,17<br />
PS2-3 200 800 91,57<br />
PS3-1 150 800 90,74<br />
PS3-2 150 800 99,58<br />
PS3-3 150 800 95,93<br />
Ziel der Wärmebehandlung war es, das as-printed Material in einen mit dem Schmiedezustand vergleichbaren Zustand<br />
(Z) zu bringen. Die Ergebnisse der Wärmebehandlungen werden im Folgenden analysiert (vgl. Bild 1). Im<br />
Gegensatz zu den nicht-wärmenachbehandelten Proben (as-printed, A0) sind bei den wärmebehandelten Proben<br />
die Schmelzspuren im Schliffbild nicht mehr zu erkennen. Es findet eine Homogenisierung des Gefüges statt. Mit<br />
den Wärmebehandlungen bei denen das Material mit Öl oder Wasser abgeschreckt wurde, konnte lediglich ein martensitisches<br />
bzw. ein feinkörniges martensitisches Gefüge erzeugt werden. Die Abkühlgeschwindigkeit durch das<br />
ausgewählte Medium ist damit noch zu hoch. Daher fanden alle nachfolgenden Abkühlvorgänge an Luft statt. Die in<br />
Bild 1 dargestellten Gefügebilder zeigen zudem den positiven Einfluss einer längeren Anlassdauer. Durch eine Verdopplung<br />
der Anlasszeit (D1 D2) konnte die Härte nochmals herabgesetzt werden. Durch die Wärmenachbehandlung<br />
der Probenwürfel wurde ein deutliches Kornwachstum erwartet. Allerdings konnte lediglich ein sehr geringes<br />
Kornwachstum erzielt werden. Bedingt wird das geringe Kornwachstum durch die verstärkte Keimbildung bei zu<br />
schnellen Abkühlungsgeschwindigkeiten. Eine weitere mögliche Erklärung ist, dass eine verstärkte Keimbildung<br />
beim Aufschmelzen und Erstarren der vielen kleinen Pulverpartikel auftritt. Das mit der Wärmenachbehandlungsstrategie<br />
D3 erzielte Mikrogefüge, ferritisch-bainitisches Gefüge, ähnelt bis auf die kleineren Körner der Gefügestruktur<br />
des Bulkmaterials (Z).<br />
4<br />
<strong>DVS</strong> 371
A0 as-printed<br />
B1 900°C/20min/Öl<br />
B2<br />
(nicht angelassen)<br />
900°C/20min/Öl/<br />
60min/Luft<br />
365 HV 10 462 HV 10 300 HV 10<br />
Z Bulkmaterial [11]<br />
900°C/Waser/650°C/7,5h/Luft<br />
C1<br />
900°C/20min/Wasser<br />
(nicht anagelassen)<br />
C2<br />
900°C/20min/Öl/60min/<br />
Wasser<br />
189 HV 30 434 HV 10 301 HV 10<br />
D1<br />
900°C/20min/Luft/650°C/<br />
60min/Luft<br />
D2<br />
900°C/20min/Luft/650°C/<br />
240min/Luft<br />
D3<br />
900°C/240min/Luft/<br />
650°C/60min/Luft<br />
Bild 1.<br />
243 HV 10 220 HV 10 218 HV 10<br />
Schliffbilder und Härtewerte nach der Wärmebehandlung<br />
Die Auswertung der Zugversuche ergibt die in Bild 2 dargestellten Spannungs-Dehnungs-Kurven von 22NiMoCr37<br />
bei Raumtemperatur. Der gestrichelte Kurvenverlauf (Bulk) entspricht dem konventionell hergestellten, geschmiedeten<br />
Material und die schwarze Kurve (RZP-A) dem as-printed Zustand. Alle anderen Proben wurden der Wärmebehandlungsstrategie<br />
D3 unterzogen. Die Verläufe der Spannungs-Dehnungskurven bestätigen einen Zusammenhang<br />
der angewendeten Scanstrategie mit der Duktilität des additiv gefertigten Materials. Die Proben RZP-1 (blau)<br />
und RZP-3 (hellgrün) wurden mit derselben Insel-Scanstrategie gefertigt und sind daher identisch. Für RZP-4 (rot)<br />
wurde eine Überlappung der einzelnen Inseln innerhalb der Scanstrategie eingesetzt. Hierfür wurde der Spurabstand,<br />
bei gleichbleibendem Laserspotdurchmesser, verkleinert, um eine größere Überlappung der einzelnen<br />
Schmelzbahnen zu erzielen. Bild 2 zeigt jedoch, dass diese Anpassung zu keiner deutlichen Änderung des Materialverhaltens<br />
führt. Die Scanstrategien der Proben RZP-5 (Einfaches-Hatching, orange) und RZP 6 (überlappendes<br />
Schachbrett, dunkelgrün) verbessern dagegen sichtbar die Zähigkeit des entstandenen Gefüges (vergleiche Bruchdehnung).<br />
Die Zugfestigkeit der additiv gefertigten Proben sollte mit Hilfe einer Wärmebehandlung auf den Wert des<br />
geschmiedeten Materials (R m<br />
= 563 MPa) gesenkt werden, sowie der Bruchdehnung A = 26% angenähert werden.<br />
Ohne Wärmebehandlung lag die Zugfestigkeit der additiv gefertigten Proben bei R m<br />
= 1230 MPa und die Bruchdehnung<br />
bei A = 15%. Durch die Wärmebehandlung D3 und einer Anpassung der Scanstrategie konnte die Zugfestigkeit<br />
deutlich gesenkt werden, liegt aber immer noch ca. 126-140 MPa über den Werten des geschmiedeten Blockmaterials<br />
(Bulk). Eine Auswertung der Ergebnisse der Zugversuche zeigt, dass die Bruchdehnung bis auf 4 % an die des<br />
Blockmaterials angenähert werden konnte. Das Ziel die Festigkeit des Bulkmaterials zu erreichen, konnte wegen der<br />
L-PBF-bedingten Kornverfeinerung nicht vollständig erreicht werden.<br />
<strong>DVS</strong> 371 5
Bild 2.<br />
Spannungs-Dehnungskurven Zugversuche 22NiMoCr3-7 bei RT<br />
Die Bruchfläche der Probe RZP-1 wurde zusätzlich mit dem Raster-Elektronenmikroskop untersucht und mit denen<br />
der geschmiedeten Proben verglichen (Bild 3). Auf die hierbei entstandenen Aufnahmen wird im Folgenden eingegangen.<br />
Bulk<br />
RZP-1<br />
Bulk<br />
RZP-1<br />
Bulk<br />
RZP-1<br />
Bild 3.<br />
Vergleich Bruchfläche Schmiedematerial vs. additiv gefertigte Probe RZP-<br />
6<br />
<strong>DVS</strong> 371
Bei der Analyse der Bruchflächen fällt eine sehr regelmäßige, linienartige Anordnung größerer Poren in den additiv<br />
gefertigten Proben auf (vgl. Bild 3, rote Markierungen). Zudem wird festgestellt, dass es kaum Zwischengrößen der<br />
größeren Poren existieren. Die Regelmäßigkeit entstammt der gewählten Insel-Scanstrategie. An diesen Stellen<br />
stoßen die 1 mm x 1 mm großen Inseln aufeinander und es kommt zu Anbindungsfehlern. Auffällig ist der Abstand<br />
dieser größeren Poren zueinander. Dieser lässt sich durch die gewählte Aufbaurichtung - die Proben wurden liegend<br />
(0°-Orientierung) gefertigt - erklären. Dabei wurde die Belichtungsrichtung der einzelnen Inseln nach jeder Schicht<br />
um 90° gedreht. Dadurch entspricht der Abstand dieser Fehlstellen der doppelten Schichtstärke, also 60 µm. Zusätzlich<br />
zu den hier beschriebenen Poren, die durch die gewählte Scanstrategie ausgelöst werden, gibt es noch weitere<br />
Poren entsprechend dem gewählten Spurabstand. Durch ihre Regelmäßigkeit lassen sich die dargestellten Fehlstellen<br />
klar als prozessbedingte Ungänzen der additiven Fertigung abgrenzen. Innerhalb der großen Poren konnten<br />
vermehrt Einschlüsse festgestellt werden (orangefarbene Markierung), dabei handelt es sich vermutlich um Mangansulfid.<br />
Zudem sieht man auch Bereiche mit duktilem (grüne Markierung) und sehr porösem Gefüge (orange<br />
Markierung). Die duktilen Bereiche beider Proben sehen identisch aus. Am Rand der Bruchfläche der RZP-1 sind im<br />
Vergleich zur konventionell hergestellten Probe sehr kleine Waben sichtbar. Dies war aufgrund der oben beschriebenen<br />
verfahrensbedingten Ungänzen zu erwarten. Weitere Untersuchungen der Bruchflächen der Proben mit anderen<br />
Scanstrategien sind Bestandteil nachfolgender Studien.<br />
4 Zusammenfassung und Fazit<br />
In dieser Studie konnte der Werkstoff 22NiMoCr3-7 erfolgreich verarbeitet werden. Der Untersuchungsschwerpunkt<br />
lag dabei auf der Definition eines geeigneten Prozessparameterfensters für das selektive Laserstrahlschmelzen des<br />
gewählten Werkstoffs. Dabei wurden die Laserleistung, die Scangeschwindigkeit, der Spotdurchmesser, der Spurabstand<br />
und die Scanstrategie variiert, um ein geeignetes Prozessfenster zu entwickeln. Es konnte ein Prozessparametersatz<br />
entwickelt werden, mit dem eine relative Dichte von über 99% erzielt wurde. Auf dieser Basis erfolgte die<br />
nachfolgende Probenfertigung und Untersuchung verschiedener Wärmenachbehandlungsstrategien. Die additiv gefertigten<br />
Proben zeigten im as-printed Zustand ein nicht ausreichend duktiles Werkstoffverhalten. Mit einer geeigneten<br />
Wärmebehandlung war es möglich, das ursprüngliche Mikrogefüge des geschmiedeten Blockmaterials sowie<br />
dessen mechanisch-technologischen Eigenschaften zu erreichen. Aufbauend auf diesen Untersuchungen wurden<br />
Zugproben gefertigt und geprüft. Die Ergebnisse zeigten eine sehr gute Übereinstimmung zwischen den additiv gefertigten<br />
und den geschmiedeten Proben. Weitere Wärmenachbehandlungsstrategien zur Optimierung der Werkstoffkennwerte<br />
werden aktuell noch durchgeführt. Darüber hinaus sind weitere Experimente an Kerbzug-, Scherzugund<br />
Flachzugproben mit Rissen in Vorbereitung und sollen zeigen, dass das Werkstoffverhalten bei variierender<br />
Spannungsmehrachsigkeit bei additiv gefertigtem und geschmiedetem Werkstoff ähnlich ist.<br />
Literatur<br />
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<strong>DVS</strong> 371 7
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[13] Zerbst, U.; Hilgenberg, K., Damage development and damage tolerance of structures manufactured by<br />
selective laser melting – a review. Procedia Structural Integrity, 2017, S 141-148<br />
8<br />
<strong>DVS</strong> 371
Entwicklung und Erprobung eines Mehrkathoden-WIG-Zusatzdrahtprozesses<br />
zur additiven Fertigung von Metallkomponenten<br />
P. Synnatzschke, J. Zeleznik, E. Spaniol, T. Ungethüm, U. Füssel; Dresden<br />
Abstract<br />
Im Rahmen dieses Beitrags wird die Entwicklung und Erprobung eines Mehrkathoden-WIG-Prozesses mit koaxialer<br />
Schweißzusatzzuführung zur additiven Fertigung von Metallkomponenten vorgestellt. Gegenüber dem verbreiteteren<br />
MSG-Verfahren ermöglicht das WIG-Verfahren, aufgrund der getrennten Energie - und Zusatzwerkstoffzufuhr,<br />
hochqualitative Schweißergebnisse bei jedoch geringerer Auftragsleistung. Dabei ist das WIG-Verfahren für viele<br />
Werkstoffe, vor allem auch für hochreaktive Materialien geeignet.<br />
Durch den Einsatz von zwei synchronisierten Kathoden soll der Energieeintrag in den Grundwerkstoff bei gleichbleibendem<br />
Gesamtstrom verringert werden. Der Prozess wird mit einer koaxialen Kaltdrahtzuführung kombiniert,<br />
um somit einen richtungsunabhängigen WIG-Prozess mit verringerter Wärmeeinflusszone zu realisieren.<br />
Zur Bestimmung des Potentials eines solchen Prozesses wird der Einfluss der Stromstärke der WIG-Lichtbögen<br />
sowie die Drahtvorschubgeschwindigkeit des Kaltdrahtes auf das Schweißergebnis untersucht. Die Untersuchung<br />
ermöglicht eine Bestimmung der Prozessgrenzen. Zur weiteren Analyse des Prozesses werden Prozessmerkmale<br />
wie Werkstoffübergang sowie die inneren und äußeren Nahtkenngrößen aufgenommen und bewertet.<br />
1 Einleitung<br />
Die klassischen Fertigungsverfahren wurden in den 1990er Jahren um die additive Fertigungsverfahren erweitert.<br />
Bei der additiven Fertigung wird das Werkstück, meist auf Basis eines digitalen Modells, lagenweise aus einem<br />
Werkstoff aufgebaut. [1, 2].<br />
Mit Hilfe dieser Verfahren ist es möglich ein Werkstück endkonturnah aufzubauen. Auf aufwändige Gussformen wie<br />
beim Urformen oder große Spanvolumen kann somit verzichtet werden. So können bereits Kleinserien von komplexen<br />
Werkstücken wirtschaftlich gefertigt werden. Auch können, durch den schichtenweisen Aufbau eines Werkstücks,<br />
Geometrien hergestellt werden, welche mit anderen Fertigungsverfahren nicht herstellbar sind. Ein Beispiel<br />
hierfür sind innenliegende Kühlkanäle mit ungeradem Verlauf und vergleichsweise dünnem Innendurchmesser.<br />
[1, 3, 4]<br />
Die drahtbasierte additive Fertigung durch Lichtbogenschmelzschweißverfahren, in der Fachliteratur als WAAM<br />
(Wire and Arc Additive Manufacturing) bezeichnet, ist ein noch wenig erschlossener Bereich der Fertigungstechnik,<br />
der viele Möglichkeiten für Form, Material und Wirtschaftlichkeit von Werkstücken beinhaltet.<br />
Im Folgenden sind die Inbetriebnahme eines WAAM-Prozesses, auf der Basis eines Doppellichtbogens und die<br />
Eigenschaften eines solchen Prozesses dargestellt.<br />
2 Stand der Technik<br />
Ein großer Teil der bisher entwickelten additiven Fertigungsverfahren basiert auf Prozessen, bei denen ein pulverförmiger<br />
oder filamentförmiger Werkstoff aufgeschmolzen und aufgetragen wird. Dies ist mit metallischen Werkstoffen,<br />
auf Grund des höheren Schmelzpunktes, deutlich aufwändiger als beispielsweise mit thermoplastischen Polymeren<br />
(Tabelle 1) [3, 5].<br />
<strong>DVS</strong> 371 9
Tabelle 1. Schmelzpunkte ausgewählter Werkstoffe.<br />
Nylon ca. 260°C<br />
Aluminiumlegierungen ca. 660°C<br />
Stähle ca. 1400°C<br />
Titanlegierungen ca. 1670°C<br />
Aufgrund der weiterhin sehr großen Einsatzmöglichkeiten von Metallkomponenten in der Wirtschaft sind additive<br />
Fertigungsverfahren auch zukünftig unabdingbar. Für die additive Fertigung von Metallkomponenten werden nach<br />
bisherigem Stand der Technik zwei hauptsächliche Verfahrensgruppen angewendet.<br />
Die erste Verfahrensgruppe stellt das schichtenweise Aufschmelzen eines Metallpulvers innerhalb eines Pulverbetts<br />
mit Hilfe eines Laser - oder Elektronenstrahls dar [6]. Verfahren dieser Gruppe zeichnen sich durch eine hohe Bauteilgüte,<br />
mit guten Oberflächenkennwerten und feinen Toleranzen aus. Die erreichbare Aufschmelzleistung ist jedoch<br />
gering und die Werkstückgröße ist durch die Größe des Pulverbetts beschränkt. Zusätzlich ist der technische<br />
sowie wirtschaftliche Aufwand für die pulverbettbasierte additive Fertigung groß und die Menge der hierfür geeigneten<br />
Pulverwerkstoffe ist begrenzt. Somit können vor allem Komponenten aus Stahlwerkstoffen nicht immer wirtschaftlich<br />
gefertigt werden. [7, 8]<br />
Die zweite Verfahrensgruppe sind Prozesse, bei denen ein Werkstück aus auftraggeschweißten Strichraupen aufgebaut<br />
wird. Das hierbei eingesetzte Prinzip entspricht dem Metall-Schutzgasschweißen (MSG). Der dabei aufgeschmolzene<br />
Zusatzdraht bildet auf dem Substrat die einzelnen Lagen des Werkstücks aus. Mit Hilfe von MSG basiertem<br />
WAAM können großvolumige Bauteile in wirtschaftlicher Zeit additiv gefertigt werden. Die hierfür<br />
notwendige Brennertechnik ist günstiger als die Strahlanlagen für die Pulverbettverfahren. Die Oberflächengüte so<br />
gefertigter Werkstücke ist jedoch meist so gering, dass eine spanende Nachbearbeitung nötig ist. Die Menge der<br />
geeigneten Werkstoffe ist dabei ebenfalls begrenzt. [9, 10]<br />
Einen Überblick über die Eigenschaften der pulverbettbasierten und der WAAM-Verfahren kann Tabelle 2 entnommen<br />
werden.<br />
Tabelle 2.<br />
Pulverbettverfahren und WAAM im Vergleich.<br />
Eigenschaft Pulverbettverfahren WAAM<br />
Abschmelzleistung Sehr gering Hoch<br />
Oberflächengüte Hoch, ~ Pulverkorn Sehr gering, ~ Schweißraupe<br />
Werkstückgröße Klein Groß<br />
Technischer Aufwand Hoch Gering<br />
Abschmelzleistung
Schweißstroms [14, 15]. Ein zu hoher Staudruck führt zu Beeinträchtigungen des Schweißbades in Form von z.B.<br />
Humping [8, 16]. Durch den Staudruck ist also die Stromstärke und damit die Produktivität eines WIG-WAAM nach<br />
oben hin begrenzt.<br />
Eine Variante des WIG-Schweißens ist das Schweißen mit einem Doppellichtbogen, der von zwei gleich gepolten<br />
Wolframelektroden zum Werkstück verläuft. [17]. Eine erste praktische Anwendung des Prinzips wurde von Kobayashi<br />
2004 [16] beim Bau eines Erdgastanks dokumentiert. Der Druckbehälter mit einem Fassungsvermögen von<br />
180 000 m 3 , und einer Wandstärke von bis zu 50mm, bestand aus legierten Stahl mit 9% Nickel. Das für solche Aufgaben<br />
übliche Unterpulverschweißen weist zwar eine sehr hohe Abschmelzleistung auf, erfordert aber, durch seine<br />
geringe Nahtoberflächengüte, einen hohen Aufwand bei der Nahtzwischen- und Nachbearbeitung. Das vollmechanische<br />
Schweißen mit einem WIG-Doppellichtbogen ermöglicht einen höheren Schweißstrom, bei der für WIG-Prozesse<br />
üblichen hohen Nahtgüte, sodass keine Nahtzwischen- und Nachbearbeitung notwendig ist. So war das<br />
WIG-Doppellichtbogenverfahren, beim Bau des Gastanks, wirtschaftlicher als das Unterpulverschweißen. [13, 16]<br />
Mithilfe des Doppellichtbogens kann ein höherer Gesamtstrom zum WIG-Schweißen eingesetzt werden. Grund<br />
dafür ist ein geringer Anstieg des Staudrucks als bei einem einzelnen Lichtbogen. Abbildung 1 zeigt, dass die Verdopplung<br />
des Gesamtstroms in einem Einzellichtbogen ungefähr zu einer Vervierfachung des Staudruckmaximums<br />
führt. Abbildung 2 hingegen zeigt, dass ein Doppellichtbogen, der den doppelten Schweißstrom überträgt, ein<br />
einzelnes Staudruckmaximum aufweist, das noch unter den Maxima einer theoretischen Überlagerung von zwei<br />
Lichtbögen liegt.<br />
Bild 1.<br />
Staudruckverteilung in Abhängigkeit vom<br />
Schweißstrom im Einzellichtbogen bei<br />
100A und bei 200A nach [15]<br />
Bild 2.<br />
Staudruckverteilung in einem Doppellichtbogen<br />
mit 100A+100A, verglichen mit Einzellichtbögen<br />
und theoretischer Überlagerung<br />
nach [15]<br />
Der Doppellichtbogen erlaubt es also einen WIG-Prozess, dessen maximaler Schweißstrom durch den Staudruck<br />
begrenzt ist, mit doppeltem Schweißstrom zu betreiben. [16, 15]<br />
Der Staudruckverteilung unter dem Doppellichtbogen ist abhängig von den eingestellten Stromstärken sowie den<br />
geometrischen Parametern und der Anordnung der Elektroden, siehe Abbildung 3.<br />
Bild 3.<br />
Geometrische Parameter der Elektrodenanordnung<br />
<strong>DVS</strong> 371 11
Untersuchungen hierzu zeigen, dass der Elektrodenabstand D einen großen Einfluss auf die Form der Druckverteilung<br />
und damit den Energieeintrag hat. Bei sonst gleichen Parametern führt ein größeres D zu einer elliptischen<br />
Druckverteilung, deren längere Achse durch die beiden Elektrodenspitzen verläuft, bis wieder die zwei Maxima von<br />
zwei einzelnen Lichtbögen erkennbar sind. Ein kleineres D führt zu einer elliptischen Verteilung, deren längere Achse<br />
normal zu den beiden Elektrodenspitzen verläuft. Zwischen diesen beiden elliptischen Verteilungen gibt es eine<br />
Konfiguration, die zu einer kreisförmigen Druckverteilung und somit zu einem richtungsunabhängigen Energieeintrag<br />
führt. Die Anordnung mit einem Gesamtstrom von I = 70 A + 70 A durch die beiden Wolframelektroden, bei<br />
Anstellwinkel α = 20°, Spitzenwinkel θ = 20°, Lichtbogenlänge L = 3mm und einem Elektrodenabstand D = 2mm wird<br />
diesen Ansprüchen gerecht und wurde von Schwedersky [18] experimentell ermittelt. [18]<br />
3 Entwicklungsziele<br />
Das Ziel der vorgestellten Arbeit ist die Entwicklung eines WIG-Doppelelektroden-Prozesses, der den Ansprüchen<br />
an eine wirtschaftliche und hochqualitative additive Fertigung gerecht wird. Der sich ausbildende Doppellichtbogen<br />
wird dabei zum Aufschmelzen des Substrates sowie eines Kaltdrahtes eingesetzt. Dazu soll ein Demonstrator genutzt<br />
werden, mithilfe dessen die geometrische Anordnung von zwei WIG-Schweißbrennern in Kombination mit einer<br />
Drahtvorschubeinheit frei zueinander eingestellt werden kann. Mithilfe des Demonstrators sollen Auftragschweißungen<br />
durchgeführt werden, welche anschließend einer inneren und äußeren Nahtanalyse unterzogen werden.<br />
Der Prozess soll dabei die Nachteile von bisher genutzten draht- und lichtbogenbasierten additiven Fertigungsverfahren<br />
aufwiegen. Die Schweißraupe soll durch eine unabhängig voneinander einstellbare Draht- und Energiezufuhr<br />
für den jeweiligen Einsatz frei modelliert werden können.<br />
4 Vorgehensweise der Untersuchungen<br />
Um die Anwendbarkeit eines WIG-Doppelelektrode Prozesses für die additive Fertigung zu überprüfen, wurde ein<br />
Demonstrator entwickelt. Der Demonstrator ist an einer dreiachsigen Portalkinematik befestigt. Die genutzten Geräte<br />
sind einerseits eine steuerbare Drahtvorschubeinheit (EWM - tigSpeed continuous drive 45 coldwire) und andererseits<br />
zwei unabhängige WIG-Schweißstromquellen (EWM - Tetrix 300) mit wassergekühlten WIG-Brennern<br />
(Abicor Binzel - ABITIG® MT 500 W). Durch den Demonstrator können sowohl die Brenner als auch die Drahtzuführung<br />
unabhängig voneinander positioniert werden. Die in Abbildung 4 dargestellten geometrischen Randbedingungen<br />
wurden für alle Untersuchungen eingestellt. Für diese Demonstratoranordnung ist zu sehen, dass der Winkel<br />
zwischen den Brennern sowie die Distanz der Drahtzufuhr zum Substrat durch die äußere Geometrie aller genutzten<br />
Bauteile begrenzt ist.<br />
Mit diesem Demonstrator werden Probeschweißungen mit Prozessparametern nach Tabelle 3 durchgeführt. Die<br />
eingestellten Parameter für Schweißstrom und die Drahtvorschubgeschwindigkeit können dabei Tabelle 4 entnommen<br />
werden.<br />
Bild 4.<br />
Brennerkopf des Demonstrators<br />
12<br />
<strong>DVS</strong> 371
Tabelle 3. Feste Parameter der Probeschweißungen.<br />
Anstellwinkel α 30°<br />
Spitzenwinkel θ 30°<br />
Lichtbogenlänge L<br />
5 mm<br />
Elektrodenabstand D<br />
6 mm<br />
Elektrodendurchmesser<br />
3,2 mm<br />
Grundwerkstoff<br />
S235JR<br />
Zusatzwerkstoff (Massivdraht)<br />
G4Si1<br />
Zusatzdrahtdurchmesser<br />
1,2 mm<br />
Schutzgas<br />
100% Argon<br />
Schutzgasdurchfluss<br />
12 l/min + 12 l/min<br />
Schweißgeschwindigkeit vs<br />
3 mm/s<br />
Schweißnahtlänge<br />
100 mm<br />
Tabelle 4. Variierte Parameter der Probeschweißungen.<br />
Schweißstrom I<br />
100 A + 100 A, 150 A + 150 A, 200 A + 200 A<br />
Drahtvorschubgeschwindigkeit vD<br />
1 m/min, 2 m/min, 3 m/min, 4 m/min, 5 m/min<br />
5 Vorstellung der Ergebnisse<br />
Zur Untersuchung der Einsatzmöglichkeit eines WIG-Doppelektrode-Prozesses für die additive Fertigung wurden<br />
Auftragschweißungen durchgeführt. Diese Untersuchungen wurden zusätzlich mittels Hochgeschwindigkeitsaufnahmen<br />
(HG-Aufnahmen) dokumentiert. Die Schweißraupen wurden anschließend einer äußeren Nahtanalyse<br />
(Sichtprüfung) sowie zur Ermittlung von Einbrand und Benetzungswinkel einer inneren Nahtanalyse (Makroschliff)<br />
unterzogen. Die Hochgeschwindigkeitsaufnahmen für unterschiedliche Drahtvorschubgeschwindigkeiten sind in<br />
Abbildung 5 dargestellt.<br />
vD = 1 m/min vD = 2 m/min vD = 3 m/min vD = 4 m/min vD = 5 m/min<br />
Bild 5.<br />
Hochgeschwindigkeitsaufnahmen für I = 150 A + 150 A und variable v D<br />
Anhand der HG-Aufnahmen ist zu erkennen, dass für die eingestellten geometrischen Parameter ein stabiler Doppellichtbogen<br />
erzeugt werden konnte. Ferner ist zu beobachten, dass eine zu geringe Vorschubgeschwindigkeit v D<br />
zu einem<br />
unkontrollierten Tropfenübergang des Kaltdrahtes in das Schmelzbad führt. Infolgedessen kann eine sehr unregelmäßige<br />
Schweißnahtgeometrie auftreten. Eine größere v D<br />
führt zu einem feineren und kontrollierten Tropfenübergang,<br />
bis der Zusatzwerkstoff kontinuierlich in das Schmelzbad übergeht. Bei zu hohen Drahtvorschubgeschwindigkeit ist zu<br />
sehen, dass der Draht als Festkörper in das Schmelzbad eintaucht. Dies kann darauf zurückzuführen sein, dass die<br />
Lichtbogenenergie nicht mehr ausreicht, um den Zusatzwerkstoff ausreichend aufzuschmelzen. Wenn der Draht auch<br />
durch das Schmelzbad nicht mehr aufgeschmolzen werden kann, kommt es zum Versagen des Prozesses.<br />
Durch die Auswertung der HG-Aufnahmen konnte ebenfalls festgestellt werden, dass eine mittige Zuführung des<br />
Zusatzdrahtes in das Schmelzbad des Doppellichtbogens nicht in ausreichendem Maße möglich war. Dies ist auf die<br />
konstruktiv bedingte große Distanz zwischen Drahtzufuhr und Schmelzbad zurückzuführen. Für weitere Untersuchungen<br />
dieses Prozesses muss eine Weiterentwicklung des Demonstrators angestrebt werden.<br />
<strong>DVS</strong> 371 13
Durch die unterschiedlichen Arten des Werkstoffüberganges ist die Nahtform der Stichraupen nicht über das untersuchte<br />
Parameterfeld gleichmäßig. Zur Auswahl von Parametern, die für einen Einsatz in der additiven Fertigung<br />
geeignet sind, wurde eine innere und äußere Nahtanalyse durchgeführt. So treten bei allen untersuchten Schweißungen<br />
keine durchlaufenden Einbrandkerben auf. Jedoch variiert die Form der Nahtübergänge stark zwischen den<br />
unterschiedlichen Parameterkombinationen und ist durch die Sichtprüfung nicht hinreichend zu bewerten.<br />
Daher wurden Makroschliffe zur weiteren Bewertung angefertigt. Die in Abbildung 6-8 dargestellten Nahtgeometrien<br />
wurden mit den in Tabelle 5aufgeführten Schweißparametern erzeugt.<br />
Bild 6 Bild 7. Bild 8.<br />
Tabelle 5.<br />
Parameter aufgeführter Makroschliffproben<br />
Probe Gesamtstrom Drahtvorsch. Nahthöhe Nahtbreite Einbrandtiefe<br />
Abbildung 6 I = 100 A + 100 A vD = 2 m/min h = 2,8 mm b = 5,7 mm e = 0,2<br />
Abbildung 7 I = 150 A + 150 A vD = 2 m/min h = 2,1 mm b = 9,6 mm e = 1,8 mm<br />
Abbildung 8 I = 150 A + 150 A vD = 3 m/min h = 2,9 mm b = 8,8 mm e = 1,0 mm<br />
Das in Abbildung 6 abgebildete Nahtprofil weist einen zu schroffen Nahtübergang auf, jedoch ist der Grundwerkstoff<br />
nur geringfügig aufgeschmolzen und die Wärmeeinflusszone daher gering. Abbildung 7zeigt, dass eine Erhöhung<br />
des Stroms zu einer flacheren Naht mit tieferem Einbrand führt. Eine zusätzliche Erhöhung der Drahtvorschubgeschwindigkeit<br />
führt wieder zu einer höheren Naht mit einem flacheren Einbrand und geringerer<br />
Wärmeeinflusszone, wie Abbildung 8 zeigt.<br />
Durch die Anpassung der Schweißparameter können so, beim Einsatz eines WIG-Doppelelektrode-Prozesses in<br />
Kombination mit einem axial geführten Kaltdraht, unterschiedliche Nahtgeometrien erzeugt werden. Einerseits sind<br />
schmale, hohe Nähte mit geringem Einbrand und somit geringerer Beeinflussung der vorherigen Lage möglich. Anderseits<br />
können flache, breite Nähte mit sehr guter Anbindung zur vorherigen Lage erzeugt werden.<br />
6 Zusammenfassung und Ausblick<br />
Die Untersuchungen zeigen, dass der entwickelte WIG-Doppellichtbogen mit einer axialen Drahtzuführung dazu<br />
eingesetzt werden kann Auftragschweißungen durchzuführen, die für die additive Fertigung geeignet sind. Dazu<br />
wurde der Zusammenhang zwischen der entstehenden Nahtform und den Parametern Schweißstrom I und Drahtvorschubgeschwindigkeit<br />
v D<br />
untersucht. Durch die Möglichkeit diese Parameter unabhängig voneinander zu steuern,<br />
ergibt sich ein Vorteil des Prozesses gegenüber dem klassisch eingesetzten MSG-WAAM. Im Rahmen der<br />
untersuchten Prozessparameter konnte ein stabiler Prozess mit einer Drahtvorschubgeschwindigkeit von v D<br />
= 4 m/<br />
min eingesetllt werden. Dies entspricht einer Abschmelzleistung von 2,13 kg/h. Damit ist das WIG-WAAM in einem<br />
wirtschaftlichen Bereich zwischen den Pulverbettverfahren und dem MSG-WAAM anzusiedeln.<br />
Der eingesetzte Demonstrator ist sehr begrenzt bezüglich der einstellbaren Parameter und kann eine mittige Drahtzuführung<br />
nicht gewährleisten. Um genauere Aussagen über die Möglichkeiten eines WIG-WAAM treffen zu können,<br />
ist eine konstruktive Weiterentwicklung des Demonstrators notwendig. Mithilfe dieses Demonstrators sollen<br />
anschließend das Prozessfenster sowie der Einfluss der geometrischen Parameter auf die Ausbildung des Lichtbogens<br />
genauer bestimmt werden. Anschließend daran kann eine Kombination mit einem Heißdrahtprozess zur<br />
weiteren Steigerung der Abschmelzleistung angestrebt werden.<br />
14<br />
<strong>DVS</strong> 371
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