Band_389LP

2023
DVS-BERICHTE
DVS CONGRESS
Große Schweißtechnische Tagung
DVS CAMPUS
Ausführliche Manuskripte
auf USB-Card

KONSTRUKTION
MATERIALMANAGEMENT
BLECHBEARBEITUNG
LASERSCHNEIDEN
OBERFLÄCHENBEARBEITUNG
ABKANTEN
LASERSCHWEISSEN
KOMPONENTENFERTIGUNG

DVS CONGRESS
2023
Große
Schweißtechnische
Tagung
DVS CAMPUS
Langfassungen der Vorträge der Veranstaltung
in Essen vom 11. bis 14. September 2023
Veranstalter:
DVS – Deutscher Verband für Schweißen und
verwandte Verfahren e. V., Düsseldorf

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen
Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über
http://dnb.d-nb.de abrufbar.
DVS-Berichte Band 389
ISBN: 978-3-96144-230-0 (Print)
ISBN: 978-3-96144-231-7 (E-Book)
Alle Rechte, einschließlich Übersetzungsrecht, vorbehalten. Nachdruck und Vervielfältigung dieses
Bandes oder von Teilen desselben nur mit Genehmigung der DVS Media GmbH, Düsseldorf.
© DVS Media GmbH, Düsseldorf ⋅ September 2023
Herstellung: Print Media Group GmbH & Co. KG, Hamm

Vorwort
Mit der Weltleitmesse SCHWEISSEN & SCHNEIDEN kommt auch der DVS CONGRESS in 2023
wieder zurück nach Essen. Für den DVS CONGRESS ist es eine besondere Herausforderung,
in einem Messejahr, bzw. nach dem Verschieben der Fachmesse von 2021 nach 2023, den
aktuellen Entwicklungen in der Branche, die gespickt sein werden mit zahlreichen
technologischen Weltneuheiten, mit dem Fachprogramm gerecht zu werden.
Der DVS CONGRESS wird daher wieder konsequent branchenorientiert ausgerichtet. Neben der
Großen Schweißtechnischen Tagung und der Tagung Unterwassertechnik mit Vorträgen aus der
betrieblichen Praxis werden auch zahlreiche anwendungsnahe Forschungsergebnisse aus aktuell
abgeschlossenen Forschungsprojekten aus der Forschungsvereinigung Schweißen und verwandte
Verfahren e. V. des DVS vorgestellt. Damit werden sowohl Industrie, Handwerk und Wissenschaft
aus der Füge-, Trenn- und Beschichtungstechnik direkt angesprochen. Interessierte werden wieder
wertvolle Impulse für das eigene Unternehmen mitnehmen.
Fortlaufend widmet sich der DVS aktiv der Nachwuchsförderung. Mit dem DVS CAMPUS werden
Studierende rund um das Schweißen und die verwandten Verfahren dazu eingeladen, der Fachwelt
aktuelle Ergebnisse aus Bachelor-, Masterthesis oder Diplomarbeiten vorzustellen. Die Fachwelt
bekommt im Gegenzug einen idealen Überblick über die Experten von morgen.
Ein umfassendes Vortragsprogramm wird viele Gelegenheiten bieten, sich wieder über den
neuesten Stand der Technologien zu informieren.
Informationsvermittlung, Theorie und Praxis, aber auch Unterhaltung, das sind die Erfolgsgaranten
des DVS CONGRESS!
Seien Sie wieder dabei und tauschen neue Erkenntnisse mit Fachkollegen aus. Informieren Sie sich
über Neuerungen aus Ihrem beruflichen Umfeld und stellen Sie Ihre Erkenntnisse zur Diskussion.
Wir freuen uns, wenn wir Sie wieder persönlich in geselliger Runde am Montagabend am DVS-
Gemeinschaftsstand in Halle 3 begrüßen und uns mit Ihnen austauschen können.
Düsseldorf, im August 2023
Dr.-Ing. Roland Boecking
Hauptgeschäftsführer
Dipl.-Ing. Jens Jerzembeck
Leiter Forschung und Technik
DVS – Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V.

Inhaltsverzeichnis
Vorwort
Langfassungen
DVS CAMPUS
Trends beim Laserstrahlschweißen
Ermüdungsverhalten mittels Laserstrahlschweißen hergestellter
Batteriezellkontaktierungen unter dynamischen Lasten ...................................................... 1
B. Scheffler, M. K. Kick, S. Grabmann und M. F. Zäh
Innovative Fügetechnik für Folien aus nichtrostendem Stahl ............................................ 13
S. Koberg, B. Gerhards, C. Otten, M. Schleser
Innovationen in der Fügetechnik
Physikalische und chemische Charakterisierung der Emissionen beim
Metall-Ultraschall-schweißen von Litze-Terminal-Verbindungen und
ihre toxikologische Bewertung .......................................................................................... 20
E. Helfers, A. Schiebahn, U. Reisgen, Aachen; M. Möllers, Th. Kraus, Aachen
Prozessvergleich zwischen koaxialem und lateralem Laserstrahl-MSG-Hybridschweißen
im Dünn- und Dickblechbereich ..................................................................... 29
R. Sanei, M. Clemens, L. Warnecke, S. Olschok, U. Reisgen, Aachen
Numerische Simulation eines gekoppelten MSG-Lichtbogen-Schmelzbad-Modells ......... 39
F. Weigelt, M. Trautmann, T. Ungethüm, S. Manzke, U. Füssel, H. C. Schmale, Dresden
Kleben – Mischverbindungen und Qualitätssicherung
Aufgeklebte CFK-Pflaster zur Verstärkung angerissener Stahlbauteile ............................ 47
F. Sternsdorff, Y. Ciupack, M. Euler, Cottbus-Senftenberg
Einsatz der Klebtechnik im Holzbau für leistungsfähige Verbundwerkstoffe ..................... 55
T. Rudolph, Y. Ciupack, M. Euler
Die ECT-Tomographie als Verfahren zur kontinuierlichen Inline-Überwachung
der Homogenität von Klebstoffen und Vergussmassen (IGF-Nr. 21.544 N) ..................... 62
S. Voß, Dr. H. Kordy, Bremen

Große Schweißtechnische Tagung
Moderne Fügeverfahren – Schutzgasschweißen
Bauteilorientierte Auswahl von Prozessregelvarianten beim MSG-Schweißen –
ein kurzer Überblick .......................................................................................................... 67
A. Josten, Haiger
Potentiale der Pulstechnologie in der Fügetechnik ........................................................... 75
A. Hälsig, B. John, H. Letsch, P. Focker, J. Hensel, Chemnitz
WIG-Schweißen mit dynamisch geregelter Drahtvorschubgeschwindigkeit ………… ….. 85
M. Willinger, Thalheim bei Wels/AT
Robotereinsatz in der Schweißtechnik
Quo Vadis Cobot? – Zukunftsvision für kollaborative Schweißroboter und
Stromquellen .................................................................................................................... 91
C. Dripke, Auenwald
Ein Hybrid zwischen Industrie- und Kollaborativroboter ................................................... 97
A. Ott, Neuss
Roboterschweißen – Rüstzeiten minimieren und Kosten sparen bei kleinen
Losgrößen durch computergestützten Vorrichtungsbau ................................................. 101
L. Bartevyan, Stuttgart
Cobot-Schweißen: Aktuelle Entwicklungen und Trends ................................................. 108
S. Opper, München
Schadensfälle und Reparatur
Lanz-Perlit – fast vergessen und doch aktuell – Ackerschlepper aus
schweiß- und werkstofftechnischer Sicht betrachtet ...................................................... 112
C. Gajda, Halle (Saale)
Schadensfälle und Reparatur ......................................................................................... 122
D. Baunack; A. Liehr, Kassel
Schweißtechnik für die Elektromobilität
Einsatz des Magnetimpulsschweißens für elektrisch beanspruchte
Litze-Ableiter-Verbindungen ........................................................................................... 130
M. Graß, S. Böhm, Kassel

Perspektiven in der Fertigung von Aluminium-Batteriegehäusen für die
Elektromobilität durch den Einsatz eines Laserstrahlhybrid-Schweißprozesses ............ 137
J. Gaisberger, H. Staufer, M. Schorn, Thalheim bei Wels/AT
Effizienzsteigerung durch Faserlaserschweißen in der Massenproduktion
der E-Mobilität ................................................................................................................ 145
B. Kessler, Burbach
Künstliche Intelligenz
KI-basierte Defekterkennung in der Thermografie ......................................................... 147
P. Kammel, V. Schauder, Halle (Saale)
Anwendung von Convolutional Neural Networks (CNNs) bei der
Erkennung von Rissen im Modifizierten Varestraint-Transvarestraint-
Heißrisstest (MVT-Test) .................................................................................................. 153
P. Liepold, A. Kromm und T. Kannengießer, Berlin
Bestimmen von Spannungskonzentrationen an Schweißverbindungen
aus Oberflächenscans durch künstliche neuronale Netze .............................................. 160
J. Schubnell, Ö. Aydogan, M. Jung
2D-Quantifizierung und 3D-Visualisierung der Sprödphasen in NiCrSiB-
Lötverbindungen anhand Bildsegmentierung zur Abschätzung der
mechanischen und korrosiven Eigenschaften ................................................................. 169
J. L. Otto, L. M. Sauer, M. Brink, T. Schaum und F. Walther
Digitalisierung in der Fügetechnik I
Gezielte Beeinflussung des Bauteilthermomanagements zur Erhöhung
der Verbundqualität beim Löten großflächiger Fügeverbindungen ................................ 176
W. Tillmann, C. Timmer, L. Wojarski, T. Henning, J. Bültena und F. Ontrup
„Kalibrierte Stromquellen“ und weitere Möglichkeiten, prozessbedingte
Schwankungen in der Fertigung zu reduzieren .............................................................. 182
S. Rohleder, Auenwald
Von der Stromquelle lernen, ohne Sie zu kennen? – Ein intelligentes Assistenzsystem
mit dem Ansatz des föderierten Lernens in der Schweißtechnik ....................... 193
C. Kaymakci, Stuttgart
Stahlbau I
Bewerten von Hochleistungsschweißprozessen für die Neufertigung von
Windenergieanlagen (Stahlrohrturm) ............................................................................. 198
U. Mückenheim, A. Aurin, S. Keitel, M. Clemens, M. Olesch, S. Olschok, R. Sharma, U. Reisgen

Tragverhalten vorgespannter Hybridverbindungen unter Einfluss
von Temperatur und Dauerstandslast ............................................................................ 210
J. Mantik, Rostock, R. Glienke, Rostock/Wismar, C. Denkert, M. Dörre, Rostock; T. Vallée, H. Fricke, Bremen;
K.-M. Henkel, Rostock
Mikrolegierungseinfluss auf das Ausscheidungsverhalten und die
mechanischen Eigenschaften geschweißter hochfester Baustähle ............................... 218
N. Schröder, M. Rhode, T. Kannengießer, Berlin
Stahlbau II
Strategien zum Verlängern der Gesamtlebensdauer von orthotropen
Fahrbahnplatten aus Sicht der Anwendungspraxis ........................................................ 226
A. Scharff, Rostock; R. Glienke, Wismar/Rostock; J. Alex, Hamburg; M. Schröder, Wismar; F. Kalkowsky,
Rostock; G. Winkel, R. Peters, Rostock
Schweißen von Fachwerkkonstruktionen ....................................................................... 254
R. Vogt, V. Ghafoorian
"Alles richtig gemacht und trotzdem verloren" – die Toleranzangaben
der DIN EN 1090-2 Anhang B gelten für das fertige Bauteil!
Dank Digitalisierung noch sicherer und automatisiert .................................................... 268
T. Vauderwange, Offenburg
Regelwerk und Qualitätssicherung
Der ungeregelte Bereich – gibt es ihn wirklich? ............................................................. 276
J. Mährlein, Duisburg
Praktische Lösungsansätze zum Erstellen einer WPS aus einer SWPS
nach EN ISO 15612 ....................................................................................................... 282
Ph. Dörner, M. Willinger Thalheim bei Wels/AT
Schweißbarkeit und Tragfähigkeit von MAG-geschweißten Stumpfnähten
als Mischverbindung von Baustählen mit unterschiedlicher Festigkeit .......................... 289
O. Brätz, Rostock; M. von Arnim, Stuttgart; S. Eichler, Ilmenau; J. Hildebrand, Ilmenau;
J. P. Bergmann, Ilmenau; A. Gericke, K.-M. Henkel, Rostock; U. Kuhlmann, Stuttgart
Überwachung von Schweißprozessen mittels Bildauswertung im sichtbaren
und unsichtbaren Spektrum ........................................................................................... 300
C. Gerau, Ratingen; K. Niepold, Mülheim an der Ruhr
Moderne Fügeverfahren – Löten
Entwickeln einer optischen Inspektionsmethode zum Bewerten
des Oberflächenzustands von zu lötenden Metalloberflächen ....................................... 307
U. Holländer, K. Möhwald, H. J. Maier, Garbsen; L. Wegewitz, F. Bürger, W. Maus-Friedrichs, Clausthal-Zellerfeld

Experimental Validation of Thermodynamic Predictions for
Improving Properties of High-Temperature Brazed Components
through Temperature-Time Cycles Optimisation ........................................................... 317
A. Sokolov, J. Maiss, A. Morozov, J. Wilden, and W. H. Müller
Digitalisierung in der Fügetechnik II
Die Fügetechnik als Entwicklungstreiber im Karosserieentstehungsprozess ................. 327
M. Hofmann, Wolfsburg; H. Rudolf, Köthen; F. Mantwill, Hamburg
Let´s go digital – Umsetzung von Digitalisierungsprojekten in KMU .............................. 333
F. Steidl, Altdorf
Ortsaufgelöste Qualitätsprädiktion aus transienten Schweißprozessdaten ................... 339
M. Angerhausen, M. Purrio, G. Buchholz, R. Maack, Y. Hahn, H. Tercan, T. Meisen
KLEBEN 4.0
Einsatz des Kommunikationsstandards OPC UA in der
klebtechnischen Fertigung ............................................................................................. 346
I. F. Neumann, F. Mohr, H. Fricke, B. Mayer, D. Weiser, E. Stammen, K. Dilger
Digitalisierung in der Fügetechnik III
Praktische Umsetzung einer digital vernetzten Qualitätssicherung beim
Schweißen von Komponenten für die Druck- und Temperaturmesstechnik .................. 351
H. Heunemann, Klingenberg; B. Ivanov, Mündersbach
Digitalisierung macht Schweißprozesse transparent? Prozessintegrierte
zerstörungsfreie Prüfung und Erfassung von Prozessgrößen beim Schweißen ............ 357
P. Kammel, V. Schauder, Halle (Saale)
Numerische Optimierung von Schweißnahtfolgeplänen unter Verwendung
von Evolutionsstrategien ................................................................................................ 362
F. Muhs, Wissen (Sieg)
Metamodellentwicklung zur Schweißparameterprognose auf Basis multivariater
Schliffbilddaten von linienförmigen Schweißverbindungen ............................... 368
L. Ullmann, D. Dittrich, M. Wagner, Dresden; C. Schwarz, M. Puschmann, Chemnitz; B. Botsch,
F. Püschel, Berlin
Kosteneinsparung bei der Versorgung mit technischen Gasen
dank Digitalisierung ....................................................................................................... 377
G. Weissenfels, G. Brügge, Neustadt (Wied)

Arbeitsschutz – Schweißrauche I
Risikominimierung der Gefahren durch Kontamination im Arbeitsumfeld von
Faserbruchstücken und deren toxikologische Wirkung beim laserbasierten
Trennen von Faserverbundkunststoffen ........................................................................ 362
J. Walter, V. Wippo, P. Jäschke, Hannover; S. Kaierle, Hannover/Garbsen; N. Rosenkranz, J. Bünger,
G. Westphal, Bochum
Discussion on the possible inclusion of “welding + fumes” in Annex 1 of
the CMRD ....................................................................................................................... 392
L. Costa, Genoa/IT
Arbeitsschutz – Schweißrauche II
Schweißrauchminderung bei MIG/MAG-Verfahren – Sicheres Schweißen
in Industrie und Handwerk ............................................................................................. 402
D. Langen, A. Naumov, Mainz
MAG-Schweißrauchemissionen:
„Gefahren sind an ihrer Quelle zu bekämpfen“ (ArbSchG) ............................................ 408
E. Miklos, E. Siewert, Unterschleißheim
Reduktion von Manganemissionen an der Quelle mit neuen Massivdrahtund
Fülldrahtkonzepten in Kombination mit CO2-reduzierten Gasen ............................ 419
M. Schmitz-Niederau, Hamm
Hocheffiziente Rauchgasabsaugbrennersysteme für den
industriellen, manuellen und automatisierten Einsatz .................................................... 423
B. Fey, Haiger
Schweißtechnik für die Energiewende
Qualifizierung von Werkstoffen für Anwendungen in der neuen
Wasserstoffwirtschaft ..................................................................................................... 430
T. Willidal, M. Schmitz-Niederau, M. Peruzzi
Zuverlässige Wasserstoff-Bestimmung in Metallen und ihren
Schweißverbindungen: Parameter, Einflüsse, Grenzen ................................................. 435
M. Rhode, T. Kannengießer, T. Mente, Berlin
Strategies against the shortage of skilled welders ......................................................... 443
Aimée Schmelzer, Würenlos/CH; Anja König, Basel/CH
Schweißtechnisches Verarbeiten und Qualifizieren mittelmanganhaltiger
austenitischer Stähle für kryogene Anwendungen ............................................ 451
C. Reppin, A. Gericke, K.-M. Henkel, Rostock; P. Neef, K. Treutler, V. Wesling Clausthal-Zellerfeld

Moderne Fügeverfahren – Laserstrahlschweißen
Effect of dynamic beam laser on deep penetration welding defects .............................. 460
N. Armon, A. Nissenbaum, E. Amar, M. Lighthouse, M. Iluz, B. Urbach and E. Shekel, Jerusalem/IL
Laserstrahlschweißen von dünnwandigen Strukturen aus Duplexstahl
mittels werkstoffspezifischen Temperaturfeldern ........................................................... 465
M. Schmitz, Jena; M. Azizi, Dresden; S. Jahn, Jena; S. Friedrich, Dresden
Simulationsbasierte Optimierung der zeitabhängigen Pulsleistung
beim Laserstrahlschweißen von Aluminiumlegierungen zur Vermeidung
von Heißrissen ............................................................................................................... 471
M. Seibold, Ilmenau; D. Strelnikov, Chemnitz; J. P. Bergmann; Ilmenau; R. Herzog, Chemnitz/Heidelberg
Additive Fertigung – Laserstrahlpulverauftragschweißen
Robotergeführtes Laserstrahlpulverauftragschweißen –
Einfluss der Bearbeitungsstrategien auf die Bauteilgeometrie ....................................... 480
M. Schmidt und K. Partes, Wilhelmshaven; O. Kahmen und M. Loegel, Oldenburg
Modifikation von Aluminiumgussbauteilen via Wire Arc Additive
Manufacturing ................................................................................................................ 487
M. Schnall, S. Frank, L. Kiessling, M. Silmbroth, Ranshofen/AT
Additive Fertigung – Laserstrahlschweißen
Digitale Prozessketten für das 3D Laser Metal Deposition –
Verfahren ....................................................................................................................... 494
R. Beccard, Herzogenrath
Roboterbasiertes Laserauftragschweißen und Fräsen –
Additive und subtraktive Fertigung ................................................................................. 498
P. Glogowski, M. Thiele, B. Kuhlenkötter, Andreas Ostendorf, Bochum
Laserstrahlauftragschweißen – Einfluss von Schutzgasgemischen
auf die Bauteilqualität ..................................................................................................... 505
D. Kampffmeyer, M. Wolters, Krefeld; J. Raute, V. Müller, M. Biegler, M. Rethmeier, Berlin
Mikrostrukturelle Charakterisierung von in-situ legierten Titanaluminid-
Bauteilen durch drahtbasiertes Laserauftragschweißen (DED-LB) ................................ 512
K. Schmidt, Bayreuth; J. Weiser, Nieder-Olm, U. Glatzel, H. Daoud, Bayreuth
Moderne Fügeverfahren – Kleben
Die Klebtechnik wird international! ................................................................................. 519
J. Band, Übach-Palenberg

Zustandsüberwachung von semi-strukturellen Klebungen
durch Integration einer optischen Polymerfaser ............................................................. 520
J. Weiland, Aachen; M. Luber, Nürnberg; R. Seewald, A. Schiebahn, Aachen; R. Engelbrecht, Nürnberg;
U. Reisgen; Aachen
Auslegung und Simulation von Metall-Glas-Klebungen im Bauwesen ........................... 525
R. Seewald, A. Schiebahn, U. Reisgen, B. Schaaf, M. Feldmann, L. Lamm, T. Brepols, S. Reese, Aachen
Additive Fertigung – Lichtbogen- und EB-Schweißen
Electron beam welding: copper components by wire-based additive
manufacturing ................................................................................................................ 532
B. Baufeld, A. Zamorano Reichold, Gilching
Neue Anwendung des Wire Arc Additive Manufacturing für
hybride Aluminium-Druckguss-Bauteile ......................................................................... 539
E. Bethke, S. Jüttner, Magdeburg; B. Schlosser, Senftenberg
Direct Energy Deposition-Arc – Einsatz von Kühlgasdüsen
zur in-situ-Bauteilkühlung ............................................................................................... 545
M. Gierth, S. Eichler, J. Hildebrand, Ilmenau; S. Manzke, T. Ungethüm, Dresden; J. P. Bergmann, Ilmenau;
U. Füssel, H.C. Schmale, Dresden
Additive Fertigung – Fügen additiv hergestellter Bauteile
Nutzen der Gestaltungsfreiheiten additiver Fertigungsverfahren zum Erhöhen
der Festigkeit von Klebverbindungen aus schwer klebbaren Kunststoffen .................... 555
S. Koch, E. Stammen, K. Dilger, R. Freund, T. Vietor, Braunschweig
Direktverschrauben additiv gefertigter Kunststoffbauteile .............................................. 560
E. Moritzer, C. Held
Optimierte Schweißbarkeit von laseradditiv gefertigten Aluminiumbauteilen
mittels Adjustable Ring Mode Laser .............................................................................. 571
F. Beckmann, Hamburg, P. Kallage, Hamburg, O. Forster, Hamburg, C. Emmelmann, Seevetal
Fügen von additiv und konventionell gefertigten nichtrostenden Stählen
mittels automatisiertem Laserstrahlschweißen .............................................................. 576
F. Probst, J. de Freese, S. El Awad, N. Fellner, München
Moderne Fügeverfahren – Reibschweißen
„Hybrid Rotationsreibschweißen? Ein Verfahren mit konduktiver Wärmezufuhr“ ........... 587
T. Maier, Augsburg
Konzeptgestützte Schwingfestigkeitsbewertung von reibgeschweißten
Stahlverbindungen ......................................................................................................... 601
L. Uhlenberg, M. Köhler, K. Dilger, Braunschweig; J. Baumgartner, Darmstadt

Automatisiertes Schleifen mit dem Roboter ................................................................... 609
R. Kring, Haiger
Moderne Fügeverfahren – Rührreibschweißen
Charakterisierung der WIG und FSW-Mischverbindungen neuartiger
Multielement-Legierungen mit einem austenitischen Stahl ............................................ 615
M. Rhode, K. Erxleben, T. Richter, D. Schröpfer, Berlin
Verbesserung der Korrosionsbeständigkeit durch Optimierung der Parameter
beim Rührreibschweißen am Beispiel der hochfesten Aluminiumlegierungen
EN-AW-7020 und EN-AW-7075 ..................................................................................... 624
N. Sommer, Kassel; C. K. Chandra, B. Heider, Darmstadt; M. Hatzky, Kassel; R. Reitz, M. Oechsner, Darmstadt;
S. Böhm, Kassel
Charakterisierung der geometrischen Verschleißeigenschaften von
Rührreibschweißwerkzeugen und Entwicklung einer Methodik zur
Abschätzung des maximal ertragbaren Verschleißes .................................................... 634
M. Hasieber, J. P. Bergmann, Ilmenau
Akustische Kontrolle von Rührreibschweißnähten im Rahmen
der Qualitätssicherung ……………………………………………………… ........................ 641
M. Rohe, M. Sennewald, J. Hildebrand, J. P. Bergmann, Ilmenau
Berechnung und Festigkeit
FE-Analysen zur Lebensdauerermittlung basierend auf 3D-Scans von
industriell geschweißten Kreuzstoßproben und der Absicherung mittels
Schwingversuchen im Hochfrequenzpulsator ................................................................ 650
M. Steinebrunner, R. Späth, Neubiberg
Auswirkung erhöhter Belastungsgeschwindigkeit auf hochfest
vorgespannte Verbindungen .......................................................................................... 657
M. Leicher, K. Treutler, V. Wesling, Clausthal-Zellerfeld; J. Mantik, C. Denkert, M. Dörre, K.-M. Henkel, Rostock
Aktuelle Ergebnisse aus der Forschung
Optimierte reaktive Bondtechnologie auf der Basis neuartiger
Zirkonium-Systeme für den Einsatz in der Mikrosystemtechnik ..................................... 665
A. Schumacher, S. Knappmann, P. Meyer, Villingen-Schwenningen; G. Dietrich, J. Böttcher, E. Pflug, Dresden;
A. Grün, I. Käpplinger, Erfurt; A. Dehé, Villingen-Schwenningen/Freiburg
Untersuchungen zum Laserstrahlschweißen für das Generieren von
Mikrokanalstrukturen aus metallischen Foliensubstraten in Layerbauweise .................. 671
T. B. Eßbach, H. Letsch, J. Hensel, Chemnitz

Moderne Prüfmethoden – Wie kann die Spannungsrelaxationsrissbildung
beim Unterpulverschweißen dicker Bleche mit Hilfe eines 2-MN-
Prüfsystems bewertet werden? ……………………………………………………………… 679
D. Czeskleba, M. Rhode, T. Kannengießer, Berlin
Korrosions- und Verschleißschutz
Steigerung der Korrosionsbeständigkeit von Schweißplattierungen durch
Einsatz von MSG-Zweidrahtprozessen mit nicht artgleichen Drahtelektroden ............... 686
C. Judex, M. Zinke, S. Jüttner, Magdeburg
Herstellung beanspruchungsgerechter Oberflächen durch Kombination
innovativer additiver und abtragender Fertigungsschritte an
hochbelasteten Komponenten ....................................................................................... 697
L. Engelking, D. Schröpfer, T. Kannengießer, Berlin; A. Eissel, K. Treutler, V. Wesling, Clausthal-Zellerfeld
Messen und Vorhersagen von thermisch induzierten Eigenspannungen
in MMC-Verschleißschutzschichten nach dem Laserstrahldispergieren
in Kupferwerkstoffen ...................................................................................................... 704
A. Langebeck, A. Bohlen, T. Seefeld, Bremen; X. Zhang, J. Rebelo Kornmeier, M. Hofmann, Garching;
S. Sharba, F. Fritzen, Stuttgart
Verschleißschutz durch Auftraglöten – Eine Ergänzung zum Auftragschweißen
und thermischen Spritzen .............................................................................................. 715
N. Janissek, B. Balim, Esslingen
Zusatz und Hilfsstoffe
Moderne, hochfeste Metallpulver- und schweißpulvergefüllte Fülldrähte
mit einer Streckgrenze über 690 MPa – Ein Überblick ................................................... 722
H. Pahr, Kapfenberg/AT
Neue innovative Lösungen für die schweißtechnische Verarbeitung
von nichtrostenden Stählen ........................................................................................... 727
E. Siewert, E. Miklos, M. Pfreuntner, N. Hussary, L. Fehrenbach, F. Scotti, Unterschleißheim
Legierungsmodifikation und Einsatz hybrider Fräsprozesse zur Optimierung
der Zerspanungssituation Ni-basierter Verschleißschutzauftragschweißungen
mit definierten Oberflächen ............................................................................................ 742
M. Giese, D. Schröpfer, T. Kannengießer, Berlin; M. Gräbner, K. Treutler, V. Wesling, Clausthal-Zellerfeld
Einfluss der Ti-Impfung auf die mechanischen Eigenschaften von
Ni 650/X5CrNi18-10 Fügeverbunden ............................................................................. 748
K. Bobzin, H. Heinemann, M. Erck, J. Hebing, S. Vinke, Aachen

Moderne Fügeverfahren – Widerstandsschweißen I
Methodik zur Bewertung eines Widerstandspunktschweißprozesses
auf Grundlage der Elektrodenbewegung ....................................................................... 757
M. Ullrich, P. Nimtz, M. Wohner, S. Jüttner, Magdeburg
Widerstandsschweißen – Hohe Wirtschaftlichkeit bei minimalem
Energieeinsatz ............................................................................................................... 765
H.-J. Rusch, Oyten (bei Bremen); P. Schütte, Gladbeck
Verbesserung der Übertragbarkeit eines künstlichen neuronalen Netzes
zur Qualitätsvorhersage beim Widerstandspunktschweißen von
hochfesten Stählen ........................................................................................................ 772
B. El-Sari, M. Biegler, M. Rethmeier
Vorhersage des Elektrodenverschleißes beim Widerstandspunktschweißen
von Aluminium durch dynamische Widerstandsmessung .............................................. 780
D. Turabov, A. Evdokimov, A. Nikitin, R. Ossenbrink, V. Michailov, Cottbus
Moderne Fügeverfahren – Widerstandsschweißen II
Einseitiges Widerstandsschweißen von Kunststoff und Metall –
mechanische Eigenschaften und Oberflächenwechselwirkung ..................................... 788
K. Szallies, C. Riebel, O. Piper, J. P. Bergmann, Ilmenau
Durchsetzschweißen – Ein Verfahren zum einseitigen Punktfügen
von Mischverbindungen aus überlappenden Feinblechen ............................................. 797
M. Ebert-Spiegel, Augsburg; C. Schwechheimer, Brandenburg an der Havel
Zerstörungsfreie Prüfung von Buckelschweißverbindungen
an Blechstrukturen ......................................................................................................... 801
C. Mathiszik, J. Koal, J. Zschetzsche, U. Füssel, H. C. Schmale
Autorenverzeichnis .…………………………………………………………………….. 810

Ermüdungsverhalten mittels Laserstrahlschweißen hergestellter
Batteriezellkontaktierungen unter dynamischen Lasten
Benedikt Scheffler, Michael K. Kick, Sophie Grabmann und Michael F. Zäh
Ein mittels Batteriespeicher betriebenes Elektrowerkzeug ist häufig aufgrund seiner flexiblen Einsatzmöglichkeiten
beliebter als sein kabelgebundenes Gegenstück. Bei den angebotenen Lösungen wird oftmals ein
Batteriespeicher für verschiedene Arten von Arbeitsgeräten verwendet. Aufgrund dieser Variabilität sind die
im Batteriespeicher befindlichen Batteriezellen, die Zellverbinder und die Fügeverbindungen, die sogenannten
Kontaktierungen, abhängig vom Einsatzzweck, unterschiedlichen dynamischen Lasten, wie z. B. starken Vibrationen
oder Schocks, ausgesetzt. Diese bewirken eine mechanische und elektrische Degradation der
Kontaktierung, die sich nachteilig auf das Gesamtverhalten des Batteriespeichers auswirken.
Das Ziel dieser Untersuchung war die Charakterisierung des Ermüdungsverhaltens mittels Laserstrahlschweißen
hergestellter Batteriezellkontaktierungen unter dynamischen Lasten. Das Laserstrahlschweißen bietet
sich dank seines geringen Wärmeeintrags, guter Prozessstabilität und seines hohen potenziellen Automatisierungsgrades
als Fügeverfahren an. Als Werkstoff für den Zellverbinder wurde Kupfer gewählt, wohingegen
das Zellgehäuse dieser Studie aus vernickeltem Stahl (Hilumin®) bestand. Für die vorliegende Fügeaufgabe
bewährte sich aufgrund des geringen Absorptionsgrades von Kupfer für infrarote Laserstrahlung eine Laserstrahlquelle,
welche im grünen Wellenlängenbereich emittiert. Die Kontaktierungen wurden mit
unterschiedlichen Schweißparametern und -nahttrajektorien gefertigt und in Dauerschwingversuchen analysiert.
Dazu wurde der Zellverbinder fest eingespannt und das Zellgehäuse mit unterschiedlichen
Kraftamplituden angeregt. Zur Quantifizierung der Zeitfestigkeit der Kontaktierung wurde ein Ausfallkriterium
definiert. Hierzu wurde der zeitliche Gradient des elektrischen Widerstands verwendet, da dieser die Effizienz
des Batteriespeichers beeinflusst. Der elektrische Widerstand der Kontaktierung wurde mittels Vier-Leiter-
Messung während des Versuchs bestimmt.
In den Versuchsergebnissen war ein klarer Zusammenhang zwischen der eingebrachten Streckenenergie und
dem Rissfortschritt an der Schweißnaht zu erkennen. Des Weiteren wurden zwei Schweißnahttrajektorien ermittelt,
deren Kontaktierungen ein günstigeres Ermüdungsverhalten als eine mit einer einfachen kreisförmigen
Schweißnaht aufwiesen.
1 Einleitung
Der zunehmende Einsatz von Lithium-Ionen-Batteriezellen fordert ein immer größer werdendes Fachwissen
in der Batteriespeicherproduktion. Die häufig verwendete 18650-Rundzelle weist aufgrund der Standardisierung
im Vergleich zu anderen Bauformen geringere Produktionskosten auf. Infolgedessen wird diese vermehrt
in Elektrowerkzeugen eingesetzt [1]. Der Batteriespeicher des Endgeräts besteht aus einer Verschaltung mehrerer
Batteriezellen. Eine zentrale Herausforderung bei einer adäquaten Kontaktierung des Zellverbinders mit
einer Batteriezelle besteht darin, dass diese über die gesamte Lebenszeit und bei wechselnden Belastungen
gleichbleibende Eigenschaften aufweist. Hierbei wurde festgestellt, dass sich zum Herstellen der Kontaktierung
das Laserstrahlschweißen als geeignet erweist. Dabei gilt es, auf der einen Seite aufgrund des dünnen
Zellgehäuses aus Hilumin® (vernickeltem Stahl) den Wärmeeintrag möglichst gering zu halten. Ansonsten
kann ein Durchschweißen mit einer Beschädigung des Innenlebens der Batteriezelle folgen. Auf der anderen
Seite wird eine gewisse Streckenenergie benötigt, um eine Anbindung der Fügepartner zu gewährleisten. Aus
diesem Grund ist ein Prozessfenster in Abhängigkeit der Laserleistung und der Schweißgeschwindigkeit einzuhalten.
Ziel der Untersuchung war es, den Einfluss der Schweißparameter sowie ausgewählter
Schweißnahttrajektorien auf das Ermüdungsverhalten im Zeitfestigkeitsbereich der Kontaktierung einer Batteriezelle
zu quantifizieren.
2 Grundlagen
Die Eigenschaften einer Kontaktierung unter dynamischen Lasten wird durch die Ermüdungsfestigkeit charakterisiert.
Diese lässt sich in Betriebs- und Schwingfestigkeit unterteilen [2]. Erstere beschreibt den Widerstand
einer Kontaktierung gegenüber zufälligen oder aperiodischen Belastungen [2]. Bei der Schwingfestigkeit hingegen
wird die Kontaktierung periodischen Lasten ausgesetzt [2]. In der vorliegenden Untersuchung wird die
Schwingfestigkeit als Eigenschaft des Ermüdungsverhaltens einer Batteriezellkontaktierung analysiert.
DVS 389 1

2.1 Dauerschwingversuch
In Schwingfestigkeitsversuchen werden Proben mit einer sinusförmigen Kraft angeregt. Wenn diese betragsmäßig
gleich groß im Zug- sowie im Druckbereich wirkt, wird von einer Belastung im Wechselbereich
gesprochen. Beim Erreichen eines Ausfallkriteriums wird den Proben eine Schwingspielzahl zugeordnet. Der
Dauerschwingversuch wird mit unterschiedlichen Amplituden der sinusförmigen Kraftanregung, den sogenannten
Lasthorizonten, wiederholt. Die grafische Darstellung der Versuchsergebnisse erfolgt mithilfe einer
Wöhlerkurve (Bild 1) in doppelt logarithmischer Auftragung. Das Diagramm kann abhängig von der Schwingspielzahl
in die Bereiche der Kurzzeitfestigkeit, Zeitfestigkeit und Langzeitfestigkeit eingeteilt werden [3]. Im
mittleren Bereich lassen sich die Ausfälle der Proben einer Geraden, der Zeitfestigkeitsgeraden, zuordnen [3].
Für die Bestimmung der Geraden werden Versuche angestrebt, deren Proben möglichst nah an den Übergangsbereichen
der Kurzzeitfestigkeit und der Langzeitfestigkeit ausfallen [3]. Bei keinen Vorkenntnissen über
die Lage und Neigung der Zeitfestigkeitsgeraden gibt die DIN 50100 eine Empfehlung über die begrenzenden
Lasthorizonte [3]. Als Anhaltspunkte für die Schwingspielzahlen beim Ausfall der Proben nahe des Kurzzeitfestigkeitsbereichs
werden 50.000 und für den Bereich vor der Langzeitfestigkeit 500.000 Lastspiele
angegeben. Die Lasthorizonte werden für den gewünschten Ausfall der Proben entsprechend ausgewählt. Die
Streuung der Versuchsergebnisse in Schwingspielzahlrichtung nimmt allgemein mit einem abnehmenden
Lasthorizont zu [4]. Des Weiteren ist die Unsicherheit in den Übergangsbereichen größer als im Bereich der
Zeitfestigkeitsgeraden, was mit dem Streuband in Bild 1 veranschaulicht ist. Aus diesem Grund reduzieren
Versuchspunkte in den Übergangsbereichen die Genauigkeit von Lage und Neigung der Zeitfestigkeitsgeraden
[4].
Bild 1. Schematische Wöhlerkurve in doppelt logarithmischer Darstellung mit der Einteilung in die drei Bereiche, Kurzzeit-,
Zeit- und Langzeitfestigkeit, in Anlehnung an die DIN 50100 [3]
2.2 Auswertung im Wahrscheinlichkeitsnetz
Zur statistischen Absicherung der Zeitfestigkeitsgeraden hat sich die grafische Darstellung im Wahrscheinlichkeitsnetz
etabliert. Dafür wird nach ROSSOW jeder Probe eines Lasthorizonts mit dem Stichprobenumfang nnnn
und der Ordnungszahl jjjj die Überlebenswahrscheinlichkeit PPPP ü (vgl. Gleichung 1) zugeordnet [5]:
PPPP ü = 3jjjj − 1
3nnnn + 1
Die Ordnungszahl startet bei 1 für die Probe mit der höchsten ertragbaren Schwingspielzahl und endet bei nnnn
für den Versuch mit der geringsten Schwingspielzahl. Die Überlebenswahrscheinlichkeiten werden über den
logarithmisch aufgetragenen Schwingspielzahlen dargestellt. Wenn sich den Punkten jedes Lasthorizonts eine
Gerade über der logarithmischen Merkmalsteilung des Wahrscheinlichkeitsnetzes zuordnen lässt, so wird von
einer logarithmischen Normalverteilung der Versuchsergebnisse ausgegangen. [6]
2.3 Elektrischer Widerstand
Beim Laden und Entladen der Batteriezelle fließt ein elektrischer Strom durch die Kontaktierung. Der elektrische
Widerstand RRRR wird mit der Spannung UUUU und Stromstärke IIII nach dem Ohm’schen Gesetz berechnet [7]:
RRRR = UUUU IIII
(1)
(2)
2
DVS 389

Für einen metallischen Leiter hängt dieser von der Länge llll, dem Querschnitt AAAA und dem spezifischen Widerstand
ρρρρ ab [8]:
RRRR =
Ferner besteht der spezifische Widerstand aus einem temperaturabhängigen Bestandteil ρρρρ(TTTT) und einem von
der Verteilung der Elektronen an den Defektstellen im Bauteil abhängigen Anteil ρρρρ(cccc) [9]:
3 Stand der Technik
ρρρρ ∙ llll
AAAA
ρρρρ = ρρρρ(TTTT) + ρρρρ(cccc) (4)
Nach LI ET AL. sind das Drahtbonden, das mechanische Fügen, das Widerstands-Punktschweißen, das Ultraschallschweißen
und das Laserstrahlschweißen die relevantesten Fügeverfahren zur Herstellung von Batteriespeichern
[10]. BRAND ET AL. verglichen die drei letzteren Verbindungstechnologien anhand einer Überlappverbindung
aus zwei länglichen Messingblechen [11]. Dazu wurde zunächst mittels Vier-Leiter-Messung der
elektrische Widerstand der Kontaktierung bestimmt. Anschließend wurde die Scherzugfestigkeit der Überlappverbindung
anhand von Zugversuchen analysiert. Für das Laserstrahlschweißen wurde eine Laserstrahlquelle
im Dauerstrichbetrieb mit Laserstrahlung im infraroten Wellenlängenbereich verwendet. Die damit hergestellten
Kontaktierungen wiesen unabhängig von der Schweißnahttrajektorie die geringsten elektrischen
Widerstände sowie die höchsten Scherzugfestigkeiten auf [11].
SCHMIDT ET AL. untersuchten ebenfalls mit einer Laserstrahlquelle im Dauerstrichbetrieb und Laserstrahlung
im infra-roten Wellenlängenbereich eine Überlappverbindung aus zwei Blechen [12]. Die Kupfer-Hilumin-Verbindung
wies aufgrund der guten elektrischen Leitfähigkeit von Kupfer einen niedrigeren elektrischen
Widerstand als die Hilumin-Hilumin-Verbindung auf [12].
Beim Schweißen von Reinkupfer kann es aufgrund der unterschiedlichen Absorptionsgrade der flüssigen und
festen Phase zu einem instabilen Schmelzbad kommen. Um dem entgegenzuwirken und eine reproduzierbarere
Schweißnahtqualität zu erreichen, nutzten KICK ET AL. eine Laserstrahlquelle, die Licht im grünen
Wellenlängenbereich emittierte [13]. Außerdem wurde der Einfluss ausgewählter Schweißparameter des
Spike-Puls-Verfahrens auf den elektrischen Widerstand und die Verbindungsfestigkeit analysiert.
MEHLMANN ET AL. untersuchten eine mittels Laserstrahlschweißen hergestellte Kontaktierung zwischen einem
Bronze-Zellverbinder und einem Hilumin-Rundzellgehäuse [14]. Es wurde eine Linie mit Strahloszillation im
Dauerstrichbetrieb geschweißt. Eine Erhöhung der Oszillationsamplitude führte zu einer größeren Anbindungsfläche.
Weiterhin wurde der Einfluss der Laserleistung und der Schweißgeschwindigkeit untersucht. Die
Zugversuche wurden an der Kontaktierung des Zellgehäuses vorgenommen. Aus den Ergebnissen wurde
abgeleitet, dass für eine erhöhte Scherzugfestigkeit die Strahloszillation auf die anderen Schweißparameter
abgestimmt sein muss [14].
In den bisherigen Untersuchungen wurde ausschließlich das statische Verhalten einer mittels Laserstrahlschweißen
hergestellten Kontaktierung betrachtet. Zur Beförderung von gefährlichen Gütern, so auch
Batteriespeichern, existiert die von den United Nations (UN) herausgegebene Prüfspezifikation UN 38.3 [15].
Diese beinhaltet eine Schwingprüfung, die die Batteriezellen vor der Zulassung erfolgreich absolvieren müssen.
SCHMITZ nutzte diese Prüfvorschrift als Grundlage zur Validierung der mittels Laserstrahlschweißen
hergestellten Kontaktierung zwischen Zellverbinder und Zellgehäuse [16]. Die untersuchten Schweißnahttrajektorien
waren Kreise mit unterschiedlichen Durchmessern. Diese wurden im gepulsten Betrieb geschweißt.
Der elektrische Widerstand wurde mithilfe einer Vier-Leiter-Messung vor und nach der Schwingungsprüfung
ermittelt. Je höher der Anstieg des elektrischen Widerstands war, desto größer war die Schädigung der Kontaktierung.
Die Kontaktierung mit dem kleinsten Kreis als Schweißnahttrajektorie wies die geringste
Schädigung auf [16].
In den Untersuchungen von ZHAO wurde eine Überlappverbindung aus einem Aluminium- und einem Kupferblech
mittels Ultraschallschweißen hergestellt [17]. Die Kontaktierung wurde im dynamischen Zugversuch auf
Scherzug im Wechselbereich belastet. Zusätzlich wurde mit der Vier-Leiter-Messung der elektrische Widerstand
zu diskreten Zeitpunkten ermittelt. Als Ausfallkriterium wurde das Versagen der Kontaktierung definiert.
Beim Ausfall der Probe wurde ein sprungartiger Anstieg des elektrischen Widerstands detektiert [17].
FELSNER versuchte, die Rissausbreitung während eines Dauerschwingversuchs mittels einer Potentialsonde
gemessener Spannungen zu quantifizieren [18]. Dies ist allerdings nur möglich, wenn die Probe einen bereits
definierten Anriss besitzt. Dieser dient somit als Ausgangspunkt des zum Versagen führenden Risses. Es
wurde eine Verbindung von zwei Blechen aus Aluminiumlegierungen im Stumpfstoß untersucht. Diese wurde
mit einer Y-Naht unter Verwendung eines Zusatzwerkstoffes mittels Laserstrahlschweißen gefügt. Infolgedessen
bildete die Schweißnaht keinen definierten Anriss. Daher konnten aus dem Spannungsanstieg lediglich
qualitative Aussagen über die Schädigung der Fügestelle getroffen werden. An der Schweißnaht bildeten sich
(3)
DVS 389 3

mehrere Mikrorisse aus, die wiederum zu Makrorissen führten. Der dominierende Makroriss, der zum Versagen
der Fügestelle führt, konnte im Vorhinein des Dauerschwingversuchs nicht identifiziert werden. Aus
diesem Grund war eine Rissfortschrittsanalyse nicht anwendbar [18].
4 Ziele
Die Verbindungsfestigkeit einer mittels Laserstrahlschweißen hergestellten Batteriezellkontaktierung wurde
oftmals auf eine Überlappverbindung aus zwei Blechen abstrahiert und ihr Versagen bei einer statischen Belastung
ermittelt. In realen Anwendungen liegen meist dynamische Belastungszustände vor. Aus diesem
Grund wurde eine Untersuchung der Kontaktierung im Dauerschwingversuch durchgeführt. Der elektrische
Widerstand wurde mit der Vier-Leiter-Messung bestimmt. Dieser eignet sich als Schädigungsparameter, da er
innerhalb der Kontaktierung einer realen Batteriezelle eine direkte Auswirkung auf die Effizienz des Batteriespeichers
besitzt. Das Ziel war es, den Einfluss der Laserleistung, der Schweißgeschwindigkeit sowie der -
nahttrajektorie auf das Ermüdungsverhalten zu untersuchen. Es wird nur der Zeitfestigkeitsbereich analysiert,
da die Kontaktierung bei niedrigen Lasten eine lange Lebensdauer aufweist und bei hohen Lasten in guter
Näherung die statische Festigkeit angenommen werden kann.
5 Prüfstand
Für die Versuche wurde die Schwingprüfanlage TV 51140 der Firma TIRA GmbH, Deutschland, verwendet.
Diese beinhaltete einen Schwingerreger S 51140, der auch als Shaker bezeichnet wird, und einen Verstärker
BAA 1000. Im Shaker befand sich ein Beschleunigungsaufnehmer des Unternehmens PCB Piezotronics,
USA, mit der Modellnummer 355M102. Basierend auf den Messungen wurde die Anregungskraft geregelt.
Das 18650-Rundzellgehäuse wurde von dem Shaker mit einer sinusförmigen Kraftanregung FFFF(tttt) im Wechselbereich
und einer Frequenz von 50 Hz belastet (Bild 2 a). Die Prüftemperatur lag bei 23 °C. Der Abstand
von der Einspannung des Zellverbinders bis zum Rand des Zellgehäuses betrug 1 mm. Diese Distanz wurde
an die realen Bedingungen in einem Batteriespeicher angelehnt.
Bild 2. (a) Schematischer Versuchsaufbau mit Vier-Leiter-Messung sowie (b) Schweißnahttrajektorien mit den zugehörigen
Abmessungen sowie möglicher Positionierungsfehler bei den Schweißnähten Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,1 und Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,2
Zum Laserstrahlschweißen der Kontaktierung zwischen dem Zellverbinder und -gehäuse wurde ein Scheibenlaser
des Typs TruDisk 1020 der TRUMPF Laser GmbH, Deutschland, genutzt, der Strahlung im grünen
Wellenlängenbereich emittiert, um somit dem hohen Reflexionsgrad des Kupfers entgegenzuwirken. Im Rahmen
dieser Studie wurden Kontaktierungen mit fünf unterschiedlichen Schweißnahttrajektorien untersucht, die
4
DVS 389

von eins bis fünf durchnummeriert (Bild 2 b) waren. Die Schweißnahttrajektorie 1 war ein Kreis, die 2 ein gestrichelter
Kreis und die 3 ebenfalls ein gestrichelter Kreis mit zwei zusätzlichen geraden Linien als
Begrenzung. Die Schweißnahttrajektorien 4 und 5 waren identisch, jedoch um 90° zur Einspannung verdreht.
Bei diesen Schweißnahttrajektorien wurde der Einfluss der unterschiedlichen Abstände von der Schweißnaht
bis zum Rand des Zellgehäuses Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,1 und Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,2 auf die Rissausbreitung untersucht.
Der elektrische Widerstand der Kontaktierung wurde während des Dauerschwingversuchs nicht isoliert betrachtet.
Der gemessene Widerstand setzte sich aus der Summe der elektrischen Widerstände der
Einspannung, des Zellverbinders, der Kontaktierung und des Zellgehäuses zusammen. Aus der über dem
gemessenen Widerstand abfallenden Spannung wurde mit dem Ohm’schen Gesetz der gesamte elektrische
Widerstand berechnet (vgl. Gleichung 2). Durch die Änderung des elektrischen Widerstands während der
Schwingungsanregung konnten Aussagen über die Schädigung der Kontaktierung abgeleitet werden. Zur Ermittlung
der Spannung wurde die Vier-Leiter-Messung eingesetzt, da die Zuleitungswiderstände einen
vernachlässigbaren Einfluss auf das Messergebnis haben [19]. Der Prüfstrom wurde mit der Gleichstromquelle
HMP4040 von Rhode & Schwarz GmbH & Co. KG, Deutschland, eingespeist. Zur Messung des Spannungsabfalls
wurde das Messgerät 8846A der Firma Fluke Corporation, USA, verwendet. Der Prüfstrom wurde auf
10 A limitiert. Dadurch wurde das Niveau der gemessenen Spannungen angehoben, aber die Probe nicht
erwärmt [20].
6 Material und Methodik
Für den Zellverbinder wurde Reinkupfer (CW008A) verwendet. Dieser Werkstoff wird aufgrund seiner guten
elektrischen Leitfähigkeit vielfach in der Batterieproduktion eingesetzt. Das Zellgehäuse bestand aus vernickeltem
Stahl (Hilumin®).
Zum Laserstrahlschweißen im Dauerstrichbetrieb wurde ein Prozessfenster in Abhängigkeit der Laserleistung
P und der Schweißgeschwindigkeit v verwendet. Hierfür wurden drei Parametersätze (P = 1000 W,
v = 360 mm/s; P = 1000 W, v = 410 mm/s und P = 800 W, v = 360 mm/s) mit drei verschiedenen Streckenenergien
ermittelt. Die gewählten Parametersätze wiesen keine Durchschweißung auf und erlaubten, einen
Einfluss der Schweißparameter auf das Ermüdungsverhalten herauszuarbeiten.
Zum Vergleich des Ermüdungsverhaltens der Kontaktierung mit unterschiedlichen Schweißparametern und -
naht-trajektorien galt es, ein Ausfallkriterium zu definieren. Der elektrische Widerstand wurde vor und während
des Dauerschwingversuchs gemessen. Der initiale elektrische Widerstand war von dem Anzugsmoment der
Befestigungsschrauben abhängig. An diesen wurden die Kabelschuhe der Spannungs- und Stromleitungen
montiert. Kurz nach dem Versuchsstart fiel der gemessene elektrische Widerstand teilweise um bis zu 10 %
des anfänglichen Wertes ab. Dies wird mit der Ausrichtung der elektronischen Kontakte begründet. Im Anschluss
konnten zwei mögliche Verläufe des gemessenen elektrischen Widerstands während des Versuchs
beobachtet werden. Entweder erhöhte sich dieser allmählich oder es gab zunächst einen schnellen Anstieg
von bis zu 10 % des anfänglichen Wertes in den ersten 50 Sekunden nach Versuchsstart. Der schnelle Anstieg
wird auf ein frühzeitiges Ablösen der Schweißnaht oder auf Versetzungsbewegungen zurückgeführt. Letztere
resultierten aus der plastischen Verformung des Zellverbinders und bewirkten einen Anstieg des spezifischen
Widerstands ρρρρ(cccc). Eine mögliche Konsequenz war die Zunahme des elektrischen Widerstands (vgl. Gleichung
4). Des Weiteren verringerte sich beim Ablösen der Querschnitt A des Stromleiters, der in diesem Fall
die Schweißnaht war. Nach Gleichung 3 kann dies zur Erhöhung des elektrischen Widerstands führen. Aufgrund
des unterschiedlichen Verhaltens der Proben in der Anfangsphase des Versuchs war es
herausfordernd, ein Ausfallkriterium in Abhängigkeit des anfänglichen elektrischen Widerstands zu definieren.
Jedoch wiesen alle Proben nach dem Ende der Anfangsphase einen Sprung in dem zeitlichen Verlauf des
gemessenen elektrischen Widerstands auf. Dieser Sprung wurde als Ausfallkriterium festgelegt. Dieser war
entweder die Folge eines raschen Rissfortschritts oder ein Indikator dafür, dass der Riss sich bis zum Rand
des Zellverbinders fortsetzte. Für den Ausfall einer Probe galt es, einen zeitlichen Gradienten des elektrischen
Widerstands von 0,002 mΩ/s zu überschreiten. Aufgrund der Schwingungsbelastung im Dauerschwingversuch
kann es im Bereich der Kontaktierung zu einer lokalen Temperaturerhöhung kommen. Daraus resultiert
ein Anstieg von ρρρρ(TTTT), wodurch sich nach den Gleichungen 3 und 4 der elektrische Widerstand erhöht. Dieser
Effekt wurde für alle Versuche als ähnlich angenommen. Dadurch wird die Vergleichbarkeit der Versuchsergebnisse
nicht eingeschränkt.
Die angewendeten Lasthorizonte wurden iterativ mit mehreren Probeversuchen bestimmt. Die Kontaktierungen
mit der Schweißnahttrajektorie 1, die mit PPPP = 1000 W und v = 360 mm/s geschweißt wurden, dienten als
Referenzproben. Von diesen Versuchen sollten Annahmen für die weiteren Prüflinge abgeleitet werden. Aus
diesem Grund wurden auf mehreren Lasthorizonten zwischen 20 N und 130 N jeweils ein Probeversuch pro
Lasthorizont geprüft. Im Anschluss wurden ca. 18 Proben für die Lasthorizonte von 60 N und 115 N getestet.
Diese stellten die begrenzenden Lasthorizonte für die Zeitfestigkeitsgerade dar. Die Schwingspielzahlen beim
Ausfall der Proben lagen am bei 500.000 und 50.000. Für Kraftanregungen von 60 N bzw. 115 N betrugen die
DVS 389 5

Auslenkungen ±0,68 mm bzw. ±1,29 mm. Danach wurden jeweils ca. zehn Proben mit den Kraftamplituden
von 70 N und 100 N belastet. Diese dienten zur Untersuchung der Streuungen auf den unterschiedlichen Lasthorizonten.
Es wurde eine ungefähr 3,5-mal so große Standardabweichung der Logarithmen der
Schwingspielzahlen der Proben mit dem 70-N-Lasthorizont im Vergleich zu den Versuchsreihen der anderen
drei Lasthorizonte beobachtet.
Zur statistischen Absicherung der Zeitfestigkeitsgeraden der Proben mit den Schweißparametern PPPP = 1000 W
und v = 360 mm/s wurde die grafische Darstellung im Wahrscheinlichkeitsnetz verwendet (Bild 3). Die Überlebenswahrscheinlichkeiten
wurden mit Gleichung 1 berechnet. Nur die Datenpunkte der Versuchsreihe des
60-N-Lasthorizonts konnten durch eine Gerade angenähert werden. Aus diesem Grund ist dort von einer logarithmischen
Normalverteilung der Versuchsergebnisse auszugehen. Des Weiteren sollten die Geraden der
unterschiedlichen Lasthorizonte annähernd parallel sein [6], was für die Versuchsergebnisse nicht zutreffend
war. Wenn sich die Geraden kreuzen, entsteht der Irrtum von höher ertragbaren Schwingspielzahlen bei einem
größeren Lastniveau. Für die Lasthorizonte von 70 N, 100 N und 115 N ist es nicht möglich, die Versuchspunkte
mit einer Geraden anzunähern. Infolgedessen kann für die verwendeten Stichprobenumfänge nicht
ermittelt werden, ob die Daten einer logarithmischen Normalverteilung unterliegen. Die Verwendung anderer
Verteilungsfunktionen ist nicht zweckmäßig. Gemäß der Literatur rufen diese erst bei sehr großen Stichprobenumfängen
einen Unterschied in der Auswertung hervor [3]. Für die weiteren Proben mit anderen
Schweißnahttrajektorien und -parametern wurden ähnliche Versuchsergebnisse angenommen. Deshalb wurden
in dieser Untersuchung keine Zeitfestigkeitsgeraden untersucht. Es wird lediglich das
Ermüdungsverhalten der Kontaktierungen auf den Lasthorizonten von 60 N, 100 N und 115 N verglichen
(Bild 4).
Bild 3. Darstellung der Probenausfälle mit der jeweiligen linearen Regression (Gerade) für die vier Lasthorizonte der
Proben mit der Schweißnahttrajektorie 1 (P = 1000 W, v = 360 mm/s) im Wahrscheinlichkeitsnetz
6
DVS 389

Bild 4. Schaubild für die (a) Schweißnahttrajektorie 1 und die (b) weiteren Schweißnahttrajektorien mit den zugehörigen
Schweißparametern sowie den geprüften Lasthorizonten
7 Ergebnis und Diskussion
Aus der Darstellung im Wahrscheinlichkeitsnetz für den 70-N-Lasthorizont können zwei Gruppen der Proben
mit der Schweißnahttrajektorie 1 abgeleitet werden (Bild 3). Die einen wiesen Schwingspielzahlen beim Ausfall
der Proben zwischen 40.000 und 180.000 und die anderen im Bereich von 320.000 bis 400.000 auf. Die
Datenpunkte dieser Gruppen lassen sich jeweils durch eine Gerade annähern. Der Grund dafür lag in der Art
des Versagens. Die Proben mit der geringeren Lebensdauer wiesen einen Riss entlang der kompletten
Schweißnaht auf. Diesen Proben wird im Folgenden die Versagensart I zugeordnet (Bild 5 a). Der zeitliche
Verlauf des elektrischen Widerstands wies einen sprungartigen Anstieg gegen unendlich infolge der Ablösung
des Zellverbinders auf (Bild 5 a, Zeitpunkt 1). Bei der Versagensart II verlief der Riss nur teilweise entlang der
Schweißnaht (Bild 5 b). Bei der Versagensart II kam es auf Höhe der halben Kreisgeometrie zu einer Ausbreitung
von zwei Rissen in der y-Richtung. Dieses stetige Risswachstum führte meist zum späteren Ausfall der
Probe und trat ein, wenn der Riss 1 den Rand des Zellverbinders erreichte und der zeitliche Gradient des
elektrischen Widerstands von 0,002 mΩ/s überschritten wurde (Bild 5 b, Zeitpunkt 1). Danach war der Zellverbinder
nur noch an einer Seite der kreisförmigen Schweißnaht befestigt (Bild 5 b, Zeitspanne zwischen den
Zeitpunkten 1 und 2).
Für die Kontaktierung mit der Schweißnahttrajektorie 1 wiesen ca. 25 % der Proben inklusive mehrerer Versuchsproben,
die mit P = 1000 W, v = 360 mm/s und P = 1000 W, v = 410 mm/s geschweißt wurden, die
Versagensart I auf. Die Proben mit P = 800 W, v = 360 mm/s und derselben Schweißnahttrajektorie zeigten
ausschließlich die Versagensart II. Die Schweißparametersätze mit erhöhter Streckenenergie hatten beim
Schweißen während der Erwärmung und der Abkühlung einen größeren Temperaturgradienten. Infolgedessen
wurden somit stärkere Zugeigenspannungen an der Naht und Druckeigenspannungen in der Nahtumgebung
induziert [21]. Zugeigenspannungen setzen die Schwingfestigkeit einer Fügeverbindung herab [21, 22]. Aus
diesem Grund lief die Rissausbreitung entlang der Schweißnaht bei den Kontaktierungen, die mit höherer
Streckenenergie hergestellt wurden, unter günstigeren Bedingungen ab. Außerdem führten unterschiedliche
Wärmeeinträge beim Schweißen zu variierenden Größen der erstarrten Schmelze. Die resultierende Schweißnahtgeometrie
kann sich als Werkstoffkerbe entscheidend auf das Ermüdungsverhalten auswirken [23].
DVS 389 7

Bild 5. Verlauf des elektrischen Widerstands und des zeitlichen Gradienten des elektrischen Widerstands über der
Schwingspielzahl für die Proben mit der Schweißnahttrajektorie 1 (PPPP = 1000 W und v = 360 mm/s) auf einem 70-N-Lasthorizont
für die (a) Versagensart I sowie die (b) Versagensart II und Darstellung der Bruchbilder mit Kennzeichnung der
Rissausbreitung
Von den Proben mit der Schweißnahttrajektorie 4, die ausschließlich mit 115 N angeregt wurden, wiesen 50 %
der Proben die Versagensart I auf. Anders als bei den Proben mit der Schweißnahttrajektorie 1 konnte nicht
identifiziert werden, welche Versagensart mehr Schwingspielzahlen ertrug. Es befinden sich jeweils zwei Proben
mit der Versagensart I an dem unteren und oberen Quartil der Datenpunkte (Bild 6). Infolgedessen lief die
Rissausbreitung in der y-Richtung von der Schweißnaht bis zum Rand des Zellverbinders (Bild 7 b, Versagensart
II) ungefähr gleich schnell wie diejenige entlang der Schweißnaht (Bild 7 a, Versagensart I) ab. Ein
Einfluss der nicht mittigen Ausrichtung der Schweißnähte in x-Richtung auf dem Zellgehäuse war nicht identifizierbar.
Eine zum Ausfall der Probe führende Rissausbreitung in y-Richtung zum Rand des Zellverbinders
nah an der Einspannung (Bild 7 b, Riss 1) verringerte die ertragbaren Schwingspielzahlen. Der gegenteilige
Effekt trat auf, wenn diese Rissausbreitung weiter von der Einspannung des Zellverbinders entfernt ablief
(Bild 7 b, Riss 2).
8
DVS 389

Bild 6. Kastengrafiken aus Schwingspielzahlen beim Probenausfall mit Median (senkrechter Strich in der Kastengrafik)
für die Lasthorizonte von 60 N, 70 N, 100 N und 115 N mit ihren jeweiligen Schweißnahttrajektorien und -parametern;
Probenausfall des mit einem Pfeil gekennzeichneten Ausreißers (Schweißnahttrajektorie 1, PPPP = 1000 W und
v = 410 mm/s) bei 2.311.000 Lastspielen
Die festgestellten Versagensarten wurden als einzige Auswirkung der untersuchten Schweißparametersätze
auf das Ermüdungsverhalten der Kontaktierung mit der Schweißnahttrajektorie 1 ermittelt. Zur statistischen
Absicherung der Einflüsse der unterschiedlichen Schweißparametersets gilt es, die Stichprobenumfänge zu
vergrößern. Auf dem 115-N-Lasthorizont liegt der Median der Versuchspunkte der Proben mit PPPP = 800 W und
v = 360 mm/s ca. 30 % über denen der anderen beiden Versuchsreihen mit der Schweißnahttrajektorie 1 (Bild
6). Bei einer Anregung mit einer Kraftamplitude von 60 N übersteigt der Median der Proben mit PPPP = 1000 W
und v = 360 mm/s denjenigen der Proben mit den anderen Schweißparametersets um 10 – 15 %.
Bei der Schweißnahttrajektorie 2 wurde eine kreisförmige Schweißnaht mit Unterbrechungen geschweißt.
Dadurch konnte die komplette Rissausbreitung entlang dieser verhindert werden. Die Proben wiesen somit
nur die Versagensart II auf. Im Vergleich zur Schweißnahttrajektorie 1 mit der Versagensart II breiteten sich
teilweise mehr als zwei Risse in y-Richtung von der Schweißnaht aus (Bild 8 b, Risse 1 – 4). Erst nachdem
der Riss 1 den Rand des Zellverbinders erreichte, fiel die Probe aus. Es wird angenommen, dass sich die
Risse 2 und 3 zuerst ausbreiteten. Die Schweißnaht wurde weiter geschädigt und es kam zur weiteren Ablösung
des Zellverbinders von dem Zellgehäuse. Danach kam es zur Rissinitiierung der Risse 1 und 4. Aufgrund
des größeren Abstandes zur Einspannung war die Beanspruchung für diese Risse kleiner als für die Risse 2
und 3. Infolgedessen zeigten die Proben, bei denen der zum Ausfall der Probe führende Riss nah an der
Einspannung lag, eine kürzere Lebensdauer (Bild 8 a, Riss 1). Nichtsdestotrotz war der Median der Versuchspunkte
der Kontaktierungen mit der Schweißnahttrajektorie 2 auf den Lasthorizonten von 60 N und 115 N
größer als derjenige der Proben mit der Schweißnahttrajektorie 1.
Bei der Schweißnahttrajektorie 3 wurden zusätzlich zu dem Kreis zwei gerade Schweißnähte angebracht.
Dadurch breiteten sich die Risse im Vergleich zu den Kontaktierungen mit den Schweißnahttrajektorien 1
und 2 weniger entlang des Kreises aus. Diese verliefen direkt nach der Rissinitiierung im vorderen Bereich
des Kreises in y-Richtung (Bild 9). Die geraden Schweißnähte dienten als Ausgangspunkte für neue Risse,
die entweder den Schweißnähten folgten (Bild 9 b, Riss 1 und 4) oder zum Rand des Zellverbinders fortschritten
(Bild 9 a, Riss 1 und 2). Je weiter der zum Ausfall der Probe führende Riss von der Einspannung des
Zellverbinders entfernt war, desto höher waren die ertragbaren Schwingspielzahlen. Aufgrund des größeren
Abstandes von dem in y-Richtung verlaufenden Risses zur Einspannung wurde der flexible Zellverbinder stärker
verformt. Dadurch verringerte sich die Belastung auf den Riss und dieser schritt somit langsamer fort.
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Dieses Versagensverhalten wies die Mehrheit der Proben auf. Aus diesem Grund besaßen die Kontaktierungen
mit der Schweißnahttrajektorie 3 im Mittel die größte Schwingfestigkeit auf dem 115-N-Lasthorizont. Für
diese Art der Kontaktierung sollten in Zukunft zusätzlich auf einem niedrigeren Lastniveau Dauerschwingversuche
durchgeführt werden.
Bild 7. Beispielhafte Probe für die (a) Versagensart I und (b) Versagensart II mit der Schweißnahttrajektorie 4 sowie die
Kennzeichnung der Risse sowie möglicher Positionierungsfehler bei den Schweißnähten Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,1 und Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,2
Bild 8. Beispielhaftes Versagensverhalten für die Proben mit der Schweißnahttrajektorie 2 für (a) kleine und (b) große
Schwingspielzahlen bei einem Probenausfall sowie die Kennzeichnung der Risse
Bild 9. Beispielhaftes Versagensverhalten für die Proben mit der Schweißnahttrajektorie 3 für (a) kleine und (b) große
Schwingspielzahlen bei einem Probenausfall sowie die Kennzeichnung der Risse
Bei der Kontaktierung mit der Schweißnahttrajektorie 5 wurde der Einfluss der unterschiedlichen Abstände
von der Schweißnaht bis zum Rand des Zellgehäuses auf die Rissausbreitung untersucht. Die Schädigung
der Kontaktierung war nur von der Schweißnaht 1 abhängig (Bild 10). An dieser Schweißnaht kam es an der
Seite, die näher an dem Rand des Zellgehäuses war, zur Initiierung von Riss 1. Aufgrund dieses geringeren
Abstandes zum Rand des Zellgehäuses bewegte sich der Riss zunächst in x-Richtung, bevor er zum Rand
des Zellverbinders fortschritt.
10
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Bild 10. Beispielhaftes Versagensverhalten der Proben mit der Schweißnahttrajektorie 5 und Kennzeichnung
der nicht mittigen Anordnung der Schweißnähte in y-Richtung auf dem Zellgehäuse sowie möglicher Positionierungsfehler
bei den Schweißnähten Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,1 und Δyyyy RRRRRRRRRRRRRRRR,2
8 Zusammenfassung und Ausblick
Im Rahmen dieser Untersuchung wurde das Ermüdungsverhalten der mittels Laserstrahlschweißen hergestellten
Kontaktierung einer Batteriezelle auf ausgewählten Lasthorizonten im Zeitfestigkeitsbereich
betrachtet. Es wurden Kupfer-Zellverbinder mit Hilumin-Zellgehäusen verschweißt. Die Kontaktierung mit einer
kreisförmigen Schweißnahttrajektorie diente als Referenz zur Festlegung der Lasthorizonte. Des Weiteren
wurde mit diesen Versuchen ein Ausfallkriterium bestimmt. Dieses wurde als sprungartiger Anstieg des elektrischen
Widerstands definiert, der mit Hilfe der Vier-Leiter-Messung ermittelt wurde. Innerhalb der Lasthorizonte
wurden Kontaktierungen mit vier weiteren Schweißnahttrajektorien analysiert. Die Schwingfestigkeit der Referenz-Kontaktierung
konnte mit zwei ähnlichen Schweißnahttrajektorien verbessert werden. Zusätzlich wurde
der Einfluss der Streckenenergie beim Laserstrahlschweißen zur Herstellung der Kontaktierung mit einer kreisförmigen
Schweißnaht hinsichtlich der Schwingfestigkeit untersucht. Aus den Versuchsreihen konnten zwei
Versagensarten identifiziert werden, die einen deutlichen Einfluss auf die ertragbaren Schwingspielzahlen hatten.
Aufgrund der Verwendung unterschiedlicher Schweißparameter bei der Herstellung der Kontaktierung variiert
die Nahtgeometrie der erstarrten Schmelze. In weiteren Versuchen sollte untersucht werden, ob die Nahtgeometire
als Werkstoffkerbe einen Einfluss auf das Risswachstum und somit auf die Versagensart hat. Dafür
sollten Aufnahmen mittels Computertomograph und Schliffe verwendet werden. Außerdem sind die Kontaktierungen
mit den Schweißnahttrajektorien, die mit einer Kraftamplitude von 100 N bzw. 115 N angeregt
wurden, zusätzlich auf niedrigen Lasthorizonten zu prüfen.
Schrifttum
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Innovative Fügetechnik für Folien aus nichtrostendem Stahl
1
S. Koberg, 1 Dr.-Ing. B. Gerhards, 1 Dr.-Ing. C. Otten, 2 Prof. Dr.-Ing. M. Schleser
1
LaVa-X GmbH, Kaiserstraße 100, 52134 Herzogenrath, Deutschland
2
Fachhochschule Aachen, Goethestraße 1, 52064 Aachen, Deutschland
Das Laserstrahlschweißen im Vakuum (LaVa-Schweißen) hat gegenüber dem konventionellen Laserstrahlschweißen
den Vorteil, dass die zum Schweißen benötigte Energie um bis zu 60 % reduziert werden kann.
Dies ermöglicht praktisch verzugsfreies Schweißen, was für das Schweißen dünner Edelstahlfolien
(< 100 µm) von großem Vorteil ist. Darüber hinaus ist die Anfälligkeit für die Bildung von Poren und Spritzern
deutlich reduziert. Durch die Minimierung des Sauerstoffgehalts in der Vakuum-Schweißumgebung können
Oxidationen an der Schweißnaht verhindert werden. Die höhere Viskosität des Schmelzbades im Vakuum
bietet Potential zur besseren Spaltüberbrückung im Folien-Überlappstoß. Folglich ermöglicht das LaVa-
Schweißen die Erstellung qualitativ hochwertiger Schweißnähte an dünnen Edelstahlfolien.
Die durchgeführten Versuche zeigen, dass sich das LaVa-Schweißen aufgrund seiner Vorteile für verschiedenste
Anwendungen im Folienbereich eignet. So können bspw. zwei 50 µm dünne Folien im Stumpfstoß
gefügt werden. Ein Anwendungsfall ist in diesem Zusammenhang die Herstellung dünner Rohre, die
ansonsten üblicherweise aufwändig gezogen werden müssen. Darüber hinaus ist es möglich, dünne Folien
oder sogar Drahtgewebe an millimeterdicke Edelstahlbauteile zu schweißen. Dadurch ist das Verfahren
ebenfalls geeignet, um Drucksensoren oder ähnliches herzustellen.
Abschließend wird gezeigt, dass auch lange Werkstückkonturen im Überlappstoß dünner Folien mit beispielsweise
350 mm Schweißnahtlänge defektfrei gefügt werden können, wie sie beispielsweise bei der Herstellung
von Bipolarplatten oder zum Gehäuseverschluss benötigt werden.
1 Stand der Technik
1.1 Laserstrahlschweißen dünner Folien
Das Laserstrahlschweißen hat sich zum Fügen von Metallfolien als Schweißverfahren etabliert. Die Vorteile
liegen in der geringen Energieeinbringung sowie der Dichtigkeit der Schweißverbindung [1].
Gleichzeitig stellt der Folienschweißprozess hohe Anforderungen an eine geeignete Spanntechnik. Die Toleranz
gegenüber Spalten in einem Folien-Überlappstoß liegt je nach Literaturangabe zwischen 5 % und 20 %.
Die Auswirkungen eines Fügespalts sind in Bild 1 dargestellt. Bei technischem Nullspalt liegt in Bereich a)
eine vollständige Anbindung ohne erkennbare Unregelmäßigkeiten vor. Der in Bereich b) dargestellte erhöhte
Fügespalt zeigt sich an der Oberseite bereits durch eine veränderte Nahtschuppung. Im Querschliff wird
ein Nahteinfall sichtbar, der durch ein Abfließen der Schmelze in den Spalt erklärt werden kann. In diesem
Fall ist die Schmelze in der Lage, den vorhandenen Spalt aufzufüllen, jedoch vermindert sich die Scherzugfestigkeit
der Verbindung durch die Ausbildung von Randkerben infolge des Nahteinfalls. In Bereich c) kann
der Fügespalt nicht mehr von der vorhandenen Schmelze überbrückt werden, sodass keine Verbindung zwischen
den Folien vorliegt. In diesem Szenario weist die Schweißnaht Randkerben sowie eine Nahtüberhöhung
auf. [6]
Die Herausforderung im Laserstrahlschweißen von Metallfolien ergibt sich aus der Materialstärke der Folien,
die beispielsweise in der Fertigung von Sensoren als Membran von Interesse ist. Da mit sinkender Membrandicke
die Sensitivität eines Sensors ansteigt, wird seitens der Sensorhersteller eine möglichst geringe
Materialstärke (z. B. 25 µm – 50 µm) angestrebt. Bei der schweißtechnischen Fügeverbindung der Membran
steigt jedoch der thermisch induzierte Verzug exponentiell mit sinkender Materialstärke, wodurch das Risiko
für eine fehlerhafte Nahtanbindung erhöht wird [2]. Daher werden angepasste Fertigungsprozesse für die
Herstellung von dünnwandigen Bauteilen (bspw. Rohren) mit Wanddicken von 25 µm – 50 µm benötigt.
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Bild 1. Beeinträchtigung der Schweißnaht durch den Fügespalt. [6]
a) Schweißnahtausbildung bei technischem Nullspalt.
b) Nahteinfall bei überbrückbarem Fügespalt.
c) Lochbildung in der Schweißnaht durch nicht überbrückbaren Fügespalt.
1.2 Laserstrahlschweißen im Vakuum
Das Laserstrahlschweißen im Vakuum (LaVa) zeichnet sich gegenüber dem konventionellen Laserstrahlschweißen
durch Erhöhung der Prozessstabilität [2] bei gleichzeitiger Erhöhung der Qualität (auf das Niveau
von Elektronenstrahlschweißnähten [3]) und Einschweißtiefe [4] aus.
Im Umkehrschluss bedeutet dies aber auch, dass sich eine geforderte Einschweißtiefe mit einem signifikant
verringerten Energiebedarf erreichen lässt, was die Energieeinbringung ins Werkstück und damit auch Verzüge
signifikant reduziert. Darüber hinaus bietet die Verfahrensmodifikation des LaVa-Schweißens durch
das Vakuum einen hundertprozentigen Schutz vor Oxidation [5].
Bisher wurden die Vorteile des LaVa-Verfahrens nur bei vergleichsweise geringen Schweißgeschwindigkeiten
und hohen Einschweißtiefen gezeigt [3]. Dies gilt unter anderem auch, weil die Evakuierungszeiten dem
Verfahren immer als Argument gegen die Produktivität entgegengehalten werden.
Angepasste Vakuumtechnik sowie Modifikationen der LaVa-Anlagen lassen die Evakuierungszeiten allerdings
in den Hintergrund rücken. Aus diesem Grund werden im Folgenden die ersten Ergebnisse des
Schweißens von dünnen Edelstahlfolien mit dem LaVa-Verfahren vorgestellt.
2 Versuchsaufbau und -durchführung
In diesem Beitrag kommen verschiedene Versuchsaufbauten zum Einsatz. Sie werden nacheinander anhand
der vorgesehenen Fügeaufgabe vorgestellt.
2.1 Stumpfstoß
Die Schweißversuche zum Folien-Stumpfstoß werden an einer LaVaCELL HT500 durchgeführt, siehe Bild 2.
Es wird ein Singlemode-Faserlaser SPI redPOWER CUBE mit einer maximalen Laserleistung von 500 W
(λ = 1080 nm) verwendet. In den Versuchen wird zum Großteil der „Low Power Mode“ des Lasers genutzt,
wodurch die Maximalleistung auf 300 W begrenzt ist. Dies ermöglicht eine feinere Abstimmung der Laserstrahlleistung,
da die zu verschweißenden Folien aufgrund der geringen Materialstärke entsprechend geringe
Laserleistungen benötigen. Seitens des Herstellers SPI ist eine minimal einstellbare Laserleistung von
30 W angegeben. Die eingesetzte Scanner-Optik ist eine Raylase SS-IV 15. Zur Korrektur der Bildfeldwölbung
bei der Bearbeitung des ebenen Feldes wird ein f-Theta-Objektiv mit einer Brennweite von 255 mm
verwendet. In Kombination mit einer Kollimationslänge von 116 mm ergibt sich ein Fokusdurchmesser von
40 µm. Das Scanfeld zum Schweißen in der LaVaCELL HT500 beträgt 114 mm × 114 mm.
Als Versuchsmaterial werden Folien in einer Stärke von 50 µm aus dem Werkstoff X5CrNi18-10 (1.4301)
verwendet. Die Folien werden im Stumpf- bzw. I-Stoß angeordnet. Das Ziel der Untersuchungen ist eine
homogene Schweißnaht, die einen Vollanschluss der Folien auf 80 mm Länge ermöglicht.
14
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Bild 2. Links: Schlüsselfertige LaVaCELL HT500 mit zusätzlichem Scheibenlaser.
Rechts: Geöffnete Vakuum-Schweißkammer und Scankopf. [7]
2.2 Überlappstoß
Darüber hinaus werden Versuche im Überlappstoß an einer LaVaCELL 450 durchgeführt, siehe Bild 3. Als
Strahlquelle wird ein IPG Singlemode-Faserlaser mit 500 W Laserleistung verwendet (λ = 1080 nm). In diesem
Anlagen-Setup wird kein 2D-Scannersystem mit F-Theta-Objektiv eingesetzt, sondern eine vorfokussierende
Ablenkeinheit (Raylase Axialscan Fiber 30). Diese Technologie ermöglicht, im Gegensatz zu konventionellen
Ablenkeinheiten mit F-Theta-Objektiven, die Bearbeitung großer Felder mit vergleichsweise kleinen
Fokusdurchmessern. Mit dem in diesen Versuchen verwendeten System kann ein Feld von
600 mm × 600 mm mit einem Fokusdurchmesser von 90 μm und einem Arbeitsabstand von 690 mm bearbeitet
werden. Bearbeitungsfelder dieser Größe sind beispielsweise für das Schweißen von großen Bipolarplatten
vorteilhaft, da anstelle mehrerer 2D-Scanner lediglich eine vorfokussierende Ablenkeinheit benötigt
wird.
Als Versuchsmaterial werden Folien in einer Stärke von 100 µm und 50 µm aus dem Werkstoff X5CrNi18-10
(1.4301) verwendet und im Überlappstoß angeordnet. In den Versuchen soll eine lineare Schweißnaht mit
einer Länge von 350 mm erzielt werden, die keine Nahtdefekte aufweist.
Bild 3. Geöffnete Vakuum-Schweißkammer mit vorfokussierender Ablenkeinheit. [7]
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