DVS_Bericht_386LP

2023
DVS-BERICHTE
43. Assistentenseminar
Fügetechnik

43. Assistentenseminar
Füge- und Schweißtechnik
Vorträge der gleichnamigen Veranstaltung
in Schwarzenberg vom 27. bis 29. September 2022
Institut für Schweißtechnik und Fügetechnik,
RWTH Aachen
Institut für Werkzeugmaschinen und Fabrikbetrieb,
Technische Universität Berlin
Institut für Füge- und Schweißtechnik,
Technische Universität Braunschweig
Professur Schweißtechnik
Technische Universität Chemnitz
Institut für Schweißtechnik und Trennende
Fertigungsverfahren, Technische Universität Clausthal
Institut für Fertigungstechnik,
Technische Universität Dresden
Institut für Werkstoff- und Fügetechnik,
Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg
Lehrstuhl für Werkstofftechnik der Additiven Fertigung,
Technische Universität München

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.
Das Assistentenseminar Füge- und Schweißtechnik findet mit wechselndem Veranstalter statt. Das
43. Assistentenseminar wurde von der Professur Schweißtechnik der Technischen Universität
Chemnitz durchgeführt.
DVS-Berichte Band 386
ISBN 978-3-96144-212-6 (Print)
ISBN 978-3-96144-213-3 (E-Book)
Alle Rechte, einschließlich Übersetzungsrecht, vorbehalten. Nachdruck und Vervielfältigung jeglicher Art
dieses Bandes oder von Teilen desselben nur mit Genehmigung der DVS Media GmbH, Düsseldorf.
© DVS Media GmbH, Düsseldorf 2023
Herstellung: WIRmachenDRUCK GmbH, Backnang

Vorwort
Zum 43. Assistentenseminar lud die Wissenschaftliche Gesellschaft Fügetechnik (WGF) e.V. im DVS die großen
schweißtechnischen Institute Deutschlands ein. Die Organisation wurde in diesem Jahr durch die Professur
Schweißtechnik der Technischen Universität Chemnitz durchgeführt.
An der Veranstaltung haben folgende Institute teilgenommen:
• Institut für Schweißtechnik und Fügetechnik, RWTH Aachen
• Institut für Werkzeugmaschinen und Fabrikbetrieb, Technische Universität Berlin
• Institut für Füge- und Schweißtechnik, Technische Universität Braunschweig
• Professur Schweißtechnik, Technische Universität Chemnitz
• Institut für Schweißtechnik und Trennende Fertigungsverfahren, Technische Universität Clausthal
• Institut für Fertigungstechnik, Technische Universität Dresden
• Institut für Werkstoff- und Fügetechnik, Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg
• Lehrstuhl für Werkstofftechnik der Additiven Fertigung, Technische Universität München
Die Veranstaltung fand vom 27. September bis 29. September 2022 im Hotel Neustädter Hof in Schwarzenberg
(Erzgebirge) statt. Die Teilnehmeranzahl betrug 39 Personen. Hierbei wurden durch junge Wissenschaftlerinnen und
Wissenschaftler insgesamt 22 Fachvorträge vorgetragen und anschließend rege diskutiert. Dabei wurden grundlagenund
anwendungsorientierte Forschungsergebnisse aus nahezu allen Themenbereichen der Fügetechnik vorgestellt
und diskutiert.
Diese Veranstaltung fördert den Dialog zwischen jungen Wissenschaftlerinnen und Wissenschaftlern mit Fachkollegen,
Oberassistenten und Professoren. Neben dem fachlichen Austausch zu schweißtechnischen Themen bietet das
Seminar den jungen Wissenschaftlern die Möglichkeit sich in der Fachwelt zu vernetzen, frei nach dem Motto „Fügen
verbindet“. Die Gruppe besuchte im Rahmen des Kulturprogramms das Besucherbergwerk „Zinnkammern“ in Pöhla.
In der ehemaligen Abbaustätte des Wismutbergbaus in der Kulturregion Erzgebirge wurden seit 1967 Erze aus
Komplexlagerstätten gefördert. Nach der Einfahrt mit der Grubenbahn und der interessanten Führung konnte sich
untertage mit „Bergbrot“ gestärkt werden. Glück Auf!
Die Veranstaltung und die Publikation des Berichtebandes wurden finanziell durch den DVS – Deutscher Verband für
Schweißen und verwandte Verfahren e. V. sowie die Wissenschaftliche Gesellschaft Fügetechnik (WGF) e.V. im DVS
unterstützt. Den Sponsoren sei hiermit herzlichst gedankt!
Prof. Dr.-Ing. Jonas Hensel

Vortragsabfolge
AUTOR TITEL SEITE
J. Arnhold
A. Biber
J. Diniz e Castro
M. Epperlein
F. Funcke
M. Gamerdinger
T. Hertzschuch
M. Köhler
Dr.-Ing. M. Leicher
A. Maidanovych
R. Marquardt
T. Müller
M. Neumann
Anwendung einer Aufbaustrategie beim additiven
Kaltgasspritzen
Sensorkonzept zur optischen Prozessbeobachtung beim
Metallschutzgasschweißen
Einfluss der Schnittkantennachbehandlung auf die
Schwingfestigkeit thermisch geschnittener Kanten
Widerstandspunktschweißen von Aluminium-
Mischverbindungen
Maschinelles Lernen zur Vorhersage mechanischer
Kennwerte im LPBF-Verfahren
Erstellung neuartiger Legierungszusammensetzungen für
den Laserstrahlschweißprozess
Qualitätsüberwachung von Buckelschweißverbindungen
mittels Maschinellem Lernens
Herstellung von Aluminiumschaumstrukturen mittels Wire
and Arc Additive Manufacturing
Qualifizierung des Prüfkörpers zur Bestimmung des
Geschwindigkeitseinflusses auf den
Haftreibungskoeffizienten in vorgespannten Verbindungen
Ansatz zur Rahmenstrukturgewichtsreduzierung durch
Profiloptimierung
Laser-Pulver-Auftragschweißen von funktional gradierten
Materialien auf Cobalt-Chrom Basis
Entwicklung einer schweißtechnisch verarbeitbaren
Superlegierung mit intermetallischer Verstärkung gegen
Erosionskorrosion
Qualifizierung einer Methode zum reproduzierbaren Fügen
von definierten Schweißverbindungen aus hochfesten
Feinkornbaustählen
1
9
15
22
30
37
44
53
59
65
71
77
84

S. N. Putra
T. Richter
R. Rimpl
R. Scharf-Wildenhain
P. Schilling
K. Srinivasan
L. Uhlenberg
M. Ullrich
T. Werner
Der Einfluss verschiedener räumlicher
Diskretisierungsansätze des Ray-Tracing-Verfahrens bei der
Simulation des Laserstrahltiefschweißen
Bestimmung des temperaturabhängigen hemisphärischen
Gesamt-Emissionsgrades an verschiedenen
Blechoberflächen
Betrachtung von Gradierungsverläufen additiver
Strukturen für hoch-beanspruchte Motorenkomponenten
mittels Hochleistungs-TPPA
Korrelation von Wärmeführung, Nahtgeometrie,
Bauteildesign und Eigenspannungen bei DED-Arc mit
hochfesten Zusatzwerkstoffen
Werkstückablösemechanismen bei der additiven Fertigung
mittels Draht und Lichtbogen
Laser metal deposition of RENE 80 – microstructure and
solidification behaviour modelling
Schwingfestigkeit reibgeschweißter Verbindungen
unterschiedlicher Stähle mit Wulst
Prozessüberwachung des Widerstandspunktschweißens
auf Basis des Elektrodenweges
Schwingfestigkeitsoptimierung durch
Schweißnachtnachbehandlung
91
103
111
119
127
135
141
148
157
Autorenverzeichnis ………………………………………………………………………………………. 164

Anwendung einer Aufbaustrategie beim additiven Kaltgasspritzen
J. Arnhold 1 , P. Kindermann 2
1
Technische Universität München, School of Engineering and Design, Lehrstuhl für Werkstofftechnik der
Additiven Fertigung, München
2
Fraunhofer Institut für Gießerei-, Composite- und Verarbeitungstechnik IGCV, Augsburg
Die vorliegende Arbeit befasst sich mit der Anwendung einer Aufbaustrategie beim additiven Kaltgasspritzen
unter besonderer Berücksichtigung der Endkonturnähe und erreichbaren Aufbauhöhe. Beim Kaltgasspritzen
wird das pulverförmige Ausgangsmaterial in einem Hochdruckgasstrom beschleunigt und trifft mit hoher
Geschwindigkeit auf das Substrat. In Folge starker Verformung aufgrund der hohen kinetischen
Energieeinwirkung beim Aufprall wird eine fest haftende Schicht auf dem Substrat erzeugt. Bei mehrlagigen
Aufträgen unter einem bevorzugten Auftragswinkel von 90° bildet sich bei der Verwendung des Werkstoffs
CuCr1Zr ein dreieckiges Spurprofil aus. Dies verhindert die Anbindung weiterer Pulverpartikel und begrenzt
somit die Anwendung des Verfahrens im Kontext der additiven Fertigung. Die Umsetzung einer Aufbau- bzw.
Bahnplanungsstrategie ist daher für die additive Anwendung des Verfahrens unumgänglich. Durch die
Auswertung von Einzelspuren konnten geeignete Werte für kinematische Parameter ermittelt werden, die der
Entstehung des charakteristischen Spurprofils entgegenwirken. Unter Verwendung einer angepassten
Aufbaustrategie wurde eine Wandgeometrie mit dem Werkstoff CuCr1Zr hergestellt.
1 Einleitung
Das Fertigungsverfahren Kaltgasspritzen wird den thermischen Spritzverfahren zugeordnet und wird
vorwiegend als Beschichtungsprozess in der Elektro-, Luft- und Raumfahrt sowie Offshoreindustrie eingesetzt.
Dabei werden Pulverpartikel in einen Prozessgasstrom eingeleitet und durch eine Lavaldüse auf
Überschallgeschwindigkeit beschleunigt, bevor diese auf dem Substrat auftreffen und eine fest haftende
Schicht bilden [1, 2]. Abbildung 1 zeigt eine Übersicht thermischer Spritzverfahren in Abhängigkeit der
Gastemperatur und Partikelgeschwindigkeit.
Abbildung 1. Thermische Spritzverfahren in Abhängigkeit der Partikelgeschwindigkeit und Gastemperatur nach [2, 3, 4]
Die Technologie des Kaltgasspritzens basiert auf einer – in Folge hoher kinetischer Energieeinwirkung
auftretenden – plastischen Verformung der Pulverpartikel, ohne dass schmelzflüssige Phasen an dem
Verfestigungsprozess beteiligt sind [1, 2]. Die maximalen Prozesstemperaturen liegen folglich immer unterhalb
des Schmelzintervalls der verwendeten Werkstoffe. Dieser Aspekt ist primär ausschlaggebend für die
Eigenschaften der resultierenden Aufträge. Die geringen Prozesstemperaturen unterbinden thermisch
induzierte Phasenumwandlungen und verhindern unerwünschtes Kornwachstum und Oxidationsvorgänge,
sodass die Eigenschaften des Ausgangsmaterials weitestgehend erhalten bleiben [1]. Durch die starke
plastische Verformung der Pulverpartikel weisen kaltgasgespritzte Aufträge typischerweise
Druckeigenspannungen über die gesamte Schichtdicke auf [1, 5].
DVS 386 1

Aufgrund hoher erreichbarer Aufbauraten in Verbindung mit dem geringen Wärmeeintrag und den sich daraus
ergebenden Eigenschaften, zeigt das Verfahren ein großes Potential sowohl für den Einsatz auf dem Gebiet
der additiven Fertigung zur Herstellung von Freiformkörpern als auch im Kontext von Reparaturanwendungen
für beschädigte Bauteile [6]. Bei der Fertigung mehrlagiger Aufträge unter einem Auftragswinkel von 90° bildet
sich ein gaußförmiges Spurprofil, welches sich bei fortwährender Materialablagerung zu einer dreieckigen
Spurgeometrie entwickelt. Die Entstehung dieser ist im Wesentlichen auf die unterschiedlichen
Geschwindigkeiten der Pulverpartikel im Spritzstrahl zurückzuführen [7]. Sobald die dreieckige Spurgeometrie
vollständig ausgebildet ist, verhindert diese eine weitere Materialanbindung, sodass im Anschluss auftreffende
Pulverpartikel an den Seitenflächen der dreieckigen Kontur abgeschieden werden [7]. Dieser Effekt verhindert
bereits die Fertigung geometrisch primitiver Freiformkörper, sodass die Anwendung einer – auf die
entstehende Spurgeometrie angepasste – Aufbaustrategie zwingend notwendig ist.
2 Stand der Technik
2.1 Kaltgasspritzen – Grundlagen und Verfahrensprinzip
Die Bezeichnung „Kaltgasspritzen“ ist auf die im Rahmen der Verfahrensentwicklung nicht oder kaum
aufgeheizten Gasströme zurückzuführen [8]. Heutzutage wird hingegen mit aufgeheizten Gasströmen von bis
zu 1100°C gearbeitet. Das Erhitzen des Gasstromes begünstigt zum einen die Anhaftung der Pulverpartikel
auf dem Substrat, da eine erhöhte Gastemperatur mit einer erhöhten Partikeltemperatur einhergeht und
letztendlich in einem verbessertem Verformungsverhalten der Partikel beim Aufprall resultiert [8, 9]. Zum
anderen wird mit steigender Temperatur die lokale Schallgeschwindigkeit des Gases erhöht, sodass sich eine
gesteigerte Strömungsgeschwindigkeit des Pulvergasstromes einstellt und die Partikel mit einer höheren
Geschwindigkeit auf das Substrat treffen [8].
Kaltgassysteme sind in zwei unterschiedlichen Ausführungen erhältlich, wobei grundsätzlich zwischen Niederund
Hochdrucksystemen differenziert werden kann [2]. Niederdrucksysteme (engl. Low-pressure cold spray
(LPCS)) werden typischerweise mit einem Maximaldruck bis zu 1 MPa betrieben, während bei
Hochdrucksystemen (engl. High-pressure cold spray (HPCS)) der Pulvergasstrom mit bis zu 7 MPa eingeleitet
wird [2, 5]. Abbildung 2 zeigt die Anordnung der Systemkomponenten bei einem Hochdruckkaltgassystem.
Abbildung 2. Funktionsprinzip und Systemkomponenten eines Hochdruckkaltgassystems nach [10,11]
2.2 Bindungsmechanismus und Schichtaufbau
Die durch das Kaltgasspritzen hervorgerufene Materialverfestigung beruht auf komplexen Verformungs- und
Bindungsmechanismen. Von zentraler Bedeutung ist in diesem Kontext die Partikelgeschwindigkeit (vp) der
Pulverpartikel. Materialabhängig muss ein bestimmter Wert – die sogenannte kritische Geschwindigkeit (vcr) –
überschritten werden, um statt der erosiven Wirkung eine Anhaftung bzw. Ablagerung der Partikel zu erreichen
[2, 10]. Das Erreichen der kritischen Geschwindigkeit hängt maßgeblich von den Materialeigenschaften der
Pulverwerkstoffe wie beispielsweise der Dichte, dem Partikeldurchmesser, der spezifischen Wärmekapazität
oder auch der temperaturabhängigen Festigkeit ab [5, 12].
Der Schichtaufbau duktiler Partikel kann gemäß [10, 11] in die in Abbildung 3 dargestellten vier Phasen
unterteilt werden. Zuerst erfolgt die Anbindung an das Substrat bevor in der zweiten Phase das Auftreffen
nachfolgender Pulverpartikel auf der Initialschicht zu einer Neuorientierung führt bei gleichzeitiger plastischer
Verformung, wodurch in der dritten Phase eine weitere Verdichtung erreicht wird. Durch diese Verdichtung
werden Hohlräume zwischen den Partikeln geschlossen, sodass sich eine metallurgische Bindung zwischen
den Partikeln einstellt [10, 11]. In der letzten Phase kommt es zu einer Verfestigung der Pulverpartikel durch
Kaltverformung aufgrund des fortwährenden Aufpralls von Partikeln [2, 10, 11].
2
DVS 386

Abbildung 3. Phasen des Schichtaufbaus duktiler Partikel beim Kaltgasspritzen nach [10, 11]
Gemäß [13] ist das annähernd gaußförmige Spurprofil beim Kaltgasspritzen auf die unterschiedlichen
Geschwindigkeiten der Partikel im Zentrum und Randbereich des Sprühstrahls zurückzuführen. Im
Zusammenhang mit der höheren Partikelgeschwindigkeit im Strahlzentrum wird gegenüber der Peripherie eine
größere Anzahl an Partikeln aufgetragen [7, 13]. Zusätzlich weisen die Partikel in der Mitte des Spurprofils
einen größeren Partikeldurchmesser auf. Daraus resultiert eine stetig zunehmende Ablagerung im
Zentrumsbereich [7]. Bei geringer Verfahrgeschwindigkeit und/oder mehrlagigen Aufträgen entsteht aus der
zunächst gaußförmigen Spurgeometrie ein dreieckiges Spurprofil. Der abnehmende – und damit progressiv
von 90° abweichende – Auftragswinkel erschwert die Anbindung weiterer Partikel, wie es Abbildung 4
verdeutlicht. Dadurch verringert sich zunächst die Auftragseffizienz, bevor bei vollständiger Ausbildung des
dreieckigen Spurprofils überhaupt keine Materialablagerung mehr stattfindet [7].
Abbildung 4. Aufprallbedingungen im Falle einer hohen (links) und niedrigen (rechts) Auftragseffizienz [7]
2.3 Optimierung der Aufbaustrategie nach dem Ansatz von H. Wu
Von grundlegender Bedeutung bei der Entwicklung einer Aufbaustrategie ist die Bestimmung relevanter
Einflussgrößen hinsichtlich des Schichtentstehungsprozesses. Unter Berücksichtigung der charakteristischen
Spurgeometrie und auf Basis von durchgeführten Simulationen im Rahmen einer vorangegangenen
Untersuchung [14] konnten drei zentrale kinematische Parameter für die Kontrolle des Schichtprofils
identifiziert werden. Dabei handelt es sich neben der Schichthöhe (d) um den seitlichen Versatz (s) und den
Anstellwinkel (θ) der Düse. Abbildung 5 verdeutlicht die Umsetzung der Aufbaustrategie auf Basis der zuvor
genannten Parameter.
Abbildung 5. Schematische Darstellung der Aufbaustrategie unter Berücksichtigung zentraler kinematischer
Parameter [7]
DVS 386 3

Durch das Anstellen der Düse unter Berücksichtigung eines horizontalen Versatzes in Richtung des
Randbereiches der Spurgeometrie, besteht die Möglichkeit, dass zu den Seiten abflachende
Beschichtungsprofil auszugleichen [7]. Das Kippen der Düse führt außerdem dazu, dass ein nahezu
senkrechter Auftragswinkel gewahrt wird, sodass nachteilige Auswirkungen auf die Auftragseffizienz
unterbunden werden [7]. Somit besteht jede Schicht aus einer mittleren sowie einer linken und rechten Spur,
wobei die mittlere Spur stets zuerst aufgetragen werden muss.
3 Experimentelle Untersuchungen
3.1 Verfahrensprinzip und Zielkriterien
Um einen Vergleich mit bestehenden Aufbaustrategien zu ermöglichen, wird die Fertigung einer vertikalen
Steggeometrie angestrebt, die im Bereich additiver Fertigungsverfahren eine gängige Testgeometrie darstellt.
Darüber hinaus bildet die Herstellung einer solchen Struktur die Grundlage für die Fertigung geometrisch
komplexerer Freiformkörper. Von grundlegender Bedeutung bei der Entwicklung einer Aufbaustrategie ist die
Bestimmung relevanter Einflussgrößen hinsichtlich des Schichtentstehungsprozesses. Auf Basis der zuvor
beschriebenen Aufbaustrategie wird zunächst eine Spur unter einem Auftragswinkel von 90° (mittlere Spur)
aufgetragen. Im Anschluss werden die beiden seitlichen „Ausgleichsspuren“ durch das Neigen der
Kaltgaskanone um einen Winkel von θ = 30° aufgebracht [7]. Zusätzlich werden die beiden seitlichen Spuren
um einen seitlichen Versatz von s = 2σ (bezogen auf die Breite einer Einzelspur bei gleichen Parametern)
ergänzt [7]. Für die nächste Schicht erfolgt eine Erhöhung in z-Richtung um die Schichthöhe (d). Abbildung 6
zeigt zur Verdeutlichung die Position der Kaltgaskanone bei der Durchführung des zuvor erläuterten
Programmablaufs.
Abbildung 6. Positionierung der Kaltgaskanone in der Simulationsumgebung bei der Umsetzung der Aufbaustrategie
Die Bewertung der gefertigten Strukturen erfolgt anhand geometrischer Zielkriterien sowie unter
Berücksichtigung der Zielstellung, mittels der angewandten Aufbaustrategie Strukturen beliebiger Höhe zu
fertigen. Dafür stellt die Planheit der Oberfläche eine wichtige Voraussetzung dar und wird somit als erstes
Zielkriterium formuliert. Als zweites Zielkriterium wird der Winkel zwischen der Substratoberfläche und der
Seitenwand der Struktur bewertet. Dadurch, dass eine gewisse horizontale Anbindungslänge für eine
adäquate Anhaftung der Struktur auf dem Substrat notwendig ist, wird der Winkel nicht unmittelbar an der
Kontaktfläche, sondern an dem Punkt, an dem 50 % der Gesamthöhe erreicht sind, gemessen. An dieser
Stelle sollte der Winkel 90° betragen. Ist der Winkel größer als 90°, würde dies zwangsläufig zu einer
abnehmenden Profilbreite bei zunehmender Lagenanzahl führen und somit der zuvor formulierten
grundlegenden Zielstellung widersprechen. Die Bewertung erfolgt anhand von Querschliffen.
3.2 Anlagen und Gerätetechnik Kaltgaszelle
Das verwendete Kaltgassystem PCS-100 stammt von der in Japan ansässigen Firma Plasma Giken Co., Ltd.
Die verschiedenen Ausführungen der PCS-Reihe unterscheiden sich im Wesentlichen hinsichtlich der
Heizleistung und erreichbaren Prozesstemperatur sowie dem maximalen Betriebsdruck. Laut
Herstellerangaben ermöglicht das PCS-100 System eine maximale Prozesstemperatur von 1100 °C, einen
maximalen Arbeitsdruck von 7 MPa. Abbildung 7 zeigt die Komponenten im Inneren der Kaltgaszelle.
4
DVS 386

Abbildung 7. Innenansicht der Schallschutzkabine und Darstellung des Kaltgassystems
Die Kaltgaskanone ist mit einer Lavaldüse aus einem Glaswerkstoff bestückt. Die Düse verfügt über ein
Expansionsverhältnis von 5,6 und weist eine Länge von 270 mm auf. Das System wird durch einen ABB-
Industrieroboter vom Typ IRB 4600 geführt. Ein zweiter Roboter desselben Typs, der aktuell mit einem
Fräswerkzeug bestückt ist, ergänzt das System und ermöglicht eine hybride Prozessführung. Die beiden
6-Achs-Roboter erlauben die präzise Handhabung einer Traglast von bis zu 60 kg bei einer maximalen
Reichweite von 2,05 m. Ergänzt wird das CS-System durch zwei Pulverförderer, eine Schallschutzkabine mit
integrierter Absauganlage und Filtersystem sowie eine Gasversorgungseinheit, die das benötigte Prozessgas
(Stickstoff) bereitstellt.
3.3 Verwendete Werkstoffe
Im Rahmen der Versuchsdurchführung wird die Legierung CuCr1Zr (2.1293) als gasverdüster Pulverwerkstoff
von der Firma M4P mit einer Partikelgrößenverteilung von 15 bis 45 µm eingesetzt. Die ternäre CuCr1Zr-
Legierung verbindet die Vorzüge einer CuCr-Legierung mit denen einer CuZr-Legierung und verfügt vor allem
aufgrund des hohen Kupferanteils über eine gute thermische und elektrische Leitfähigkeit [15]. Die
mechanisch-technologischen Eigenschaften werden darüber hinaus maßgeblich durch die
Legierungskomponenten Chrom (Cr), Zirkonium (Zr) und Silizium (Si) beeinflusst [15]. Zirkonium steigert die
Kriechfestigkeit, während Chrom und Silizium die Härte erhöhen [15].
Für das Kaltgasspritzen werden in Bezug auf die Partikelmorphologie hauptsächlich sphärische Pulver
verwendet, da diese ein besseres Förderverhalten aufweisen und im Vergleich zu irregulär geformten Partikeln
– die zwar schneller beschleunigt werden und somit höhere Geschwindigkeiten erreichen – eine
gleichmäßigere Verformung beim Aufprall zeigen [2, 8]. Abbildung 8 zeigt eine Aufnahme des verwendeten
Pulvers der Legierung CuCr1Zr unter dem Rasterelektronenmikroskop (REM).
Abbildung 8. REM-Aufnahmen des CuCr1Zr Pulverwerkstoffes ohne (links) und mit (rechts) automatisierter
Partikelerfassung
Beim Kaltgasspritzen beeinflusst das Substrat die Anbindungseigenschaften – insbesondere die Haftfestigkeit
– im gleichen Ausmaß wie der verwendete Pulverwerkstoff sowie die Qualität der gesamten Beschichtung
[8, 16]. Grundsätzlich ermöglichen weichere Materialien eine bessere Anhaftung der Pulverpartikel aufgrund
des höheren substratseitigen Verformungsvermögens, sodass es bei harten Substraten zu einer erhöhten
Verformung der auftreffenden Pulverpartikel kommt [8, 16]. Schlussendlich ist jedoch die Materialkombination
entscheidend, sodass ein im Vergleich zum Pulver härteres Substrat eine Anbindung durch unzureichende
substratseitige Verformungs- und damit Verschweißungsvorgänge erschwert [2, 8]. Gleichzeitig kann es bei –
DVS 386 5

im Vergleich zu dem Pulverwerkstoff – zu weichen Substraten zu Rück- bzw. Abprallerscheinungen
kommen [8]. Für die Versuche wird als Grundwerkstoff ein 20 mm starkes Aluminiumsubstrat der Legierung
EN AW 5083 verwendet.
3.4 Einzelspuraufträge
Zur Umsetzung und Optimierung der Aufbaustrategie ist die exakte Bestimmung des seitlichen Versatzes (s)
und der Schichthöhe (d) anhand von Einzelspuraufträgen notwendig. Insgesamt werden bei gleichbleibenden
Parametereinstellungen drei Einzelspuren aufgetragen und im Anschluss ausgewertet. Jeder Auftrag wird an
drei – entlang der Auftragsspur gleichmäßig verteilten – Punkten entsprechend Abbildung 9 vermessen. Aus
den neun Messwerten wird dann jeweils ein Mittelwert für den seitlichen Versatz und die Schichthöhe ermittelt.
Abbildung 9. Vorgehensweise zur Bestimmung des seitlichen Versatzes anhand eines CuCr1Zr-Einzelspurauftrags
Dazu wird zunächst die Gesamtbreite (B) und – unter der Annahme einer vorliegenden Gaußschen
Normalverteilung – der Mittelwert (µ) ermittelt. Im Zentrum des Auftrags wird die Schichthöhe (d) gemessen.
Für die Ermittlung des seitlichen Versatzes (s) wird ebenfalls unter Annahme einer vorliegenden Gaußschen
Normalverteilung der Wert für σ (0,34 · B) und 2σ (0,475 · B) bestimmt. Die Ergebnisse der Messungen sind
in Tabelle 1 dargestellt.
Tabelle 1. Mittelwerte und Standardabweichung der Ergebnisse aus den Einzelspuraufträgen
Pulverwerkstof
f
Mittelwert seitlicher
Versatz s = 2σ [mm]
Mittelwert
Schichthöhe d [mm]
Standardabweichung
Standardabweichung
Gewählter Versatz
sgew [mm]
CuCr1Zr 3,08 0,048 0,381 0,031 2,64
Bei den folgenden Versuchen konnte unter Verwendung eines seitlichen Versatzes von s = 2σ = 3,08 mm
keine den Zielkriterien entsprechende Geometrie gefertigt werden. In folgenden Versuchen erfolgte daher eine
iterative Anpassung des seitlichen Versatzes. Die abschließenden Versuche zur Herstellung einer
kaltgasgespritzten Wandgeometrie erfolgten unter Verwendung eines seitlichen Versatzes von sgew = 2,64 mm.
4 Ergebnisse und Diskussion
Abbildung 10 zeigt im linken Abschnitt die gefertigte CuCr1Zr-Wandgeometrie und eine aus der Struktur
entnommene Querschliffaufnahme zur Bestimmung der geometrischen Zielgrößen. Im Zuge der
Probenpräparation hat sich der Auftrag vom Substrat gelöst, sodass die Probe ohne das Aluminiumsubstrat
eingebettet wurde. Im rechten Abschnitt ist zum Vergleich ein Querschliffaufnahme eines Auftrags ohne
Anwendung einer Aufbaustrategie abgebildet. Beide Aufträge wurden mit identischen Parametereinstellungen
des Kaltgassystems gefertigt.
Abbildung 10. CuCr1Zr-Struktur mit angepasster Aufbaustrategie (links, mitte) und ohne Aufbaustrategie (rechts)
Die Seitenflächen der CuCr1Zr-Wandgeometrie sind beinahe orthogonal zum Substrat. Die Winkel der
Seitenflächen in Relation zur Substratoberfläche betragen 88,12° auf der rechten Seite sowie 88,38° auf der
linken Seite. Die Profiloberfläche der Struktur ist nicht vollständig plan. Im Zentrumsbereich zeigt sich eine
6
DVS 386

Vertiefung, die vermutlich darauf zurückzuführen ist, dass zuletzt die linke und rechte Spur unter einem
Auftragswinkel von 30° aufgetragen wurden. Beide Strukturen zeigen ein hohes Porenaufkommen entlang der
gesamten Querschlifffläche. Bei der Wandgeometrie ist die Porosität homogen verteilt. Ohne Anwendung einer
Aufbaustrategie zeigt sich eine inhomogene Porositätsverteilung. Das Auftreffen der Pulverpartikel auf den
geneigten Profiloberflächen erschwert die Anbindung und verringert somit die Auftragseffizienz, wodurch die
Entstehung des charakteristischen Spurprofils begünstigt wird.
5 Schlussfolgerung
Der vorliegende Beitrag zeigt dass die Anwendung einer an das charakteristische Spurprofil angepassten
Aufbaustrategie die additive Herstellung einer Wandgeometrie mittels CuCr1Zr ermöglicht.
Die Ergebnisse lassen folgende Schlussfolgerungen zu:
(1) Die Annahme des Spurprofils als Gaußsche Normalverteilung bildet eine Grundlage zur Bestimmung
exakter Werte für die Umsetzung einer Aufbaustrategie.
(2) Gleichzeitig gilt es zu berücksichtigen, dass die Ausbildung des Spurprofils von einer Vielzahl von
Faktoren wie der Partikelgrößenverteilung und Morphologie des Pulverwerkstoffes, den Eigenschaften
des Substratwerktoffes und dem verwendeten Kaltgassystem abhängt.
(3) Die verwendete Aufbaustrategie führt zu einer Homogenisierung der Porositätsverteilung durch
Gewährleistung eines annäherend orthogonalen Aufprallwinkels der Pulverpartikel.
Die dargestellten Ergebnisse dienen als Grundlage für weitere Untersuchungen. Neben einer Verringerung
des hohen Porenaufkommens zur Verbesserung der mechanisch-technologischen Eigenschaften ist die
Haftfestigkeit zwischen dem Substrat und der aufgebauten Struktur unzureichend. Letzteres könnte durch ein
Vorwärmen des Substrates verbessert werden, da eine thermische Erweichung der Substratoberfläche die
Anhaftung der Pulverpartikel begünstigt und somit eine stabilere Anbindung an das Substrat ermöglicht.
6 Danksagung
Das Teilprojekt „ACCURACY“ aus dem Projekt „Mutimat Bavaria II“ am Fraunhofer Institut für Gießerei-,
Composite- und Verarbeitungstechnik IGCV wird durch das Bayerische Staatsministerium für Wirtschaft,
Landesentwicklung und Energie gefördert. Für die Förderung und aktive Mitarbeit der vertretenen
Unternehmen in den projektbegleitenden Ausschüssen sei an dieser Stelle herzlich gedankt.
7 Literaturverzeichnis
[1] Cavaliere, P.: Cold-Spray Coatings, Springer International Publishing, Cham, 2018.
[2] Villafuerte, J.: Modern Cold Spray, Springer International Publishing, Cham, 2015.
[3] Champagne, V. K.: The cold spray materials deposition process: Fundamentals and applications, 1.
Aufl., Woodhead Publishing in materials; Woodhead; CRC Press, Cambridge, Boca Raton, Fla., 2007.
[4] Karthikeyan, J.: Cold Spray Process, in Thermal Spray Technology, ASM International, 2013.
[5] Schmidt, T.: Kaltgasspritzen: Eine Analyse des Materialverhaltens beim Partikelaufprall und die daraus
abgeleitete Prozessoptimierung, Berichte aus der Werkstofftechnik, Shaker, Aachen, 2007
[6] Yin, S.; Cavaliere, P.; Aldwell, B.; Jenkins, R.; Liao, H.; Li, W.; Lupoi, R.: Cold spray additive
manufacturing and repair: Fundamentals and applications, Additive Manufacturing, Jahrgang: 21, Seite
628–650, 2018.
[7] Wu, H.; Xie, X.; Liu, M.; Verdy, C.; Zhang, Y.; Liao, H.; Deng, S.: Stable layer-building strategy to
enhance cold-spray-based additive manufacturing, Additive Manufacturing, 2020
[8] Binder, K.: Kaltgasspritzen von ermüdungsfesten Titanschichten, Dissertation, Betreuer: Klassen,
Thomas (Prof. Dr.-Ing), Helmut-Schmidt-Universität / Universität der Bundeswehr Hamburg, 2013.
[9] Assadi, H.; Gärtner, F.; Stoltenhoff, T.; Kreye, H.: Bonding mechanism in cold gas spraying, Acta
Materialia, Jahrgang: 51 (15), Seite 4379–4394, 2003.
[10] Singh, H.; Sidhu, T. S.; Kalsi, S. B. S.; Karthikeyan, J.: Development of cold spray from innovation to
emerging future coating technology, J Braz. Soc. Mech. Sci. Eng., Jahrgang: 35 (3), Seite 231–245,
2013.
[11] Raoelison, R. N.; Verdy, C.; Liao, H.: Cold gas dynamic spray additive manufacturing today: Deposit
possibilities, technological solutions and viable applications, Materials & Design, Jahrgang: 133, Seite
266–287, 2017.
[12] Assadi, H.; Schmidt, T.; Richter, H.; Kliemann, J.-O.; Binder, K.; Gärtner, F.; Klassen, T.; Kreye, H.: On
Parameter Selection in Cold Spraying, J Therm Spray Tech, Jahrgang: 20 (6), Seite 1161–1176, 2011.
DVS 386 7

[13] Kotoban, D.; Grigoriev, S.; Okunkova, A.; Sova, A.: Influence of a shape of single track on deposition
efficiency of 316L stainless steel powder in cold spray, Surface and Coatings Technology, Jahrgang:
309, Seite 951–958, 2017.
[14] Wu, H.; Xie, X.; Liu, M.; Chen, C.; Liao, H.; Zhang, Y.; Deng, S.: A new approach to simulate coating
thickness in cold spray, Surface and Coatings Technology, Jahrgang: 382, Seite 125-151, 2020.
[15] Deutsches Kupferinstitut: Werkstoff-Datenblatt CuCr1Zr,
https://www.kupferinstitut.de/fileadmin/user_upload/kupferinstitut.de/de/Documents/Shop/Verlag/Down
loads/Werkstoffe/Datenblaetter/Niedriglegierte/CuCr1Zr.pdf (09.10.2021).
[16] Monette, Z.; Kasar, A. K.; Daroonparvar, M.; Menezes, P. L.: Supersonic particle deposition as an
additive technology: methods, challenges, and applications, Int J Adv Manuf Technol, Jahrgang: 106
(5-6), Seite 2079–2099, 2020.
8
DVS 386

Sensorkonzept zur optischen Prozessbeobachtung beim Metallschutzgasschweißen
A. Biber 1 , R. Sharma 1 , U. Reisgen 1
1
RWTH Aachen University, Institut für Schweißtechnik und Fügetechnik, Aachen
Die Automatisierung in der schweißtechnischen Fertigung kommt seit Jahrzehnten zum Einsatz. Das
Metallschutzgasschweißen ist einer der am häufigsten eingesetzten Schweißverfahren. Schwankungen in den
Prozessrandbedingungen sind eine Herausforderung, die eine kostenintensive Nachbearbeitung und
Ausschuss verursachen können. Beim handgeführten Schweißen können die Schweißer aufgrund ihrer
Beobachtungen und ihrer Erfahrung Prozessanpassungen vornehmen. Stellgrößen sind insbesondere die
Brennerorientierung und die Schweißgeschwindigkeit. Beim automatisierten Schweißen ist Sensorik zum
Erfassen und eine Rückkopplung zur Schweißfertigungsanlage für die Adaptionen des Prozesses notwendig.
In der Praxis kommen am häufigsten optische Sensoren sowie der Lichtbogensensor zum Einsatz. Das
Messprinzip ist überwiegend das Lichtschnittverfahren. Hierbei wird die Nahtvorbereitung vorlaufend erfasst.
Dadurch sind Änderungen im Bereich zwischen dem Brenner und dem Messort nicht identifizierbar. Um diese
Herausforderung zu überwinden, wird in dieser Arbeit eine kamerabasierte optische Schmelzbadüberwachung
vorgestellt.
1 Einleitung
Beim Metallschutzgasschweißen führen wechselnde Prozessrandbedingungen zu prozessseitigen
Unregelmäßigkeiten. Gründe hierfür sind unter anderem Unterschiede in der Nahtvorbereitung, Bauteilverzug,
Positionierung des Schweißbrenners, Oberflächenverschmutzungen. Vorteile der kamerabasierten
Schmelzbadüberwachung sind die Erfassung von Prozessunregelmäßigkeiten im Prozessbereich selbst und
der hohe Informationsgehalt der Bilder. So kann die Schmelzbadentwicklung und die Schmelzbadgeometrie
erfasst werden. [1] Für die Informationsgewinnung aus den Prozessaufnahmen sind eine reproduzierbare
Bildqualität und für den Schweißprozess robuste Optik vorauszusetzen. [2] Ziele dieser Arbeit sind:
- Aufbau und die Erprobung einer für den Schweißprozess robusten Optik
- Synchronisation von Schweißprozess und Auslösezeitpunkt der Kamera
- Untersuchung der extrahierbaren Prozessmerkmale aus den aufgenommenen Bildern
Im ersten Schritt erfolgt die konstruktive Optimierung einer vorhandenen Optik. Diese Optik muss den
Beanspruchungen beim Lichtbogenschweißen standhalten. [3] Es wird eine Anforderungsliste erstellt und
konstruktive Lösungen vorgeschlagen.
Im Weiteren werden die optischen Komponenten ausgelegt. Geeignet ist hierfür ein Bandpassfilter, der die
intensiven Bereiche des Lichtbogenspektrums herausfiltert. [2] Für die Charakterisierung der
Lichtbogenstrahlung werden spektrale Messungen durchgeführt. Auf Grundlage der Messergebnisse werden
Intensitätsminima identifiziert und entsprechende Bandpassfilter gewählt.
Der Impulslichtbogen stellt durch die periodischen Änderungen des Schweißstroms eine Herausforderung dar.
Die Bildhelligkeit korreliert mit dem Auslösemoment in der jeweiligen Prozessphase (Hochstromphase,
Grundstromphase). In dieser Arbeit wird eine Methode zur Synchronisation von Schweißprozess und dem
Auslösemoment erarbeitet. Möglichkeiten, um unterschiedliche Prozessphasen zu detektieren sind eine
akustische Messung, infrarot Sensor oder über den Strom- Spannungsverlauf. [4–6] In dieser Arbeit wird eine
Methode zur Synchronisation über die Messung und Verarbeitung des Schweißstroms vorgestellt.
Zum Schluss werden die erzeugten Prozessaufnahmen auf die Eignung zur Bildbearbeitung untersucht. Als
detektierbare Merkmale werden die Schmelzbadbreite und die Position der vorderen Front des Schmelzbades
betrachtet. Mögliche Ansätze sind eine konventionelle Bildbearbeitung über Filter und Kantendetektion oder
eine KI basierte Merkmalserkennung. [7, 8] Im Rahmen dieser Arbeit wird die konventionelle Bildbearbeitung
getestet.
2 Experimentelles und Material
Der Versuchsaufbau zur Durchführung der Schweißversuche ist in Bild 1 dargestellt. Für die
Versuchsdurchführung wird der ABB IRB2600 Roboter mit der Schweißstromquelle Alpha Q 551 von EWM
verwendet. Für die Entwicklung des Kamerasystems wird die Monochromkamera auf Basis eines CMOS-
Sensors Sony Pregius verwendet. Die Kamera verfügt über einen Triggersignaleingang. Hierüber ist die
Synchronisation zwischen dem Schweißprozess und der Bildauslösung möglich. Die Kamera ist am
Schweißbrenner montiert und wird so dem Schweißprozesses kontinuierlich nachgeführt. Die Messung und
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Verarbeitung des Schweißstroms und Schweißspannung erfolgt über einen CompactRio-Controller cRio-9049
von National Instruments. Über den integrierten FPGA (Kintex-7-325T-FPGA) wird der Schweißstrom mit einer
Messfrequenz von 50 kHz aufgenommen und verarbeitet.
Bild 1. Versuchsaufbau zur Durchführung der Schweißversuche
Für die Spektralaufnahmen wird das Spektrometer SP Spectral Products SM240 des Herstellers Ocean Optics
Inc. verwendet. An das Spektrometer ist eine Lichtleitfaser angebunden. Über diese wird das aufzunehmende
Licht auf die Detektorfläche des Spektrometers geleitet. Am Eingang der Lichtleitfaser ist eine Optik
angeschlossen, welche aus einer Linse und einer einstellbaren Lochblende besteht. Die Lichtleitfaser kann
über eine Festhaltung an der Optik positioniert und ausgerichtet werden. Für die Messung des Spektrums wird
der Grundwerkstoff S235JR (Werkstoffnummer: 1.0038) eingesetzt. Die Blechdicke beträgt 10 mm. Als
Schweißzusatz kommt eine Drahtelektrode EN ISO 14341-A G 3Si1 (Werkstoffnummer: 1.5125) mit einem
Durchmesser von 1,2 mm verwendet. Das verwendete Schutzgas ist EN ISO 14175 M21-ArC-18 mit einem
Volumenstrom von 12 l/min. Die Untersuchungen werden über einen weiten Leistungsbereich im
Standardprozess durchgeführt, bei dem die verbreitetsten Werkstoffübergänge auftreten (Kurzlichtbogen,
Übergangslichtbogen, Sprühlichtbogen). Für die weiteren Schweißungen wird der Impulslichtbogen
verwendet. Die verwendeten Synergieparameter sind in Tabelle 1 dargestellt.
Tabelle 1. Synergieparameter Impulslichtbogen
Schweißgeschwindigkeit Drahtvorschubgeschwindigkeit Lichtbogenlängenkorrektur Dynamikkorrektur
0,5 m/min 4,5 m/min 0 0
3 Ergebnisse und Diskussion
3.1 Auslegung und Konstruktion der Optik
Ein wesentliches Kriterium für die Optik ist die Baugröße. Die Einschränkung der Zugänglichkeit wird reduziert.
Aufgrund der intensiven Lichtbogenstrahlung ist die Verwendung eines Filters unabdingbar. Um ein
Überbelichten des Kamerasensors entgegenzuwirken, muss eine Möglichkeit zur Integration eines Filters
vorhanden sein. Schweißspritzer und Schweißrauch führen zu einem großen Wartungsaufwand der optischen
Komponenten. Schweißspritzer bleiben an äußeren Linsen und Gläsern haften. Diese sind nicht durch eine
Reinigung entfernbar und die verunreinigte Komponente muss getauscht werden. Um den entgegenzuwirken
ist eine Pinholeoptik geeignet. Durch den kleinen Öffnungsdurchmesser wird die Wahrscheinlichkeit verringert,
dass Schweißspritzer auf die optischen Komponenten gelangen. Der beim Schweißprozess entstehende
Schweißrauch kondensiert auf den optischen Komponenten. Durch die Integration eines Crossjets an der
Pinholeoptik wird das Eindringen des Schweißrauchs in die Optik verhindert und die optischen Komponenten
frei von Kondensat.
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In Bild 2 ist das Ergebnis der Optikauslegung dargestellt. Die beschriebenen konstruktiven Lösungen sind in
dieser umgesetzt.
Bild 2. Optik für das MSG-Schweißen
Die optischen Komponenten (Bandpassfilter und Fokussierlinse) sind in der Optik integriert und durch die
Pinholeblende vor Schweißspritzern geschützt. Durch die variable Fokussiereinheit ist der Fokus einstellbar.
Für einen zusätzlichen Schutz ist ein Schutzglas vor den optischen Komponenten vorgesehen. Dies ist im
Vergleich zu dem Bandpassfilter günstig und im Falle von Verschmutzungen einfach zu wechseln. Das
Crossjet ist in der Pinholeblende integriert. Durch den Anschluss an Druckluft wird das Eindringen von
Schweißrauch in den optischen Weg verhindert. Schweißspritzer mit einer Flugkurve in den Strahlengang
können umgelenkt werden oder konvektiv soweit heruntergekühlt werden, dass sie an dem Schutzglas nicht
haften bleiben. In den folgenden Untersuchungen wird die Auslegung des Bandpassfilters und die
Funktionalität der Optik untersucht.
3.2 Spektroskopische Prozessanalyse
In Bild 3 sind die Messergebnisse des Emissionsspektrums von MSG – Prozessen dargestellt.
Bandpassfilter:
450 nm ± 10 nm
Bandpassfilter:
690 nm ± 10 nm
Bild 3. Emissionsspektrum von MSG - Prozessen (Sprühlichtbogen, Impulslichtbogen, Kurzlichtbogen)
Die Linienspektren sind in zwei Bereiche unterteilt. Im Wellenbereich von 300 nm bis 650 nm dominiert die
Metalldampfphase und im Wellenbereich von 700 nm bis 1000 nm die Gasdampfphase. [9] Die Wellenlänge
der emittierten Strahlung ist bei gleichbleibenden Materialien (Schutzgas, Zusatzwerkstoff) nur durch die
Intensitäten unterschieden. Dies ist auf die unterschiedlichen Leistungsbereiche der Prozessvarianten
zurückzuführen. Zwischen 650 nm und 700 nm ist ein Minimum der Intensität vorhanden. Schlussfolgernd wird
die Hypothese aufgestellt, dass durch die Verwendung eines Bandpassfilters in diesem Wellenlängenbereich,
die Überbelichtung des Kamerasensors durch die Lichtbogenstrahlung vermindert werden kann. Zur
Verifizierung der Hypothese wurden Aufnahmen mit zwei unterschiedlichen Bandpassfiltern unter sonst
konstanten Rahmenbedingungen (Kameraeinstellungen, Prozesseinstellungen, Prozessphase)
aufgenommen. Bei der Verwendung von dem Bandpassfilter mit einer Nennwellenlänge von 450 nm ± 10 nm
ist der Prozessbereich überbelichtet. Bei der Verwendung von einem Bandpassfilter im minimalen
Emissionsbereich ist das Schmelzbad deutlich erkennbar und somit für die Extraktion von Prozessmerkmalen
geeignet.
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Für das weitere Vorgehen wird somit ein Bandpassfilter mit einer Nennwellenläge von 690 nm ±10 nm
verwendet.
3.3 Synchronisation Kamera – Prozess
Bei dem Schweißen mit dem Impulslichtbogen führen die unterschiedlichen Prozessphasen
(Hochstromphase, Grundstromphase) zu Differenzen in der Bildhelligkeit. Die unterschiedlichen Bildhelligkeit
bei sonst konstanten Kameraeinstellungen sind in Bild 4 dargestellt.
Bild 4. Prozessphasenabhängige Bildhelligkeit bei konstanten Kameraeinstellungen
In der Hochstromphase ist das Bild überbelichtet und eine Detektion der Prozessmerkmale ist nicht möglich.
Bei den gewählten Kameraeinstellungen ist das Bild in der Grundstromphase ausreichend belichtet. Die
Schmelzbadkontur und der Schweißdraht sind klar erkennbar. Bei einer konstant eingestellten Aufnahmerate
erfolgt die Auslösung zufällig in unterschiedlichen Prozessphasen. Um dies zu verhindern und somit
gleichbleibende Bildqualitäten zu erreichen, ist das Wissen über die aktuelle Prozessphase relevant. Hierüber
können entweder die Kameraeinstellungen der jeweiligen Prozessphase angepasst werden oder sichergestellt
werden, dass der Auslösezeitpunkt in konstanten Prozessphasen erfolgt. In dieser Arbeit wird die
Synchronisation des Auslösezeitpunkts zum Prozess gewählt.
Die Synchronisation von Kamera und Prozessphase erfolgt über ein Triggersignal in der Grundstromphase.
Während des Schweißprozesses wird der Schweißstrom gemessen und ausgewertet. In Bild 5 ist der Verlauf
des Schweißstroms und des generierten Triggersignals für vier Pulsphasen dargestellt.
Bild 5. Verlauf des Schweißstroms und Trigger Signals
Die Datenverarbeitung erfolgt in drei Schritten. Im ersten Schritt wird das Messrauschen durch einen
Tiefpassfilter entfernt. Über einen Schwellwert wird die aktuelle Prozessphase detektiert. Das Level der
Grundstromphase ist abhängig vom Leistungsbereich des Schweißprozesses. Somit ist die
Phasenbestimmung über einen Schwellwert bei Änderungen der Prozesseinstellungen fehleranfällig. Um dem
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entgegenzuwirken und sicherzustellen, dass die Auslösung in der Grundstromphase erfolgt, wird das Trigger
Signal um 3 ms nach Detektion verzögert. Die Länge des Trigger Signals beträgt 0,2 ms.
Das Ergebnis der Synchronisation ist in Bild 6 durch eine Bildreihe dargestellt.
t1 t2 t3 t4
Bild 6. Bildreihe mit synchronisierter Kameraauslösung
Die dargestellten Bilder sind Auszüge aus dem Prozessverlauf. Alle Bilder sind gleich belichtet. Die
Schmelzbadkontur und der Schweißdraht sind klar erkennbar. Somit ist die Funktionalität der Synchronisation
nachgewiesen. Im nächsten Schritt wird die Bildbearbeitung und die Detektierbarkeit des Schmelzbades näher
untersucht.
3.4 Bildbearbeitung
Durch die Bildbearbeitung soll die Schmelzbadbreite und Position der Schmelzbadfront bestimmt werden.
Hierfür wird im ersten Schritt das Originalbild binarisiert. In einem weiteren Schritt erfolgt die Kantendetektion
in vertikale und horizontale Richtung. In Bild 7 ist eine Bildreihe aus einem Prozessvideo mit den detektierten
Schmelzbadkanten dargestellt.
Bild 7. Bildreihe mit detektierten Schmelzbadkanten
Die Schmelzbadbreite sowie die fordere Front des Schmelzbades konnten über den Prozessverlauf
zuverlässig detektiert werden. Durch eine Kalibrierung des Pixelabstandes in mm ist die Schmelzbadbreite
bekannt und kann in einen Regelkreis zurückgeführt werden. Die Position des Schmelzbades ist insbesondere
für Zwangslagen relevant. Hierbei kann zum Beispiel bei Fallnahtschweißungen ein vorlaufendes Schmelzbad
detektiert werden und entsprechende Gegenmaßnahmen getroffen werden. Diese Vorgehensweise ist anfällig
gegenüber Änderungen der Bildausrichtung, variierenden Kameraeinstellungen und Prozessparametern. Um
einen robusten Bildbearbeitungsalgorithmus zu erstellen, ist eine nähere Betrachtung dieser Einflussfaktoren
notwendig.
4 Schlussfolgerung
Im Rahmen der durchgeführten Arbeiten wurde eine Optik konstruiert und gefertigt, die den schwierigen
Arbeitsbedingungen beim Metallschutzgasschweißen resistent ist. Durch die Charakterisierung der
Lichtbogenstrahlung und der Wahl eines passenden Filters konnte die Intensität der Strahlung auf dem
Kamerasensor deutlich reduziert werden. Weiterhin ist durch die Synchronisation zwischen Auslösezeitpunkt
und Schweißprozess in der Grundstromphase ein gleichmäßig belichtetes Bild über den gesamten
Prozessablauf gewährleistet. Durch erste Ansätze der Bildbearbeitung konnte gezeigt werden, dass relevante
Prozessgrößen wie Schmelzbadbreite und Position detektierbar sind.
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Die weiteren Schwerpunkte der Forschung sind:
- Implementierung einer Bildbearbeitung bei variierenden Randbedingungen
- Rückführung der Prozessinformation in den Schweißprozess und Aufbau einer adaptiven
Prozessführung
Als Stellgrößen für die adaptive Prozessführung eigenen sich die mechanischen Parameter, wie die
Schweißgeschwindigkeit und Schweißbrennerorientierung (stechend/schleppen). Als elektrische Stellgrößen
sind die Drahtvorschubgeschwindigkeit, Lichtbogenlänge und Prozessdynamik geeignet.
5 Danksagung
Die Arbeiten wurden durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft gefördert (Projekt 409759303). Für die
Unterstützung sei gedankt.
6 Literaturverzeichnis
[1] ZOU, Y., LI, Y., JIANG, L., XUE, L.: Weld pool image processing algorithm for seam tracking of welding
robot. In: : 2011 6th IEEE Conference on Industrial Electronics and Applications (2011). IEEE. S. 161-165.
[2] PURRIO, M.: Prozessanalyse und -überwachung beim Metall-Schutzgasschweißen durch optische Insitu-Sensorsysteme.
Dissertation.
[3] REISGEN, U., PURRIO, M., BUCHHOLZ, G., WILLMS, K. Machine vision system for online weld pool
observation of gas metal arc welding processes. In: Welding in the World 58(5) (2014), S. 707-711.
[4] PAL, K., BHATTACHARYA, S., PAL, S.K. Prediction of metal deposition from arc sound and weld
temperature signatures in pulsed MIG welding. In: The International Journal of Advanced Manufacturing
Technology 45(11-12) (2009), S. 1113-1130.
[5] J.A. JOHNSON, N.M. CARLSON, H.B. SMARTT, D.E. CLARK. Process Control of GMAW: Sensing of Metal
Transfer Mode. In: The Welding Journal (1991).
[6] MIRANDA, H.C. de, SCOTTI, A., FERRARESI, V.A. Identification and control of metal transfer in pulsed
GMAW using optical sensor. In: Science and Technology of Welding and Joining 12(3) (2007), S. 249-257.
[7] SAMUEL MANN, et al.: 2020 17th International Conference on Ubiquitous Robots (UR) (2020), IEEE,
Piscataway, NJ.
[8] S. CHOKKALINGHAM, N. CHANDRASEKHAR, M. VASUDEVAN. Predicting the depth of penetration and weld
bead width from the infra red thermal image of the weld pool using artificial neural network modeling |
Journal of Intelligent Manufacturing (08.12.2022), zuletzt abgerufen am 08.12.2022.
[9] LI, Z., GU, X., WANG, Y., XUE, C.: Radiation of Arc and Its Application in GTA Welding Measurement
and Testing. In: : 2009 International Conference on Measuring Technology and Mechatronics Automation
(2009). IEEE. S. 100-103.
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Einfluss der Schnittkantennachbehandlung auf die Schwingfestigkeit
thermisch geschnittener Kanten
J. Diniz e Castro 1 , J-H. Grimm 2 , M. Köhler 1 , H. von Selle 2 , M. Braun 2 , F. von Bock und Polach 2 , K. Dilger 1
1
Technische Universität Braunschweig, Institut für Füge- und Schweißtechnik
2
Technische Universität Hamburg Harburg, Institut für Konstruktion und Festigkeit von Schiffen
Insbesondere in der Schiffbauindustrie liegen häufig freie thermisch geschnittene Kanten in unterschiedlichen
Bauteilbereichen vor, wie z.B. Erleichterungslöcher, Zugangsöffnungen und Lukenecken. Die üblicherweise
verwendeten Trennverfahren sind das autogene Brennschneiden, das Plasma- sowie das
Laserstrahlschneiden. Dabei führen die Schneidprozesse in Bezug auf die resultierende Oberflächenrauheit,
Verzug, Rechtwinkligkeit und Eckengeometrie zu unterschiedlichen Schnittkantenqualitäten. Diese Faktoren
beeinflussen im Weiteren das Schwing- und Betriebsfestigkeitsverhalten der thermischen geschnittenen
Kanten. Bisherige Untersuchungen konnten zeigen, dass insbesondere die Eckengeometrie als
versagenskritisch zu bewerten ist. Vor diesem Hintergrund hat die vorliegende Untersuchung zum Ziel, eine
definierte Kantennachbehandlung bzw. -geometrie zu identifizieren, um das Versagen in weniger kritische
Bereiche zu verlagern und somit den Einfluss von Faktoren wie Streckgrenze und Blechdicke auf das
Ermüdungsverhalten des Materials nachzuweisen. Hierfür wurden Schwingfestigkeitsuntersuchungen mit
konstanter Amplitude bei einem Spannungsverhältnis von R = 0,1 an thermisch geschnittenen Proben mit
unterschiedlicher Kantennachbehandlung durchgeführt. Unter Verwendung der optimierten
Kantennachbehandlung erfolgten Versuche unter Variation der Werkstofffestigkeit und Blechdicke. Es konnte
gezeigt werden, dass durch den Einsatz einer geeigneten Kantennachbehandlung werkstoffabhängige Effekte
auf das Ermüdungsverhalten differenziert werden können.
1 Einleitung
Der Einfluss des Schneidverfahrens auf die Schwingfestigkeit thermisch geschnittener Stähle wird in der
Literatur häufig betrachtet. Berücksichtigt werden dabei einerseits der Einfluss von Materialien mit
unterschiedlichen Streckgrenzen sowie andererseits die zugrundeliegenden Schneidparameter wie z. B.
Schneidverfahren, Prozessgeschwindigkeit und Schutzgas. Diese Faktoren nehmen direkten Einfluss auf die
resultierende Schnittqualität und müssen bei deren Bewertung nach DIN EN ISO 9013 zum thermisches
Schneiden berücksichtigt werden [1]. Neben den normativen Bewertungsgrundlagen der Schnittqualität
(Rauheit, Rechtwinkligkeit) und deren Auswirkungen auf die Schwingfestigkeitseigenschaften, stellt die
Nachbehandlung der Kante zwischen Blechoberfläche und Schnittfläche einen relevanten Faktor auf das
Schwingfestigkeitsverhalten dar, der in bisherigen Untersuchungen nur unzureichend betrachtet wurde. Bei
der Betrachtung der kritischen Spannungskonzentrationspunkte an thermischen Schnittkanten, also den Orten
der Rissinitiierung, geht hervor, dass die meisten Risse an der Kante zwischen Blechoberfläche und
Schnittfläche beginnen, da es sich hier um einen Spannungskonzentrationspunkt handelt [2–5]. Entsprechend
liegt den Untersuchungen die Hypothese zugrunde, dass durch die Kantennachbehandlung eine Steigerung
der Schwingfestigkeit thermischer Schnittkanten ermöglicht wird und somit das Potential höherfester
Werkstoffe genutzt werden kann [4, 6]. Die hier vorgestellten Arbeiten wurden im Rahmen eines AVIFgeförderten
Vorhabens von der TU Hamburg und TU Braunschweig gemeinsam durchgeführt.
2 Stand der Technik
2.1 Einfluss der Nachbehandlungen auf die Schwingfestigkeit
Im Vorfeld der experimentellen Arbeiten wurden die Schwingfestigkeitsuntersuchungen aus verschiedenen
Literaturquellen zusammengestellt und in Bild 1 vergleichend zusammengefasst [2–4, 7]. Ergänzend sind in
Tabelle 1 die zugehörigen Informationen bezüglich Schneidverfahren, Probendicken und Werkstoff dargestellt.
Die Proben wurden mittels autogenem Brennschneiden, Plasma- und Laserstrahlschneiden hergestellt, die
Blechdicken variieren von 8–50 mm und die Streckgrenzen der verwendeten Werkstoffe von 355–960 MPa.
In der Literatur finden sich diverse Informationen und Daten zur Schwingfestigkeit thermisch geschnittener
Kanten in Abhängigkeit von Material, Probendicke und Schnittverfahren. Um die große Zahl an Informationen
zu verfeinern, zeigt die Abbildung 1 die Schwingfestigkeitsergebnisse, wobei nur die nominelle Streckgrenze
des Werkstoffes berücksichtigt wird. Durch die Gegenüberstellung der Daten fällt auf, dass kein eindeutiger
Zuwachs in der Schwingfestigkeit durch höher- und hochfeste Stähle erkennbar ist.
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