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DVS_Bericht_371LP

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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 />

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2015, S. 213-222<br />

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<strong>DVS</strong> 371 7


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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


Schrifttum<br />

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