DVS_Bericht_395_LP

2024
DVS-BERICHTE
DVS CONGRESS 2024
Große Schweißtechnische Tagung
DVS CAMPUS
Ausführliche Manuskripte

KONSTRUKTION
MATERIALMANAGEMENT
BLECHBEARBEITUNG
LASERSCHNEIDEN
OBERFLÄCHEN-
BEARBEITUNG
ABKANTEN
LASERSCHWEISSEN
KOMPONENTENFERTIGUNG
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DVS CONGRESS
2024
Große
Schweißtechnische
Tagung
DVS CAMPUS
Langfassungen der Vorträge der Veranstaltung in
Erfurt vom 16. bis 17. September 2024
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 395
ISBN: 978-3-96144-288-1 (E-Book), überarbeitete Fassung vom November 2024
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 ⋅ November 2024
Herstellung: Print Media Group GmbH & Co. KG, Hamm

Vorwort
DVS CONGRESS 2024: Zukunftstechnologien in der Praxis
Mit moderner Schweißtechnik in der Praxis überzeugen und die Zukunft der Industrieproduktion gestalten: Frei
nach diesem Motto setzt der DVS CONGRESS 2024 in Erfurt seinen inhaltlichen Fokus wieder auf Praxisnähe
und klaren Anwendungsbezug. Zum DVS CONGRESS gehören wie üblich die Große Schweißtechnische
Tagung (GST), auf der fügetechnische Fragestellungen praxisnah diskutiert werden sowie der DVS CAMPUS,
der jungen Absolventen eine Bühne für ihre Bachelor- oder Masterthesis bietet.
Die wirtschaftlichen Rahmenbedingungen haben sich seit Jahresbeginn 2024 leicht verbessert. So hat das
globale Wachstum wieder leicht zugelegt. Diese Entwicklung ist auch zurückzuführen auf eine – wenn auch
nur schwach wachsende – globale Industrieproduktion. Für Deutschland als Exportnation wird sich im
Jahresverlauf die Auslandsnachfrage voraussichtlich erholen. Dennoch ist die Situation für heimische
Unternehmen nach wie vor herausfordernd. Aufgrund der gesunkenen Auftragsbestände und der
zurückgegangenen Wettbewerbsfähigkeit sind Investitionen dringend erforderlich.
Nach Aussage des Bundesministeriums für Wirtschaft und Klimaschutz (BMWK) soll Deutschland als starker
Industriestandort inklusive Grundstoffindustrie in Zeiten der Umbrüche bewahrt bleiben und gleichzeitig ein
wichtiger Standort für Zukunftsindustrien – von Halbleitern bis Transformationstechnologien – werden. Dies ist
unmittelbar mit dem gesellschaftlichen Wohlstand verknüpft, denn dieser ist von einer erfolgreichen
industriellen Produktion abhängig.
In diesem Handlungsfeld ist die Füge-, Trenn- und Beschichtungstechnik hervorragend platziert. Sie trägt als
Querschnittstechnologie unmittelbar ihren Teil dazu bei, dass der Wirtschaftsstandort Deutschland
zukunftsfähig bleibt. Nach der Pandemie haben sich die Produktionswerte für die Schweißtechnik
grundsätzlich positiv entwickelt. Auch im Bereich der Automatisierung und Robotik sind besonders im Bereich
des Lichtbogenschweißens in Deutschland signifikante Zuwächse zu verzeichnen.
Der DVS CONGRESS nimmt gerade diese Technologiezweige mit einem starken Anwendungsbezug im
Vortragsprogramm auf. Aktuelle Themen wie Nachhaltigkeit und Kreislaufwirtschaft, Energiewende und
Elektromobilität sowie additive Fertigung und Robotik sind essenzieller Bestandteil des Programms, um nur
ein paar ausgewählte Bereiche zu nennen. Selbstverständlich werden in Bezug auf diese und weitere
Branchenanforderungen neue Schweißtechnologien praxisnah vorgestellt. Von raucharmen Schweißzusätzen
und Hilfsstoffen über energiereduzierte und Hochleistungsschweißprozesse bis hin zu moderner
Sensortechnik bestimmen umfassende Aspekte einer modernen schweißtechnischen Fertigung den DVS
CONGRESS 2024. Anforderungen an Regelwerke, Konstruktion und Berechnung sowie Nachhaltigkeit und
Kreislaufwirtschaft werden vorgestellt. Die Programmkommission hat großen Wert darauf gelegt, eine
Fachveranstaltung für die schweißtechnische Praxis zu gestalten, die den Anwender direkt dazu einlädt neue
Erkenntnisse umgehend im eigenen Unternehmen umzusetzen.
Aktuelles und praxisrelevantes Wissen ist mehr denn je der Schlüssel zum Erfolg für die Branche, die sich den
Herausforderungen in diesen Zeiten stellen und im weltweiten Wettbewerb behaupten muss.
Der DVS bietet mit dem DVS CONGRESS wieder eine hervorragende Gelegenheit für den Austausch und
den Wissenstransfer unter Fachkolleginnen und -kollegen zum Fügen, Trennen und Beschichten.
Der Programmkommission sei an dieser Stelle besonders gedankt für das Erstellen des attraktiven und
praxisnahen Vortragsprogramms und allen Vortragenden für ihre Bereitschaft aktuelle Inhalte aus ihren
jeweiligen Tätigkeitsbereichen vorzutragen.
Mit dem vorliegenden DVS-Bericht steht wieder eine umfangreiche Dokumentation des DVS CONGRESS zur
Verfügung. Der DVS-Berichteband erlaubt es allen Interessierten der Branche besondere Inhalte nachzulesen
– oder wenn keine Möglichkeit zur Teilnahme bestand – sich auch im Nachgang detailliert zu informieren.
Ich wünsche allen Teilnehmern und Lesern viel Spaß mit dem Vortragsband zum DVS CONGRESS 2024!
Dr.-Ing. Roland Boecking
Hauptgeschäftsführer des DVS e.V.

Inhaltsverzeichnis
Vorwort
Langfassungen
DVS CAMPUS
Herstellung von Multimaterial-Aluminiumbauteilen mittels DED-Arc-Verfahren für
kombinierte technologische Eigenschaften ........................................................................ 1
P. Cotrim Maciel*, L. Oster, P. Becker, R. Sharma, U. Reisgen; Aachen
Experimentelle Untersuchungen zur Prozessoptimierung des Remote-
Laserstrahlschweißens von Kehlnähten im Überlappstoß mittels konstruktiver
Ansätze und optischer Nahtführung . ................................................................................ 14
K. H. Schwarze*, M. K. Kick, M. Schmöller, S. Liebl und M. F. Zäh, München
Zuverlässigkeitsanalyse eines OCT-Systems zur Einschweißtiefenbestimmung
beim Laserstrahlschweißen an Atmosphäre und im Vakuum .......................................... 31
M. Haas, B. Gerhards, C. Otten, Herzogenrath; M. Schleser, P. Liebe, Aachen

Große Schweißtechnische Tagung
Kreislaufwirtschaft/Recycling/CO2-Fußabdruck
Recycling von Aluminium-Bronzespänen für die additive Fertigung
mittels Laser-Directed Energy Deposition ……………………………………………………. 43
C. Klötzer-Freese, T. Kruse, Waren (Müritz); V. Müller, J. Fasselt, Berlin
Werkstattpraktiker
Kalibrieren oder Validieren für Prüf- und Messmitteln – Was ist erforderlich? …………… 56
J. W. Mußmann, Meerbusch
Das Spannen von Dünnblech mit Tiefeninduktion – der Stand der Dinge ....................... 69
T. Vauderwange, Offenburg
Erfahrungen beim Kopfbolzenschweißen von Stahleinbauteilen ..................................... 79
R. Trillmich, Gevelsberg
Schneidtechnik
Gasgemische zum hocheffizienten, nachhaltigen Laserschneiden ……………………….. 90
C. Kaya, M. Schmitz, B. Sevim
Moderne, wirtschaftliche und hochpräzise Schweißnahtvorbereitung mittels
Robotersystem ................................................................................................................. 96
S. Biermeier, Landau a. d. Isar
Qualitätssicherung I
Schweißen an Bauteilen für den Einsatz in einem atomaren Endlager ......................... 108
D. Baunack, G. Fiebig, F. Pennartz
Qualitätssicherung durch Prozesskontrolle und Parameteraufzeichnung beim
Hubzündungsbolzenschweißen (783) ............................................................................ 117
H. Gericke, O. Brätz
Neue Schweißverfahren
Herausforderungen des innovativen Schiffbaus auf der MEYER WERFT ..................... 125
R. Banaschik, M. Drößer, Papenburg
Hochleistungs-Lichtbogenschweißen von dicken Stahlblechen mit
elektromagnetischer Schweißbadunterstützung …………………………………………… 134
F. Akyel, S. Gook, Ö. Üstündag, N. Bakir, C. Brunner-Schwer*, M. Rethmeier

Energiereduzierte Schweißprozesse – eine Bestandsaufnahme und normative
Einordnung .................................................................................................................... 140
J. Pitzer, Wetzlar
Schadensfälle und Reparaturkonzepte
Ermittlung und Interpretation der Eigenschaften historischer Werkstoffe aus Sicht
der Beanspruchbarkeit – eine Auswahl an Beispielen aus der Praxis ........................... 147
C. Gajda, Halle
Notschweißung auf RHB an einer 1000 m hängenden API-Leitung im Schacht
und Spiralschnitt auf der 5. Sohle .................................................................................. 165
A. Hachmann, Leverkusen
Vorwärmungsfreies Reparaturschweißen an hochfesten Gusseisenwerkstoffen
mittels Laserstrahl-Drahtauftragschweißen .................................................................... 171
G. Trensch, C. Gajda, S. Keitel, Halle (Saale); T. Gustmann, F. Silze, S. Bibrack, Klipphausen
Stahlbau I
Beitrag zur Betrachtung der Bruchfläche von geschweißten Proben mit
unterschiedlichen letzten Arbeitsgängen (Drahtbürsten, Schleifen, Schweißen) ........... 185
D. Baunack, Gerstungen; S. Sajjadifar, A. Liehr, D. Janoschka, T. Niendorf, Kassel;
A. Dürr, J. Roth, München
Einfluss des Einspanngrades auf die Bildung von Erstarrungsrissen in
Überlappverbindungen hochfester Stähle ...................................................................... 193
P. Liepold, A. Kromm, T. Kannengießer, Berlin
Qualitätssicherung II
KI-basierte Qualitätsprädiktion und Prozessbewertung beim
Metallschutzgasschweißen auf Basis automatisierter Mustererkennung ....................... 201
M. Angerhausen, M. Purrio, G. Buchholz, Aachen; R. Maack, Y. Hahn, Wuppertal;
R. Meyes, H. Tercan, F. Müller, Aachen
Einflussgrößen auf den MSG-Schweißprozess und Möglichkeiten zur
messtechnischen Erfassung .......................................................................................... 207
U. Mückenheim, J. Herrmann, U. Wolski, S. Keitel, Halle (Saale)
Schweißnahtvermessung in der Praxis .......................................................................... 217
R. Nock, Oberkirch; S. Helsper, Beilstein

Handgeführtes Laserstrahlschweißen
„Von der Historie bis zum Stand der Technik beim handgeführten
Laserstrahlschweißen“ ................................................................................................... 223
S. Jahn, M. Schmitz, R. Prowaznik, J. Lange, Jena
Forschung, Technik, Bildung – Strahlverfahren im DVS (Abstract) ................................... 229
M. Keinert, Düsseldorf
Stahlbau II
Der Skywalk Königstuhl
Konstruktion, Fertigung & Montage …………………………………………………………. 230
M. Hurtienne
Robotereinsatz in der Stahlbaufertigung unter Nutzung innovativer Systeme
zur Programmgenerierung ............................................................................................. 236
R. Kring, Haiger
Effektive Prozessauslegung des induktiven Vorwärmens beim Schweißen
von Großstrukturen mithilfe der numerischen Simulation .............................................. 240
G. Gabriel, O. Brätz, A. Gericke, K.-M. Henkel, Rostock; E. Huysmann, M. Kahnfeld, Stralsund
Auswirkungen von Ti und Nb auf die physikalisch simulierten WEZ-Bereiche
von hochfestem Feinkornbaustahl S690QL ………………………………………………... 251
N. Schröder, M. Rhode, T. Kannengießer, A. Kromm, Berlin
Verschleißschutz
Verschleißschutz durch Auftraglöten – Eine Ergänzung zum Auftragschweißen
und thermischen Spritzen .............................................................................................. 260
N. Janissek, B. Balim, Esslingen
Multidirektionales Mehrdrahtschweißen von WSC-Fülldrähten ...................................... 269
L. Oster, S. Mann, R. Sharma, U. Reisgen, Aachen
Potentiale von Aluminiden und Intermetallen im Verschleißschutz und der
additiven Fertigung durch lichtbogenbasiertes Aufragschweißen .................................. 276
K. Treutler; S. Lorenz; V. Wesling, Clausthal-Zellerfeld
Reparatur von Schiffspropellern mit additiven Fertigungsmethoden .............................. 285
T. Böttcher*, S. Plenaitis, R. Peters, Rostock

Digitalisierung in der Schweißtechnik
Vernetzte, digitalisierte, schweißtechnische Fertigung – Praktische Lösungen
im Sinn der Industrie 4.0 ................................................................................................ 291
S. Mann, K. Middeldorf*, B. Ebert, R. Sharma, U. Reisgen, Aachen, *Köln
Potenziale einer Graphdatenbank als Digitaler Zwilling zur Reduzierung von
Fügetechnikvarianten im Karosseriebau ........................................................................ 298
M. Hofmann, Wolfsburg; H. Rudolf, Köthen; F. Mantwill, Hamburg
Heftnahtüberschweißung beim Metall-Schutzgasschweißen – Überwachungs-,
Erkennungs- und Regelungsalgorithmus für ein Schweißen mit konstanter
Streckenenergie ............................................................................................................. 305
F. Jurke, A. Hälsig, J. Hensel, Chemnitz
Energiewende
Neue Energieträger und die resultierenden Herausforderungen für die
Schweißtechnik .............................................................................................................. 319
R. Paschold und M. Schwetlick, Langenfeld
Fügen von Gasdiffusionsschichten durch Widerstandsschweißen für eine
Ressourcen schonende Produktion von Wasserstoffelektrolyseuren ............................ 329
M. Epperlein*, A. Schiebahn, U. Reisgen, Aachen
Reparaturschweißen zukünftiger, in Betrieb befindlicher Wasserstoffpipelines ............. 341
S. Kaiser, K. Erxleben, M. Rhode, T. Kannengießer, A. Kromm, Berlin
Laserstrahlbasierte Bearbeitung großflächiger metallischer Foliensubstrate von
Bipolarplatten in PEM-Brennstoffzellen und -Elektrolyseuren ........................................ 350
H. Letsch, J. Hensel, Chemnitz; T. Kimme, Altmittweida
Schienenfahrzeugbau
Schweißen im Schienenfahrzeugbau – Normative Anforderungen an Lieferanten
von Schweißbaugruppen (Probleme aus Sicht eines Systemhauses) ........................... 364
M. Strothmann, Salzgitter
Schweißaufsicht im Schienenfahrzeugbau – Verantwortung der Schweißbetriebe
für die Ausstattung mit Schweißaufsichtspersonal ......................................................... 371
H. Büttemeier, Lübbecke
Schweißtechnische Instandsetzung eines High-Speed Train am
Beispiel ICE 3 BR 403 (Kurzbeitrag) .................................................................................. 384
S. Dinc, Krefeld

Additive Fertigung, insbesondere WAAM, in der Anwendung bei ALSTOM im
Schienenfahrzeugbau .................................................................................................... 386
U. Jurdeczka, Salzgitter, L. Tiepelmann, Siegen (DE)
A. Fussel, Paris (FR), S. Goulet, St. Bruno (CA)
Additive Fertigung I
Additive Bauteilverstärkung: Gezielter Einsatz additiver Schweißverfahren
ermöglicht die Reduzierung herkömmlicher Bauteildicken ............................................. 394
L. Höfner, Haiger
Additive Fertigung von Schiffspropellern aus seewasserbeständigen
Bronzen mittels WAAM .................................................................................................. 405
C. Nehls, P. Andreazza, A. Gericke, O. Brätz, Rostock; C. Klötzer-Freese, Waren; K.-M. Henkel, Rostock
Potentiale des Unterpulverschweißens in der Additiven Fertigung großvolumiger
Stahlbauteile .................................................................................................................. 416
B. Fluhrer*, A. Schmailzl, Parsberg-Lupburg
Arbeitsschutz
MSG-Absaugschweißbrenner: Einfluss des Absaugvolumenstroms auf die
Schweißnahtqualität in verschiedenen Leistungsbereichen und Schweißpositionen ..... 427
A. Hartinger, Wels Thalheim (AT)
Schweißschutzgase von heute – weniger Schweißrauch, mehr Arbeitssicherheit ......... 441
D. Kampffmeyer, M. Wolters, W. Wankum, Krefeld
R. Sharma, B. Ebert, M. Olesch, Aachen
Optimierungspotenziale bei der Auswahl von Draht/Schutzgas-Kombinationen
beim MAG-Schweißen unlegierter Stähle im Hinblick auf anwendungsspezifische
Anforderungen in der Praxis .......................................................................................... 446
M. Schwetlick und R. Paschold, Langenfeld
„Laserstrahl – die unsichtbare Gefahr oder doch das Wunderwerkzeug?“ .................... 459
L. Höfner, Haiger
Cobot/Roboter
Wird der Cobot zum Industrieroboter-Ersatz in der Schweißtechnik? ............................ 470
A. Murygin, Haiger
Robotisierung eines Handlaserschweißgerätes ............................................................. 474
A. Ott, Neuss
Automatische Generierung optimaler Pfade für komplexe Roboterschweißaufgaben ... 479
M. Köhler, S. Jüttner, E. Bethke, J.-B. Scholle, Magdeburg

Elektromobilität
Roboterbasiertes Rührreibschweißen für die E-Mobilität ............................................... 488
T. Maier, Augsburg
Herausforderungen und Potentiale beim Rührreibschweißen von
3D-Konturen .................................................................................................................. 500
M. Hasieber, M. Sennewald, J.P. Bergmann, Ilmenau; M. Grätzel, Raunheim; M. Weigl, Asbach-Bäumenheim
Einsatz des Ultraschallschweißens in der Fertigung elektromechanischer
Komponenten: Kreislaufwirtschaft, CO2-Reduktion und Anwendungen in
Elektromobilität und Gleichstromnetzen ......................................................................... 508
C. Gregor, München
Additive Fertigung II
Leitfaden zum Aufbau einer temperaturgeregelten Laserstrahloberflächenbearbeitung
für die Praxis .............................................................................................. 517
M. Schmidt, K. Partes, Wilhelmshaven; H. Köhler, G. Phochkhua, R. Rajput, Helmstedt; J. Zwick
Fertigung einer Injektor-Zündkerze für wasserstoffbetriebene Verbrennungsmotoren
mit dem selektiven Laserstrahlschmelzen ..................................................................... 530
A. Kloshek, K. Miah, R. Ossenbrink, S. Hertrampf, H. P. Berg, H. Seidlitz, Cottbus-Senftenberg
Process documentation for electron beam additive manufacturing with
electron optics ................................................................................................................ 536
B. Baufeld, S. Pohl, Gilching
Autorenverzeichnis ..…………………………………………………………..………... 541

Herstellung von Multimaterial-Aluminiumbauteilen mittels DED-Arc-
Verfahren für kombinierte technologische Eigenschaften
Pedro Cotrim Maciel, Lukas Oster, Peter Becker, Rahul Sharma, Uwe Reisgen; Aachen, Deutschland
Die additive Fertigung (AF), insbesondere die additive Fertigung mit Lichtbogen und Draht (WAAM), hat ihre
Anwendungsmöglichkeiten in verschiedenen Branchen, insbesondere in der Luft- und Raumfahrt. Ein wesentliches
Merkmal sind die hohe Abschmelzleistung und Kosteneffizienz, insbesondere bei Materialien wie Titan
und Aluminium. Aluminiumlegierungen, einschließlich der Serien 2XXX und 5XXX, sind aufgrund ihrer vielfältigen
Anwendungen von besonderem Interesse. Funktional gradierte Werkstoffe (FGM) ermöglichen die Kombination
wünschenswerter Eigenschaften verschiedener Legierungen und bieten ein erhebliches Potenzial in
technischen Anwendungen. Die hier vorgestellten Arbeiten untersuchen zunächst die Eloxierbarkeit verschiedener
mittels WAAM hergestellter Aluminiumproben. Bei diesen Proben wurde festgestellt, dass sich bei den
meisten ein starker Kontrast in der Oxidschicht gebildet hat. Dies führte zu einer weiteren Untersuchung der
mechanischen Eigenschaften von EN AW-5754 + EN AW-2319 im Zustand „wie abgeschieden“ und mit der
Wärmebehandlung T6. Die zweite Hälfte dieser Studie drehte sich um die Charakterisierung eines FGM-Bauteils,
das aus den Aluminiumlegierungen 2319 und 5754 mittels WAAM hergestellt wurde. Zum Vergleich mit
den Wänden aus einer einzigen Legierung wurden wandförmige Geometrien gefertigt, deren chemische Zusammensetzung
zwischen den zuvor untersuchten Legierungen wechselt. Die Proben wurden einer Zugprüfung,
Härte- und Gefügeanalyse unterzogen, wobei zusätzlich der Einfluss einer T6-Wärmebehandlung betrachtet
wurde. Die Ergebnisse zeigten, dass die T6-Behandlung die durchschnittliche Härte erhöhte, aber die
Korngröße unbeeinflusst blieb, wobei eine erhöhte Anzahl an Ausscheidungen beobachtet werden konnte.
Zugversuche ergaben eine höhere Zugfestigkeit und Dehnung bei Proben aus mehreren Werkstoffen im Vergleich
zu den Grundwerkstoffen, wobei die Werte jedoch niedriger blieben als bei Proben aus einer homogenen
Legierung.
1 Stand der Technik
Additive Fertigung wird zunehmend in verschiedenen Marktsektoren eingesetzt [1]. Das Wachstum dieser
Technologie wird durch die Fähigkeit angetrieben, komplexe Geometrien zu schaffen, die mit traditionellen
Methoden wie Zerspanungstechnik und Gießen schwer oder unmöglich herzustellen sind. Insbesondere in der
Luftfahrtindustrie hat der Bedarf an leichten, anpassbaren Bauteilen bedeutende Fortschritte in der AF-Technologie
inspiriert [2]. Ding et al. [3] beschreiben AF als einen Prozess, bei dem Materialien Schicht für Schicht
aufgetragen werden, im Gegensatz zu subtraktiven Methoden, die mit einem soliden Block beginnen und Material
entfernen und dies dann zu Abfall führt. AF ist besonders vielversprechend für die Produktion von Bauteilen
aus Titan- und Nickelegierungen, die ein hohes Buy-to-Fly-Verhältnis aufweisen, was AF für Industrien
wie die Luftfahrt rentabel macht. AF-Prozesse umfassen typischerweise ein Bewegungssystem, eine Wärmequelle
und eine Materialzuführung, wobei der Pfad mittels spezieller Software aus CAD-Daten abgeleitet wird
[4]. Unter den verschiedenen AF-Techniken ist die Direct Energy Deposition (DED) besonders für die Herstellung
großer Metallteile geeignet [5]. Innerhalb von DED verwendet Wire Arc Additive Manufacturing (WAAM)
einen Lichtbogen und Metalldraht, was hohe Leistungsfähigkeit und niedrige Implementierungskosten bietet
[6], [5]. WAAM ermöglicht auch die Fertigung von Multimaterial-Bauteilen, die verschiedene Materialien kombinieren,
um Produkteigenschaften wie Festigkeit und Steifigkeit zu verbessern [8]. Herausforderungen bleiben
jedoch bestehen, um fehlerfreie Bauteile mit klar definierten mechanischen Eigenschaften zu erzeugen.
Kumar et al. [10] stellen fest, dass Fortschritte in Technologie und Hardware Probleme wie Porosität, Risse,
Geometrieverzerrung und Materialanisotropie verringern werden, wodurch WAAM praktikabler wird.
In der Luft- und Raumfahrt werden hochfeste Aluminiumlegierungen wegen ihrer mechanischen Eigenschaften,
niedrigen Dichte und Korrosionsbeständigkeit bevorzugt [7]. Trotz ihrer weit verbreiteten Nutzung gibt es
einen Mangel an Forschung zu Multimaterialkomponenten mit Aluminiumlegierungen, insbesondere der
2000er und 5000er Serien, was den Bedarf an der Erforschung von Multimaterial-WAAM-Prozessen unterstreicht.
Der aktuelle Stand der AF-Technologien zeigt, dass bedeutende Investitionen in die Verbesserung
von Schweiß- und Bewegungssystemen sowie in die Entwicklung optimierter Software für Werkzeugwege
fließen. Forschung zu anderen Materialien, insbesondere Materialkombinationen oder Funktional gradierte
DVS 395 1

Materialien (FGM) im WAAM, ist entscheidend, um das Anwendungspotenzial zu erschließen. FGMs werden
als biomimetische Materialien beschrieben, die entlang einer bestimmten Richtung unterschiedliche chemische
Zusammensetzungen und Mikrostrukturen aufweisen, was die Eigenschaften wie Korrosionsbeständigkeit
und Zähigkeit verändert [9].
Die Luft- und Raumfahrtindustrie profitiert besonders von FGM, vor allem bei verschiedenen Aluminiumlegierungen.
Arana et al. [7] stellen fest, dass Bauteile für die Luft- und Raumfahrt aufgrund ihrer mechanischen
Eigenschaften, ihrer geringen Dichte und insbesondere ihrer Korrosionsbeständigkeit häufig aus hochfesten
Aluminiumlegierungen hergestellt werden. Wie Nakai et al. [11] in ihrem Artikel anmerken, wurde gezeigt, dass
durch die Kontrolle der Größe und Dispersion der Bestandteile eine große Steigerung der mechanischen Eigenschaften
der Legierungsserie 2024 erreicht werden konnte, wodurch sie in der Luft- und Raumfahrtindustrie
besser eingesetzt werden kann. Doch wie Udoye et al. [15] in ihrem Artikel erörtern, handelt es sich bei der
Matrix um eine Al7075-Legierung, die zwar eine hohe Festigkeit und Zähigkeit aufweist, aber nur eine geringe
Verschleißfestigkeit besitzt. Um die Verschleißfestigkeit von hochfesten Aluminiumlegierungen zu erhöhen,
schlugen mehrere Autoren die Einarbeitung von Ausscheidungen wie SiC, Al2O3 und Al3Ti vor. Eine andere
Lösung für dieses Problem ist das Eloxieren, das, wie Martinez-Viademonte et al. [13] in ihrem Artikel beschreiben,
"Eloxieren ist ein elektrochemischer Prozess, bei dem die Betriebsbedingungen wie die Temperatur
des Elektrolyten und der Elektrode, der pH-Wert und die chemische Zusammensetzung des Elektrolyten sowie
die Stromdichte eine entscheidende Rolle spielen und die endgültigen Eigenschaften beeinflussen, Chemie
und Morphologie des entstehenden anodischen Oxidfilms", wobei sie auch feststellten, dass bei der Durchführung
dieses Prozesses in Gegenwart von Schwefelsäure eine dicke und dichte sulfathaltige Oxidschicht
entsteht, die dem Material nicht nur eine bessere Ästhetik, sondern auch eine höhere Korrosions- und Verschleißbeständigkeit
verleiht. Dies geht aus der Arbeit von Santecchia et al. [12] hervor, in der die Autoren die
tribologischen Eigenschaften von Proben der Aluminiumlegierung AA6082 untersuchten, die eloxiert wurden
und für jede der Proben unterschiedliche Dicken von Eloxalschichten entwickelten, die nicht nur eine Erhöhung
der Härte, sondern auch eine Erhöhung der Verschleißfestigkeit zeigten.
2 Ziel und Methodik
In Abschnitt 1 wurde dargestellt, dass FGM ein hohes Potenzial bezüglich neuer kombiniert Eigenschaften
von Aluminiumlegierungen aufweisen, jedoch noch kaum erforscht sind. Gleichzeitig sind Mechanische Festigkeit
und Verschleißbeständigkeit, welche durch Anodisation erzielt werden kann, zwei wichtige Zielgrößen
von Aluminiumlegierungen. Ziel dieses Beitrages ist es, exemplarisch verschiedene Legierungen zu kombinieren,
die die Eigenschaften einer hohen Festigkeit und einer guten Anodisiertbarkeit/Verschleißbeständigkeit
aufweisen.
Diese Studie gliedert sich in zwei Abschnitte. Im ersten Abschnitt wurden Schweißzusätze mit einem Durchmesser
von 1,2 mm verschiedener Aluminiumlegierungen (6063, 4043, 5754, 6063 und 2319) verwendet.
Diese Legierungen wurden in sechs unterschiedlichen Paarungen kombiniert, wobei die obere und untere
Schicht aus Legierung „A“ bestand und die Zwischenschichten aus Legierung "B". Das CAD-Modell dieses der
herzustellenden Proben hatte die Abmessungen 20 x 25 x 125 mm (Abbildung 1a). Der Schweißprozess erfolgte
mittels MIG/MAG mit einer Stick-Out-Distanz von 10 mm. Tabelle 1 zeigt die Schweißparameter für jede
Legierung. Nach der Herstellung erfolgte eine spanende Nachbearbeitung. Ein anodischer Oxidationstest
nach dem GS-Standardverfahren mit konstanter Stromdichte wurde durchgeführt. Die Parameter des Tests
sind in Tabelle 2 aufgeführt. Die Proben wurden in Aceton gereinigt und mit deionisiertem Wasser gespült.
Das GS-Verfahren nutzte eine Stromdichte von 1-2 A/dm² und eine gekühlte 12-Liter-Polypropylenwanne mit
einer Temperatur von 18-20 °C. Als Kathoden dienten EN AW-1005-Aluminiumbleche, und eine 18%ige
Schwefelsäurelösung wurde verwendet, um Wasserstoffblasen zu entfernen.
Im zweiten Abschnitt der Studie wurden die Legierungen 5754 und 2319 wurden für eine detaillierte Charakterisierung
gewählt. Das Substrat bestand aus einer 80 x 30 x 350 mm großen Aluminiumplatte. Tabelle 3
zeigt die chemische Zusammensetzung der Drähte und des Substrats. Der MIG/MAG-Puls-Prozess wurde
aufgrund seiner Stabilität für beide Drähte verwendet. Tabelle 4 zeigt die Schweißparameter wie Drahtvorschubgeschwindigkeit,
Schweißgeschwindigkeit, Gasstrom und Stick-Out-Distanz. Argon (99,998% Reinheit)
wurde als Schutzgas verwendet, und eine Zwischenschichttemperatur von 80 °C wurde beibehalten. Ungerade
Schichten bestanden aus der 5754-Legierung, gerade Schichten aus der 2319-Legierung.
2
DVS 395

Abbildung 1. Schematische Darstellung der Herstellung der Eloxalproben. A) CAD-Modell des Musters mit den Abmessungen
20 x 25 x 125 mm; B) Druckpfad; C) Ergebnis nach der Abscheidung einer Schicht.
Tabelle 1. Schweißparameter für jede der Aluminiumlegierungen, die für die Herstellung der Eloxalproben verwendet
wurden.
Schutzgas
2319 19,25 125 3 0,84 Ar100 20
4043 18,93 128 3 0,84 Ar100 18
5754 19,9 106,43 3 0,84 Ar100 18
6063 17,93 117,6 3 0,84 Ar100 18
Vol.-Gas
[L/min]
Tabelle 2. Für die Eloxierung verwendete Parameter.
Probe
5754 –
5754+4043
5754 –
2319 T6
5754 –
4043
6063 –
4043
6063 –
2319
6063 –
5754
Maße
[mm x mm x mm]
35,4 x 14 x 19,7 0,291 0,4
25,5 x 21,2 x 18,9 0,283 0,4
91 x 24 x 18,3 0,854 1,3
93,7 x 18,2 x 19,4 0,775 1,2
99,2 x 18,3 x 16,2 0,743 1,1
Legierung U [V] I [A] Drahtfördergeschw.
[m/min]
Schweißgeschw.
[m/min]
Oberfläche
[dm 2 ]
Stromstärke
[A]
93,3 x 23,7 x 16 0,813 1,2
DVS 395 3

Tabelle 3. Chemische Zusammensetzung der verwendeten Drähte und des Substrats.
Proben für Zug-, Härte- und Gefügeprüfungen wurden aus verschiedenen Bereichen der Schweißraupenwände
entnommen (Abbildung 2). Eine zusätzliche Probe jeder Kombination wurde einer T6-Wärmebehandlung
unterzogen, um die mechanischen Eigenschaften und das Mikrogefüge zu verbessern. Die Zugproben
wurden nach DIN 50125E hergestellt und mit einer Zwick/Roell Z010-Maschine getestet. Die Härteprüfungen
wurden mit einer ATM/QATM Carat 930-Maschine durchgeführt, wobei die Härte in Abständen von 1 mm
gemessen wurde. Die Mikrostrukturanalyse erfolgte mit einem Keyence-Mikroskop Modell VK-X1000. Image
J wurde zur Analyse der Mikrostrukturen und zur Messung verschiedener Parameter wie Porendurchmesser
und Korngröße verwendet. Für die chemische Analyse wurde ein EDX-Sensor von Bruker eingesetzt, um die
Intensität von Cu und Mg entlang der Baurichtung der Probe zu messen.
Abbildung 2. Schematische Darstellung der Entnahme der Zugproben und der Proben für die Mikrostruktur-/Chemie-/
Härteprüfung. (T) Zugversuchsprobe; (M) Mikrostruktur-/Chemie-/Härteprüfungsprobe.
Tabelle 4. Während des Experiments verwendete Schweißparameter.
Legierung
Drahtfördergeschw.
[m/min]
Schweißgeschw.
(m/min)
Stick out
(mm)
Gasstrom
(l/min)
Strom
(A)
Spannung
(V)
Spannungskorrektur
(V)
2319 6 0,9 10 15,0 100 18,9 +1,0
5754 6 0,9 10 15,0 100 18,9 +1,0
3 Ergebnisse und Diskussion
In der ersten Hälfte dieser Studie wurde von den Autoren eine Voruntersuchung zu den Eloxaleigenschaften
durchgeführt, die durch die Kombination von nicht ähnlichen Aluminiumlegierungen erreicht wurden.
Das Ergebnis der anodischen Oxidation der Mischung EN AW-6063 + EN AW-4043 zeigt einen deutlichen
Kontrast in der Färbung der Oxidschichten der verschiedenen Legierungen. Während die oberen und unteren
Bereiche (EN AW-6063) eine satte Farbe aufweisen, erscheint der mittlere Bereich (EN AW-4043) dunkelgrau
bis schwarz. Die Schichtübergänge sind ebenfalls streifig, wobei in der Oxidschicht beider Legierungen ein
schuppenartiges Muster deutlich zu erkennen ist. Im Bereich der Legierung EN AW-4043 hatte sich eine Oxidschicht
mit einer durchschnittlichen Dicke von 19,9 µm gebildet, wobei die Dicke im Messbereich in diesem
Bereich zwischen 16,42 µm und 23,24 µm lag, wie in Abbildung 3 zu sehen ist. Es sind eutektische Ausscheidungen
an den Korngrenzen zu erkennen, die noch in der Oxidschicht vorhanden waren. In den oberen und
unteren Schichten (EN AW-6063) bildete sich in den porenfreien Bereichen eine homogene, dicke Oxidschicht
mit einer durchschnittlichen Dicke von 28,7 µm, die den Konturen der Probenoberfläche folgte. Aufgrund der
Porosität, die in anderen Bereichen dieser Probe festgestellt wurde, konnte jedoch keine Härteprüfung an ihr
durchgeführt werden.
4
DVS 395

Die Kombination aus EN AW-5754 und EN AW-4043 zeigte ein ähnliches Erscheinungsbild, mit dem Unterschied,
dass die Schicht des Werkstoffs EN AW-5754 eine homogene und dickere Oxidschicht von durchschnittlich
30,0 µm entwickelte (Abbildung 3). Im unteren Teil der Probe wurden die für die Legierung 5754
typischen Gefüge beobachtet, die aus großen Körnern und ausgefällten Partikeln der Sekundärphase bestehen.
In der Übergangszone der Legierungen wurde jedoch eine Veränderung des Mikrogefüges mit der Anhäufung
von Ausscheidungen in den Korngrenzen festgestellt, während in der Legierung 4043 ein feines Korngefüge
gefunden wurde. Die Härteprüfung zeigt, wie in den Ergebnissen in Abbildung 4 zu sehen ist, eine
Variation der Werte von 35,98 bis 81,19 HV entlang des Querschnitts der Probe, wobei der untere und der
obere Bereich der Legierung 5754 60,67 HV bzw. 59,06 HV und die Zwischenschicht der Legierung 4043 eine
geringere Härte von 55,7 HV aufwiesen.
Das Bauteil aus EN AW-6063 + EN AW-2319 zeigt dagegen ein anderes Verhalten als die beiden letztgenannten
und einen Kontrast zwischen den beiden Legierungen, wobei die unteren und oberen Bereiche (EN
AW-6063) eine hohe Farbsättigung aufwiesen, während die mittleren Schichten (EN AW-2319) wenig bis keine
Farbe aufnahmen und eine graublaue Färbung zeigten. Bei der mikroskopischen Analyse des Legierungsbereichs
EN AW-6063 bildete sich durch anodische Oxidation eine homogene, feinporige Oxidschicht, die den
Farbstoff gut aufnahm und anschließend im Versiegelungsbad versiegelt wurde. Im mittleren Bereich der
Probe (EN AW-2319) wurden bei der anodischen Oxidation die Cu-haltigen Korngrenzenausscheidungen an
der Oberfläche freigesetzt, und die Oxidschicht bildete sich entlang der Korngrenzen in das Gefüge hinein.
Dies führte zu einem unregelmäßigen, verzweigten Gefüge. In der Übergangszone war eine unregelmäßige
Oxidschicht zu beobachten, die Defekte aufwies. Auf der Seite der 6063-Legierung war die Oxidschicht konstant
und hatte eine Dicke von 20 bis 22 µm, während auf der Seite der 2319-Legierung die Dicke der Legierung
zwischen 8 und 12 µm schwankte, wie in Abbildung 3 zu sehen ist. Die Ergebnisse der Härtetests (Abbildung
4) zeigen einen großen Unterschied zwischen den Bereichen der 6063-Legierung und dem Bereich
mit der 2319-Legierung, wobei die unteren und oberen Schichten einen Durchschnittswert von 46,3 HV bzw.
55,9 HV aufwiesen, während die Zwischenschichten einen Durchschnittswert von 68,8 HV erreichten.
Für die Mischung EN AW-6063 + EN AW-5754 wurden die untere und obere Schicht aus der Legierung 6063
hergestellt, während für die Zwischenschicht die Legierung 5754 verwendet wurde. Der untere Bereich war
während des Druckvorgangs instabiler als der obere Bereich, während der mittlere Bereich keine Probleme
bei der Abscheidung aufwies. Die gesamte Probe wies Porosität und Risse auf, und in den äußeren Bereichen
der Schichten wurden feine Körner festgestellt, wie in Abbildung 5 dargestellt. Der Eloxierungsprozess hat
sich auf beide Materialien ausgewirkt, wobei EN AW-5754 eine kräftigere Färbung mit hoher Farbintensität
aufwies, wie in Abbildung 5 dargestellt.
Abbildung 3. Linksoben: Oxidierte Zone der Legierungen a) 4043, und b) 6063. Rechtsoben: Oxidierte Zone der Legierungen
a) 4043, und b) 5754. Unten: Oxidierte Zone der Legierungen EN AW-6063 + EN AW-2319.
DVS 395 5

Die EN AW-5754 + EN AW-4043 (in-situ) zeigten beim Vergleich der Auswirkungen des Eloxierens ähnliche
Ergebnisse wie die letzte Probe, wobei die Legierung 5754 ein besseres Ergebnis beim Färbungsprozess
zeigte. Die Mikrostrukturanalyse zeigte, dass bei der Legierung 5754 säulenartige Strukturen und Poren an
den Korngrenzen zu finden waren. Im Bereich des Übergangs zur In-situ-Legierung wurde hingegen ein Mischgefüge
festgestellt. Die Ergebnisse der Härtetests sind in Abbildung 6 dargestellt und zeigen einen Anstieg
der Härte über die gesamte Probe hinweg, von Durchschnittswerten von 60,45 HV bei der Legierung 5754 bis
zu Durchschnittswerten von 76,35 HV in der In-situ-Region der Legierung 4043.den zahlreiche Risse und
Poren beobachtet.
Abbildung 4. Links: Härtekarte der Probe EN AW-5754 + EN AW-4043. Rechts: Härtekarte der Probe EN AW-2319
+ EN AW-6063
Schließlich zeigte die Eloxalprobe der Kombination EN AW-5754 + EN AW-2319 T6, die auf der unteren und
oberen Schicht die Legierung 5754 und auf den Zwischenschichten die Legierung 2319 enthielt, bei der Mikrostrukturanalyse
vor der T6-Wärmebehandlung, dass der untere Bereich durch die zuvor erwähnte Behandlung
nicht beeinträchtigt wurde und eine homogene Struktur mit dem Vorhandensein von Einschlüssen aufwies,
während der obere Bereich eine heterogenere Struktur und einige Mikrorisse aufwies.
Abbildung 5. Defekte im Mikrogefüge der Legierungskombination EN AW-6063 und EN AW-5754 – a: Poren und Lunker
im Gefüge von EN AW-6063, b: Übergang von EN AW-6063 (unten) zu EN AW-5754 (oben), c: Gefüge im Bereich
EN AW-5754, d: Lagengrenze im Gefüge EN AW-6063. Rechts: Probe EN AW-6063 + EN AW-5754 nach der Eloxierungsprüfung
und dem Färbeprozess
6
DVS 395

Abbildung 6. Härtekarte der Probe EN AW-5754 + EN AW-4043 (in-situ).
Nach der T6-Wärmebehandlung wurde festgestellt, dass die Grenzen zwischen den Schichten nicht mehr
sichtbar waren. Wie in Abbildung 7 zu sehen ist, wiesen die Bereiche, in denen die Legierung 5754 abgeschieden
wurde, eine homogene Struktur mit geringen eutektischen Ausscheidungen auf. Die wärmebehandelten
2319-Schichten hingegen zeigen einen Wechsel zwischen feinen Körnern und groben säulenförmigen Körnern.
Die in Abbildung 7 rechts dargestellten Härtetestergebnisse zeigen, dass der untere und obere Bereich
einen Durchschnittswert von 68,9 HV, der mittlere Bereich dagegen einen Durchschnittswert von 122 HV aufweist.
Die Anodisierung der Probe zeigte einen Kontrast zwischen den Materialien, wobei die äußeren Bereiche
der Probe eine hohe Farbsättigung aufwiesen, während der mittlere Bereich wenig bis gar keine Farbe
zeigte, wie in Abbildung 8 zu sehen ist. Die Dicke der Oxidschicht in den beiden verschiedenen Legierungen
nach dem Eloxieren dieser Probe ist vergleichbar mit den Werten, die bei den anderen Proben aus den Legierungen
2319 und 5754 ohne Wärmebehandlung gefunden wurden.
Die Ergebnisse aus den anodischen Oxidationstests zeigen, dass die Mischung aus EN AW-5754 + EN AW-
2319 T6 eine gute Balance zwischen anodischen Eigenschaften, hohem Härtegrad und geringer Porosität
bietet. Deshalb wurde eine Charakterisierung des Multimaterialbestandteils dieser Legierungskombination angeregt,
die im nächsten Teil dieser Studie diskutiert wird.
Die Härtemessungen wurden vor und nach der T6-Wärmebehandlung durchgeführt, um deren Auswirkungen
auf die mechanischen Eigenschaften des Bauteils zu bewerten. Abbildung 9 zeigt das Härteprofil in Längsrichtung
der Probe sowohl im abgeschiedenen als auch im wärmebehandelten Zustand, beginnend von unten
bei 0 mm (Erste Schicht der Wand). Bemerkenswert ist, dass die Härte am Übergang von der 2319-Legierungsschicht
zur 5754-Legierungsschicht von 110 auf 89 Hv schwankt. Von 27 bis 33 mm und von 49 bis
52 mm gibt es nur minimale Schwankungen der Härte, mit durchschnittlichen Härtewerten von 76 bzw. 84 Hv
im Zustand der Abscheidung.
DVS 395 7

Abbildung 7. Links: Mikroschliffbilder der Probe EN AW-5754 / 2319 T6. a: Gefüge im unteren Bereich (EN AW-5754),
b: Übergang von EN AW-5754 zu EN AW-2319, c: grobkörniges Gefüge im Bereich der Legierung EN AW-2319, d: längliche
Körner mit feinkörnigen Zonen im Bereich der Legierung EN AW-2319. Rechts: Härtekarte der Probe EN AW-5754
+ EN AW-2319 T6.
Abbildung 8. Probe EN AW-5754 + EN AW-2319 T6 nach der Eloxierungsprüfung und dem Färbeprozess
Im Gegensatz dazu weist die wärmebehandelte Probe eine konstante Härte bis zu 24 mm auf (durchschnittlich
96 Hv), gefolgt von einem leichten Rückgang und einer gleichbleibenden Varianz bis zu einem sanften Übergang
zu niedrigeren Härtewerten am Ende, im Gegensatz zum Verhalten der Probe im abgeschiedenen Zustand.
Die Elementmigration, insbesondere von Mg und Cu, beeinflusste die Härte an den Grenzflächen, wobei
die ersten Schichten aufgrund der Substratwärme eine intensive Diffusion aufwiesen.
Abbildung 9. Härtegrafik im Verhältnis von der untersten zur obersten Schicht der Wand (oben in der Abbildung), und
Richtung der Härtemessungen (unten in der Abbildung).
8
DVS 395

Zugversuche zeigten, dass die Multi-Material-Proben eine geringere Zugfestigkeit und Dehnung aufwiesen als
die Grundmaterialien. Dynamische Ausfällungen während der Prüfung führten zu gezackten Kurven in den
Ergebnissen.
Mit der Software Image J wurden die durchschnittliche Eindringtiefe, die Höhe der Schweißraupe und die
Porengröße an der Querprobe gemessen. Die Messungen ergaben eine durchschnittliche Schweißraupenhöhe
von 2,99 mm, eine Eindringtiefe von 0,67 mm und Poren von durchschnittlich 0,001 mm, wobei die größte
Pore 0,167 mm maß. Die Probe im abgeschiedenen Zustand wies bei den ersten beiden Härtemessungen
Schwankungen auf, die auf die hohe Abkühlungsrate der bei Raumtemperatur abgeschiedenen Ausgangsschicht
zurückzuführen waren. Dies führte zu einer feineren Kornstruktur und einer höheren Härte, wie aus
der nach ASTM E112 gemessenen Korngröße 11 hervorgeht. Nachfolgende Schichten wiesen Unterschiede
auf, die auf die Elektrodendiffusion an den Schichtgrenzen zurückzuführen sind, wie von [14] sowie [8] erörtert.
Die in Abbildung 10 gezeigten mikroskopischen Aufnahmen zeigen die Proben im abgeschiedenen Zustand,
die in Abbildung 11 gezeigten mikroskopischen Aufnahmen zeigen die Proben im wärmebehandelten Zustand.
.
Abbildung 10. Mikroskopische Aufnahme der Probe vor der T6-Wärmebehandlung. A) Grenzfläche zwischen einer
Schweißraupe aus der Legierung 5754 und einer anderen Schweißraupe aus demselben Werkstoff im abgeschiedenen
Zustand; B) Übergang und Grenzflächenabschnitt von einer 5754-Schicht (unten) zu einer 2319-Schicht (linke obere
Ecke) im abgeschiedenen Zustand; unterer Abschnitt des abgeschiedenen Zustands.
Abbildung 10 A zeigt die Grenzfläche zwischen zwei Schweißraupen aus der Legierung 5754 mit dem Übergang
von gleichachsigen zu säulenförmigen Körnern und zurück zu möglichen Ausscheidungen von Mg2Al3,
die aufgrund des Magnesiumgehalts von über 3,81 Gew.-% auftreten würden. Abbildung 10 B zeigt die Grenzfläche
zwischen einer 5754-Schicht und einer 2319-Schicht mit gleichachsigen Körnern, die in säulenförmige
Körner übergehen und Ausscheidungen enthalten, die sich aufgrund eines Kupferüberschusses jenseits der
Feststofflöslichkeit gebildet haben könnten.
Die Abbildungen 11 A bis C zeigen die oberen, mittleren und unteren Abschnitte der doppelseitigen Schweißraupenwand
nach der Wärmebehandlung. In den Makroaufnahmen wurde festgestellt, dass es nach der Wärmebehandlung
nicht möglich war, die Grenzfläche zwischen den Schichten der Legierungen 2319 und 5754
zu erkennen. Abbildung 11 A zeigt Poren und gleichachsige Körner mit Ausscheidungen. Abbildung 11 B zeigt
mögliche GP-Zonen und Entmischung an der Grenzfläche zwischen den Schichten der Aluminiumlegierung
2319 und der Aluminiumlegierung 5754 mit säulenförmigen Körnern und Ausscheidungen. Abbildung 11 C
zeigt Poren und scheinbare Ausscheidungen, die zur Oberseite der 2319-Aluminiumlegierungsschicht hin abnehmen.
Bei der EDX-Analyse (Abbildung 12) wurde die Cu- und Mg-Intensität gemessen, wobei die Peaks
von Mg-reichen zu Cu-reichen Regionen variierten. In den Schliffbildern wurden in den Übergangsbereichen
von der Legierung 5754 zur Legierung 2319 Mikrorisse beobachtet, die der Richtung der Schicht folgen.
Sowohl die unbehandelten als auch die wärmebehandelten Proben wiesen aufgrund des geringen Einbrandes
und der hohen Schweißgeschwindigkeiten kurze Übergangsstellen und säulenförmige Körner auf. Das
DVS 395 9

Vorhandensein von dendritischen, gleichachsigen Körnern wurde auf reduzierte Temperaturgradienten mit
akkumuliertem Wärmeeffekt zurückgeführt. Die Wärmebehandlung verstärkte die Ausscheidungen, insbesondere
Mg2Al3 in der Legierung 5754 und GP2-Zonen in der Legierung 2319. Nachfolgende Schichten wiesen
Unterschiede auf, die auf die Elementdiffusion an den Schichtgrenzen zurückzuführen sind, wie von [14] und
[8] diskutiert.
Abbildung 11. Schliffbild der Probe nach der Wärmebehandlung. A) Oberer Abschnitt des Bauteils; B) Mittlerer Abschnitt
der wärmebehandelten Probe; C) Unterer Abschnitt des wärmebehandelten Bauteils.
Der Übergang von EN AW-5754 zu EN AW-2319 Schichten wies einen erhöhten Kupfergehalt auf, der die
Härte an der Grenzfläche aufgrund der Festigkeitssteigerung durch Kupfer in fester Lösung erhöhte. Umgekehrt
trug das Magnesium in der Legierung 5754 ebenfalls zur Festigkeitssteigerung durch Mischkristalle bei,
wodurch die Härteunterschiede zwischen den Schichten minimiert wurden.
Eine falsche Steuerung der Zwischenlagentemperatur führte zu gröberen Korngrößen und einer geringeren
Härte in der Nähe der 30-mm-Position. Die T6-Wärmebehandlung erhöhte die Härte durch die Bildung von
Ausscheidungen wie Mg2Al3 und eines gesättigten Cu-Mischkristalls erheblich. Das obere Segment der Wand
zeigte jedoch einen Härteabfall aufgrund größerer Korngrößen nach der Wärmebehandlung. Die Makro- und
Mikroaufnahmen der wärmebehandelten Probe zeigten eine ausgedehnte Porosität aufgrund suboptimaler
Druckparameter.
Masse (%)
30
25
20
15
10
5
0
0 10000 20000 30000 40000 50000 60000
Distanz (µm)
Mg
Cu
Abbildung 12. Variation der Anwesenheit von Mg und Cu entlang der Längsrichtung der Proben und der Richtung, aus
der die Messungen erfolgten.
Mechanische Eigenschaften (Zugfestigkeit, Streckgrenze, Bruchdehnung) wurden mit der Software von
Zwick/Roell getestet, wie in Tabelle 5 zu sehen ist. Die T6-Wärmebehandlung führte zu einer signifikanten
Erhöhung der Zugfestigkeit, Streckgrenze und Zähigkeit, wobei die wärmebehandelte Probe eine
10
DVS 395

Streckgrenze aufweist, die geringfügig niedriger ist als die Zugfestigkeit (4,13 % Unterschied), verglichen mit
einem höheren Unterschied im unbehandelten Zustand „as deposited“ (20,33 %). Im Vergleich zu den Grundwerkstoffen
(Legierungen 2319 und 5754) wiesen sowohl die unbehandelten als auch die wärmebehandelten
Multimaterialproben niedrigere mechanische Eigenschaften auf. Die Zugkurven (Abbildungen 13) zeigen eine
geringe plastische Verformung, aber verbesserte Eigenschaften nach der T6-Behandlung, insbesondere bei
der Dehnung. Die digitale Bildkorrelation zeigte eine gleichmäßige Spannungsverteilung bis zum Bruch, der
nach dem Bruch in der Schicht der Aluminiumlegierung 2319 in der Nähe der Grenzfläche ohne Einschnürung,
aber mit plastischer Verformung senkrecht zur Belastung festgestellt wurde. Die Brüche traten überwiegend
in den 2319-Schichten auf, was darauf hindeutet, dass die Grenzflächen zwischen 2319- und 5754-Schichten
gute mechanische Eigenschaften besitzen. Trotz des Multimaterialcharakters entsprach das mechanische
Verhalten des FGM-Bauteils der Legierung 2319 mit der niedrigeren Zugfestigkeit. Die digitale Bildkorrelation
bestätigte eine gleichmäßige Kraftverteilung entlang der Proben und dass der Bruch im Bereich der Legierung
2319 und nicht an der Grenzfläche auftrat. Dies stimmt mit den EDX-Ergebnissen überein, die auf einen Übergang
der Legierungselemente im Bereich der Grenzfläche hindeuten, was zu einem weniger starken Einfluss
von Cu in der Übergangszone führen würde und somit die Gefahr von Heißrissen in diesem Bereich verringert.
Tabelle 1. Durchschnittliche mechanische Eigenschaften der Multimaterialproben im abgeschiedenen und wärmebehandelten
Zustand.
Material
Multimaterial
Zustand
Zugfestigkeit
(MPa)
Streckgrenze
(MPa) At (%)
unbehandelt 170,84 92,03 10,33
wärmebehandelten 229,47 148,08 13,67
2319
unbehandelt
288,74 161,72 27,33
5754 316,41 112,65 50,57
Abbildung 13. Linksoben: Echte Zugkurve für die Legierung 2319 im abgeschiedenen Zustand. Rechtsoben: Echte Zugkurve
für die Legierung 5754 im abgeschiedenen Zustand. Unten: Echte Zugkurve für die Mehrwerkstoffproben im abgeschiedenen
Zustand (M1 bis M3) und im wärmebehandelten Zustand T6 (M4 bis M6).
4 Fazit
Zum Schluss auf diese Studie, das man aus dem ersten Abschnitt ableiten kann, betrifft die Adäquanz der
Mischung von Aluminiumlegierungen für den anodischen Oxidationsprozess. Die Ergebnisse präsentieren einen
starken Gegensatz bei der Oxidschicht in vier der sechs Proben, was den Erwartungen der Verfasser
entspricht. Auf der anderen Seite haben die Proben EN AW-5754 + EN AW-4043 und EN AW-5754 + EN AW-
2319 T6 vielversprechende Ergebnisse präsentiert, besonders die letzteren. Obwohl der optische Gegensatz
DVS 395 11

der Oxidschicht bei allen Proben merklich ist, haben die mechanischen Eigenschaften der EN AW-5754 + EN
AW-4043 und EN AW-5754 + EN AW-2319 T6 Proben gezeigt, dass eine Untersuchung der mechanischen
Eigenschaften sinnvoll ist. Dies würde das Verständnis dieser Legierungskombinationen, insbesondere der
ausgewählten Mischung EN AW-5754 + EN AW-2319 T6 sowohl im unbehandelten als auch in wärmebehandelten
Zustand, fördern. Die Zugversuche wiesen auf eine niedrige Festigkeit der EN AW-5754 + EN AW-2319
Proben hin und zeigten auch, dass ein Multimaterialsystem aus diesen Legierungen keine heterogene Verteilung
der mechanischen Eigenschaften aufweist, wie es während der Zugversuche beobachtet wurde. Die chemische
und anodische Analyse zeigte den Übergang von Legierungselementen bzw. Oxiden in der Übergangszone,
was auf eine gute Haftung zwischen diesen beiden Legierungen hindeutet und somit zukünftige
Studien über die Kombination dieser Legierungen unterstützt. Das Multi-Material-Bauteil aus 5754- und 2319-
Aluminiumlegierungen wies ein vorhersehbares Härtemuster über den Querschnitt auf, das durch die Reihenfolge
der Materialschichten beeinflusst wurde, welche die Grenzflächen-/Übergangshärte beeinflusst. Die Gefügeanalyse
ergab, dass die Körner im oberen Bereich nach der Wärmebehandlung gröber waren als im abgelagerten
Zustand. Das Vorhandensein von Heißrissen im Bereich der Schicht der Legierung 2319 zeigt,
dass die Schweißbedingungen verbessert werden müssen, um diesen Fehler so weit wie möglich zu reduzieren.
Das Mikrogefüge zeigte durchweg gleichachsige und säulenförmige Körner mit zahlreichen Ausscheidungspartikeln,
die nach der Wärmebehandlung zunahmen, was mit der vorhandenen Literatur übereinstimmt.
Die Untersuchungen zeigen, dass es prinzipiell möglich ist, multimaterialproben mit stark varriierenden mechanisch-technologischen
Eigenschaften additiv herzustellen. Zukünftige Arbeiten sollten sich tiefer mit dem
Legierungsdesign und der werkstofftechnischen Optimierung der Schweißzusätze beschäftigen, um ein verbessertes
Zusammenwirken im Materialverbund zu ermöglichen.
Darüber hinaus zeigen die Arbeiten, dass die stark variierenden Anodisationseigenschaften auch Anwendungen
abseits des industriell-technischen Bereichs und zwar im Feld der Designbauteile denkbar sind.
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DVS 395 13

Experimentelle Untersuchungen zur Prozessoptimierung des
Remote-Laserstrahlschweißens von Kehlnähten im Überlappstoß
mittels konstruktiver Ansätze und optischer Nahtführung
Korbinian H. Schwarze, Michael K. Kick, Maximilian Schmöller, Stefan Liebl und Michael F. Zäh
Durch ein kontinuierliches Wachsen der Weltbevölkerung nimmt die Nachfrage an Nahrungsmitteln zu, was
eine steigende Anzahl landwirtschaftlicher Maschinen erfordert. Das Remote-Laserstrahlschweißen (RLS) erlaubt
aufgrund seiner guten Automatisierbarkeit eine signifikante Reduzierung der Taktzeit der Fertigungslinie
und eine Erhöhung der Produktionskapazität. Mit der Implementierung des RLS als Fügeprozess gehen prozessspezifische
Herausforderungen, wie eine Überbrückung eines Fügespalts, einher. Um die Entwicklungsdauer
und -kosten für den Fügeprozess zu reduzieren, sollten standardisierte Stoßgeometrien und Schweißparameter
eingesetzt werden, so dass der Serienanlauf neuer Bauteile beschleunigt wird und eine robuste
Fertigung möglich ist. Außerdem kann hierdurch eine aufwändige Parametersuche für den Schweißprozess
eingespart werden. Zur Umsetzung einer solchen Konstruktions- und Prozessrichtlinie gilt es, geeignete Stoßgeometrien
und Prozessparameter zu bestimmen. Im Rahmen dieser Studie wurden anhand einer Ersatzgeometrie
für einen Überlappstoß mit einer Kehlnaht der Einfluss der Positionierung der Scanneroptik relativ zum
Bauteil und des Fügespalts für verschiedene Materialdicken mittels Zugversuchen quantifiziert. Ferner wurde
die Anwendbarkeit der Optischen Kohärenztomographie (OCT) zur Nahtführung experimentell evaluiert. Für
einen flachen Einfallswinkel und einen großen Fügespalt konnten Einschränkungen des Verfahrens beobachtet
werden. Als Alternative zur Spaltüberbrückung durch eine Anpassung der Prozessparameter wurden verschiedene
Ansätze zum Fügen durch Umformen oder Zusammensetzen der Partner für unterschiedliche Stoßgeometrien
betrachtet. Die Verfahren wurden hinsichtlich ihrer Umsetzbarkeit und Eignung zur Minimierung
des Fügespalts verglichen. Zudem wurde die OCT zur Nahtführung beim Laserstrahlschweißen einer Stichnaht
an einem verdeckten T-Stoß exemplarisch untersucht und die Schweißmöglichkeit mittels Querschliffen
nachgewiesen.
1 Einführung des Remote-Laserstrahlschweißens in der Kabinenproduktion
Die Vereinten Nationen prognostizieren für das Jahr 2050 einen Anstieg der Weltbevölkerung auf circa 9,7 Milliarden
Menschen [1]. Diese Vorhersage impliziert eine Steigerung der Nahrungsmittelproduktion und der benötigten
landwirtschaftlichen Maschinen. Der wachsende Weltmarkt für landwirtschaftliche Nutzfahrzeuge
(Nfz) erfordert somit eine Erhöhung der Produktionskapazitäten. Im Bereich der Kabinenproduktion
stellt die hohe Variantenvielfalt der Landmaschinen eine Herausforderung dar. Die Kabine landwirtschaftlicher
Nfz ist entsprechend dem Stand der Technik aus einer geschweißten Rahmenkonstruktion aufgebaut [2]. Eine
Reduktion der Taktzeit in der Schweißfertigung durch eine Steigerung der Schweißgeschwindigkeit erhöht die
Produktionskapazität. Eine Substitution des weit verbreitenden Metall-Schutzgasschweißens (MSG-Schweißen,
DIN EN ISO 4063: Prozess 13) durch das Remote-Laserstrahlschweißen (RLS, DIN EN ISO 4063: Prozess
52) stellt eine vielversprechende Vorgehensweise zur Steigerung der Produktionskapazität dar.
Das RLS ist ein neuartiges Fügeverfahren im Nutzfahrzeugbau, welches im direkten Vergleich zum MSG-
Schweißen geringere Taktzeiten in Verbindung mit einer guten Automatisierbarkeit ermöglicht. Es zeichnet
sich durch eine hohe Schweißgeschwindigkeit, eine minimale thermische Belastung und daher einen geringen
Wärmeverzug des Bauteils aus [3].
Die sicherheitsrelevante Rahmenstruktur der Kabine eines landwirtschaftlichen Nfz wird mit formgebenden
Elementen verblendet. Die Schweißbaugruppen bestehen aus kaltumgeformten Einzelteilen (mit bis zu 3 mm
Materialdicke). Insbesondere bei gebogenen oder großflächig tiefgezogenen Werkstücken tritt infolge des Kaltumformungsprozesses
eine elastische Rückfederung des Blechs auf, was Abweichungen bei der Bauteilgeometrie
zur Folge hat [4]. Im nachfolgenden Schweißprozess kann sich daher ein Spalt im Fügestoß ergeben.
Dieser muss unter Einhaltung der hohen Qualitätsanforderungen überbrückt und gefügt werden, um das Ziel
einer Null-Fehler-Produktion zu realisieren.
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Im Gegensatz zum MSG-Schweißen wird beim RLS auf die Verwendung eines Zusatzwerkstoffs verzichtet.
Dies hat in Kombination mit dem geringen Durchmesser des Laserstrahls eine verfahrensbedingt geringe Lagetoleranz
zur Folge. Um die Prozessstabilität sowie die hohe Nahtqualität im Serieneinsatz des kontaktlosen
Schweißverfahrens sicherstellen zu können, müssen fertigungsbedingte Bauteilabweichungen minimiert werden.
Damit kleine Abweichungen der Baueilgeometrie im RLS-Prozess toleriert werden können, wird ein zerstörungsfreies
Inline-Messverfahren basierend auf der Funktionsweise der Optischen Kohärenztomographie
(OCT) eingesetzt. Hierbei werden innerhalb eines vordefinierten Messbereichs die Bauteilkanten im Fügestoß
vor dem Schweißprozess erfasst und im laufenden Prozess verfolgt. Anhand der optisch erfassten
Messdaten können Abweichungen von der Soll-Geometrie berechnet, die Trajektorie des Laserstrahls angepasst
und das Prozessergebnis verbessert werden [5].
Um die Kapazität der Kabinenproduktion zu erhöhen, muss das RLS erfolgreich in den Serienprozess integriert
werden. Hierfür ist eine Optimierung des Schweißprozesses hinsichtlich der Überbrückung eines möglichen
Spalts in der Fügestelle essentiell. Im Rahmen dieser Studie wurden hierzu verfahrenstechnische und konstruktive
Ansätze untersucht.
2 Grundlagen
2.1 Remote-Laserstrahlschweißen
Das Laserstrahlschweißen ist ein Schmelzschweißverfahren, bei welchem der Fügestelle durch Laserstrahlung
thermische Energie zugeführt wird. In Abhängigkeit der Wellenlänge der Laserstrahlung, des Einfallswinkels
des Laserstrahls sowie der Temperatur und Beschaffenheit der Bauteiloberfläche wird die Laserstrahlung
sowohl absorbiert als auch reflektiert [6]. Der Strahlungsintensität entsprechend wird der Werkstoff bis auf
seine Schmelz- oder Verdampfungstemperatur erhitzt. Das Aufschmelzen des Werkstoffs charakterisiert das
Wärmeleitungsschweißen und das Verdampfen das Tiefschweißen. Gemäß DIN 32511 wird die Ausbildung
einer Dampfkapillare (auch Keyhole genannt) infolge der Verdampfung des Werkstoffs als Tiefschweißeffekt
bezeichnet [7].
Der Energieeintrag in die Fügezone hat die Ausbildung eines zeitabhängigen Temperatur-Felds zur Folge.
Seine Gestalt ist von der Schweißnahtform, der Leistungsdichte des Schweißverfahrens sowie den Schweißparametern
und der Wärmeleitfähigkeit des Werkstoffs abhängig [8]. Der Grundwerkstoff (GW) außerhalb der
sogenannten Wärmeeinflusszone (WEZ) bleibt von dem thermischen Einfluss des Schweißprozesses unberührt.
Unlegierte Qualitätsstähle, wie z. B. DC01, erfahren aufgrund ihrer Umwandlungsfähigkeit Gefügeänderungen
in der WEZ. Die sehr großen Aufheiz- und Abkühlgeschwindigkeiten infolge des Schmelzschweißprozesses
führen zur Bildung einer gröberen Kornstruktur im Metallgefüge. Diese weist üblicherweise eine geringere
Zähigkeit und eine höhere Härte als das Gefüge des GW auf. Das Schweißgut (SG) stellt das Zentrum
der WEZ und damit die Schweißverbindung dar [9].
Beim RLS wird eine Scanneroptik mit großer Brennweite eingesetzt, um den Arbeitsabstand zwischen Bearbeitungskopf
und Werkstück zu vergrößern [10]. Dadurch können höhere Prozessgeschwindigkeiten erreicht
werden, wodurch die Effizienz des Schweißprozesses gesteigert wird [3].
2.2 Optische Kohärenztomographie
Basierend auf dem Funktionsprinzip der Weißlichtinterferometrie ermöglicht die OCT präzise Längenänderungsmessungen.
Der technische Aufbau entspricht dem eines Michelson-Interferometers (Bild 1), wobei der
Messstrahl mit einer breitbandigen Lichtquelle erzeugt wird. Durch die Überlagerung eines Mess- und eines
Referenzstrahls bildet sich ein Interferenzmuster, welches zur Messung des absoluten Wegunterschieds genutzt
wird [11]. Die Wellenlänge des Messstrahls unterscheidet sich von jener der bearbeitenden Laserstrahlung.
Folglich können der Mess- und der Laserstrahl beim RLS koaxial in derselben Scanneroptik geführt
werden, wobei die Position des Messstrahls mithilfe eines separaten Scanners unabhängig gesteuert wird
(siehe Nr. 4 in Bild 1). Dadurch kann die Topographie der Fügestelle vor dem Schweißprozess in äquidistanten
Linien lotrecht zur Schweißrichtung erfasst werden. Mithilfe des Höhenprofils des Fügestoßes erkennt ein
Algorithmus die Bauteilkanten im Überlappstoß und steuert die Trajektorie des Laserstrahls entsprechend [12].
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