1 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung Anlass für den Forschungsantrag... 1

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1 Inhaltsverzeichnis 1 Inhaltsverzeichnis 1 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung Anlass für den Forschungsantrag Beschreibung der Ausgangssituation Stand der Forschung Schweißproblematik bei Aluminium-Druckguss Schweißverfahren für Aluminium-Druckguss FSW-Schweißen von Aluminium-Druckguss Forschungsziel und Lösungsweg Ergebnisse der Versuchsreihen Gießen der Versuchsplatten (AP 1, AP 2) Eingesetzte Versuchswerkstoffe Eingesetzte Systemtechnik für die FSW-Schweißversuche CNC-Bearbeitungszentrum: Heller MCH Robotersystem FSW-Werkzeuge FSW-Parameteridentifikation anhand der gegossenen Platten Vorgehensweise Auswertemethoden Ergebnisse Trennmitteleinfluss (AP4) Durchstrahlungsprüfung ESMA-Analyse der Kohlenstoffbelegung Zugversuche Querschliffe und UCI-Härteprüfung Dauerschwingversuche Legierungseinfluss (AP 4) Zugversuche Gefügebilder und UCI-Härtemessung ESMA-Analyse der Elementverteilung im Gefüge Spaltüberbrückbarkeit und Kantenversatz (AP 5) Einfluss von Spalten...42

2 Inhaltsverzeichnis Kantenversatz Einfluss der Gussqualität des Ausgangswerkstoffes auf die Schweißnaht (AP 6) Einfluss der Wärmebehandlung (AP 7) Vergleich mit anderen Schweißverfahren (AP 8) Fertigungstechnische Umsetzung an Serienbauteilen und Beurteilung der Qualität (AP 9, AP 10) Wärmetauscher-Halbschalen Narkosemitteltank Gussgehäuse mit eingeschweißtem Deckel Konstruktionsrichtlinien (AP 11) Zusammenfassung und Ausblick Verwendung der Zuwendungen Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Bedeutung der Forschungsergebnisse für kmu Beabsichtigter Transfer der angestrebten Forschungsergebnisse Durchführende Forschungsstellen Danksagung Anhang Literaturverzeichnis

3 Zusammenfassung 3 Zusammenfassung Ziel des vorliegenden Forschungsvorhabens war es, das FSW als Verfahren zum prozesssicheren Fügen von Aluminium-Druckguss-Komponenten zu qualifizieren. Im Fokus dabei stand die Umsetzung des Prozesses mit konventioneller Anlagentechnik, die bei den überwiegend kleinen und mittelständischen Gießereien ohnehin vorhanden ist. Im Folgenden sind die wichtigsten Einzelergebnisse der Forschungsvorhabens zusammengefasst und einer Bewertung unterzogen worden. Im Zuge der Ermittlung robuster Prozessparameter für die Legierungen EN AC-AlSi9Cu3(Fe), EN AC-AlSi9Mn und EN AC-AlSi10MnMg und Plattendicken von 2 bis 6 mm konnte festgestellt werden, dass mit einem Verhältnis von Drehzahl zu Vorschubgeschwindigkeit von 2 U/mm n/v 3 U/mm unabhängig vom Regelungsmodus qualitativ hochwertige FSW- Stumpfstoßverbindungen herstellbar sind. Ein Einfluss von wassermischbaren Trennstoffen auf die statischen und dynamischen Kennwerte einer optimalen FSW-Naht war nicht festzustellen. Zugfestigkeit und Dehngrenze weichen in den FSW-Nähten bei den untersuchten Legierungen im Zustand F nur geringfügig von den Werten der Grundwerkstoffe ab. Die Bruchdehnung ist dagegen stets geringer, da sich in allen Legierungen spröde Mischphasen, die durch den Prozess nicht zerkleinert werden, negativ auswirken. Bei den 2 mm dicken Platten wurde eine Spaltüberbrückbarkeit von ca. 70 % erreicht, bei den 4 mm dicken Platten eine von 15 bis 20 %. Das überbrückbare Spaltvolumen für beide Plattendicken ist etwa gleich groß. Ein Kantenversatz bis 0,5 mm kann ohne Prozessanpassungen ausgeglichen werden. Für Kantenversätze bis zu 2 mm ist eine seitliche Anstellung des Werkzeugs von 3 bis 7 erforderlich, um den Anstieg der Anpresskraft und der Gratbildung zu reduzieren. Bei den Untersuchungen zum Einfluss der Gussqualität wurde festgestellt, dass Volumenfehler bis zu einem Durchmesser von etwa 2,5 mm geschlossen werden können. Ein größeres n/v-verhältnis wirkt sich dabei positiv auf die Fehlerkompensierbarkeit aus. Zugfestigkeit und Dehngrenze der exemplarisch untersuchten Legierung AC-AlSi10MnMg weichen in den FSW-Nähten im Zustand T7 vor dem Schweißprozess nur geringfügig von den Werten der Grundwerkstoffe ab. Bei der T7-Wärmebehandlung nach dem Schweißprozess kommt es dagegen zu einem drastischen Abfall aller Kennwerte, sodass diese Prozessfolge nicht empfohlen werden kann. Beim Fügen von Serienbauteilen ist zwingend eine FSW-gerechte Konstruktion mit ausreichender Nahtabstützung, sowohl unterhalb als auch seitlich, erforderlich. Ferner ist der bauteilspezifische Wärmehaushalt zu berücksichtigen. Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens konnten Aluminium-Druckguss-Komponenten mithilfe des FSW-Verfahrens prozesssicher auf einem konventionellen CNC-Fräsbearbeitungszentrum oder mit einem Schwerlastroboter gefügt werden. Somit ist eine kostengünstige Integration des FSW als innovative Fügetechnologie in bestehende Fertigungsketten gewährleistet. Das Ziel des Forschungsvorhabens wurde somit vollständig erreicht.

4 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung 1 1 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung 1.1 Anlass für den Forschungsantrag Der Trend zum Leichtbau ist in allen Bereichen der Verkehrstechnik nach wie vor aktuell und im Fokus der Entwicklungen steht bei den metallischen Werkstoffen neben Stahl die innovative Implementierung von Aluminiumkomponenten. Durch den Einsatz dieses Leichtmetalls kann aufgrund der geringen Dichte eine Reduzierung der Fahrzeugmasse und damit eine Senkung des Kraftstoffverbrauchs sowie der Abgasemissionen erreicht werden. Neben Blechen und Strangpresselementen hat insbesondere der Anteil an Aluminium- Gusslegierungen deutlich zugenommen. Besonders das Druckgießen stellt für die hochproduktive Fertigung endkonturnaher, komplexer und dünnwandiger Leichtbauteile aus Aluminiumlegierungen ein Verfahren dar, dessen Vorteile bei gleicher Wirtschaftlichkeit mit keinem anderen Fertigungsverfahren erreichbar sind. Der Anteil von Motor- und Getriebeteilen, die im Druckgießverfahren hergestellt werden, macht mittlerweile 34 % der in Deutschland gefertigten Druckgusskomponenten aus. Weitere 24 % werden für den Fahrwerks- und den Karosseriebau verwendet. Unterstützt durch die günstigen Eigenschaften, die gute Verarbeitbarkeit, die im Vergleich zu vielen anderen Leichtmetallen geringen Kosten sowie die gute Wiederverwertbarkeit von Aluminiumguss ist auch in Zukunft ein zunehmender Einsatz dieser Werkstoffgruppe zu erwarten. Aktuell wird bei einem großen deutschen Automobilbauer eine große hauseigene Gießerei für Strukturbauteile aufgebaut /1/. Neben der Anwendung im Automobilbau werden insbesondere in den kmu zunehmend Produkte entwickelt, bei denen auch bei kleineren Stückzahlen wirtschaftliche Vorteile durch das produktive Druckgießverfahren gegeben sind. Dazu gehören Sicherheitskomponenten für die Medizintechnik, Bauteile für die Optik und z. B. Hochleistungsteile für die Mess- und Regeltechnik. Die Produktentwicklung erfolgt im Allgemeinen in enger Kooperation zwischen dem Anwender und dem Gießer, wobei benötigte Fügeoperationen in den kleinen und mittelständischen Unternehmen über zusätzliche externe Anbieter erfolgen. An dieser Schnittstelle ergeben sich beim überwiegend eingesetzten Schmelzschweißen der Druckgusskomponenten eine Vielzahl von Problemen, wobei im Folgenden nur die wichtigsten Punkte genannt sind: Die Qualität einer Schweißnaht und insbesondere der Porengehalt stehen in direktem Zusammenhang mit der Gussteilqualität. Schweißbarer Druckguss mit der Anforderung von z. B. Druckdichtigkeit der Naht oder Porenfreiheit in dekorativen Bereichen der Nahtoberfläche erfordert eine kostenintensive Optimierung des Gießprozesses. Darüber hinaus ist die Wahl des Schweißverfahrens und der Prozessparameter ebenso kritisch. Der geforderte geringe Verzug der Bauteile beim Schweißen steht im Widerspruch zu der hohen Wärmeeinbringung, die zur Entgasung des Schmelzbades und zur damit verbundenen Minimierung des Porengehaltes nötig ist.

5 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung 2 Bei den geforderten Qualitätsstandards und Gewährleistungen ergeben sich bei Reklamationen zwangsläufig Fragen nach der Zuständigkeit und der Haftung. Ein innovativer Ansatz zur Lösung dieser Probleme besteht in der Integration eines Fügeverfahrens in die interne Fertigungskette der Druckgießbetriebe, das auch bei nicht kostenintensiv optimierten Bauteilen porenarme Nähte liefert. In diesem Zusammenhang bietet das Rührreibschweißen (engl.: Friction Stir Welding FSW) eine vielversprechende Möglichkeit zur kostengünstigen Herstellung hochwertige Schweißverbindungen. Als Anlagentechnik kommen dabei CNC-Fräsbearbeitungszentren zum Einsatz, die in den Druckgießereien für die spanende Bearbeitung der Gussbauteile verwendet werden. Neben einem erheblichen Kostenvorteil resultiert aus dieser neuen Prozesskette die Möglichkeit, neue, komplexe Geometrien mit Gussbauteilen zu realisieren und die Gießkosten zu senken. Große Bauteile, die gießtechnisch nur aufwändig herzustellen sind, können in kleinere Komponenten geteilt werden und im nachfolgenden Fügeprozess zum Endprodukt weiter verarbeitet werden. Dies gibt kleinen Gießereien, die nicht über die großen, teuren Anlagen zur Herstellung großer Bauteile verfügen, zusätzlich die Möglichkeit, neue Marktsegmente zu gewinnen. 1.2 Beschreibung der Ausgangssituation Viele der überwiegend mittelständischen Druckgießereien stehen unter einem starken Kostendruck, der sie in zunehmendem Maße zwingt, die Wertschöpfungskette bei der Herstellung ihrer Bauteile zu erweitern und damit die erzielbaren Deckungsbeiträge zu erhöhen. Sie entwickeln sich daher in den letzten Jahren verstärkt zu Systemlieferanten, die durch spanende Bearbeitung und durch externe Schweißarbeiten fertige Komponenten produzieren. Das Schweißen von Aluminium-Druckguss, um z. B. Profile anzubinden oder auch gießtechnisch nicht darstellbare Geometrien zu erreichen, wird dagegen ausschließlich in externen Job-Shops ausgeführt oder, falls möglich, gänzlich vermieden. Bedingt durch den Einsatz von Formtrennmitteln, in Kombination mit der starken Änderung der Wasserstofflöslichkeit beim Erstarren der Gussschmelze, neigen Aluminium- Druckgussbauteile beim Schmelzschweißen zu ausgeprägter Porenbildung in der Fügezone. Die Schweißeignung von Aluminiumguss wird neben der Legierungszusammensetzung somit auch stark durch den Gießprozess und die Wahl des Schweißverfahrens bestimmt. Damit Aluminiumguss prozesssicher in der Fertigung geschweißt werden kann, sind deshalb kostenintensive Optimierungen des Gießprozesses sowie des Trennmittelauftrages unumgänglich. Ausgehend von diesen Einschränkungen beim Fügen von Druckgussteilen aus Aluminium erscheint es zweckmäßig, ein Schweißverfahren anzuwenden, das die beschriebenen Nachteile der gängigen Schmelzschweißverfahren umgeht. Bei einem vorteilhaften Schweißverfahren sollte deshalb die Verbindung mit vergleichsweise geringem Wärmeeintrag unterhalb der Schmelztemperatur erfolgen. Als viel versprechende Möglichkeit bietet sich hier das FSW an. Das Verfahren wurde 1991 erfunden /2/ und bezeichnet eine Abwandlung des Reibschweißens, bei der die Reibwärme mit einem verschleißfesten, rotierenden Werkzeug erzeugt wird. Es können vor allem Stumpf- sowie Überlappstöße

6 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung 3 realisiert werden. Bei einer genaueren Betrachtung des Verfahrens ähnelt das FSW einem Extrusionsprozess, d.h. die Verbindung entsteht unter hohen Druckspannungen und starker Verformung unterhalb der Schmelztemperatur. Aus diesem Grund bildet sich ein sehr feinkörniges und porenfreies Gefüge in der Fügezone aus. Beim Schweißen von Strangpress- und Walzerzeugnissen aus Aluminium können mit diesem Fügeverfahren exzellente Nahteigenschaften erreicht werden, die zum Teil erheblich über denen bekannter Schmelzschweißverfahren liegen /3/. In Vorbereitung der Antragstellung zum Forschungsvorhaben wurden intensive Gespräche mit der Pierburg GmbH, die zu der Zeit als einzige Gießerei das FSW im Hause zum Fügen von Abgaskühlern anwendet, und der Riftec GmbH, die das industrielle Fügen von Bauteilen mit dem FSW-Verfahren bauteilbezogen entwickelt und anwendet, geführt. Die wichtigsten Punkte zum aktuellen Stand der Entwicklung und auch die sich ergebenen offenen Fragen sind im Folgenden kurz aufgeführt: Eine prozesssichere Fertigung kann nur durch kostenintensive Optimierungen der gesamten Verfahrensschritte (Formauslegung (geschweißt wird ausschließlich in Bereichen mit hoher Gussqualität), Waschen der Bauteile, spanende Nahtvorbereitung und eine sorgfältiges Spannen, was einen annähernden Nullspalt garantiert) erreicht werden. Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten besteht aber der Anspruch, das FSW ohne spanende Bearbeitung durchzuführen. Die damit verbundene Spaltüberbrückbarkeit bestimmt jedoch auch die erreichbaren Schweißgeschwindigkeiten und den Anstellwinkel des Schweißwerkzeugs, so dass hier Forschungsbedarf vorliegt. Kritisch ist auch die Änderung der Bauteilgeometrie durch den stets auftretenden Formenverschleiß. Die üblichen Si-Gehalte der vergossenen Legierungen liegen bei 8 % bis 9 % und sind damit untereutektisch. Sie können daher nur in einem engen Prozessfenster gefügt werden, wenn die Gefahr, in den schmelzflüssigen Zustand mit den entsprechenden Folgen zu kommen, vermieden werden soll. Daher besteht auch im Hinblick auf die Legierungszusammensetzung Forschungsbedarf. Aufgrund der Ausbildung einer Gusshaut und der im Guss meist vorliegenden Vorerstarrungen kann es beim FSW zu Bindefehlern in der Naht kommen. Auch diese Fehler sind abhängig von der Schweißgeschwindigkeit und machen sich in vielen Fällen erst bei einer dynamischen Belastung des Bauteils bemerkbar. Die Gussqualität ist also ein wichtiger Faktor und der Einfluss auf die Prozessstabilität ist noch nicht untersucht worden. Dazu gehört auch der Einfluss der Trennstoffzusammensetzung, die über die Filmbildung direkt den Aufbau und die Dicke der Gusshaut sowie die Rückstände auf der Oberfläche beeinflusst. Beim Fügen von Hohlstrukturen ist in der Regel keine Innenabstützung zum Aufnehmen der Prozesskräfte vorhanden. Folge davon ist ein Verzug der Bauteile, so dass im Vorfeld immer eine FSW-gerechte Konstruktion notwendig ist. Insbesondere bei einer Umsetzung der Ergebnisse in kmu ist dieser Punkt zu beachten.

7 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung 4 Für Mischverbindungen ist die Frage einer möglichen Kontaktkorrosion noch nicht hinreichend geklärt. Da das FSW auch durch entsprechend ausgelegte Fräsmaschinen, Bearbeitungszentren und Schwerlastroboter erfolgen kann, ist eine Qualifizierung des FSW für das Fügen von Aluminium-Druckguss von besonderem Interesse. Durch die Integration von FSW in vorhandene Fertigungslinien können Bauteile in einer Aufspannung zerspant und prozesssicher gefügt werden, was somit erhebliche Potenziale zur Wirtschaftlichkeitssteigerung bei der Herstellung hochwertiger Bauteilkomponenten aus Aluminium- Druckguss bietet. Roboter eignen sich besonders zur Fertigung komplexer Nahtgeometrien, die bei gusstechnischen Konstruktionen häufig anzutreffen sind.

8 Stand der Forschung 5 2 Stand der Forschung 2.1 Schweißproblematik bei Aluminium-Druckguss Komponenten aus Aluminium-Druckguss werden überwiegend über mechanische Fügeverbindungen, wie das Schrauben, zu Systemeinheiten verbaut. Ein wesentlich geringerer Teil wird schweißtechnisch verarbeitet, da man aufgrund der bekannten Porenproblematik diese Fügetechnologie, wenn möglich, vermeidet. Das Schmelzschweißen von Aluminium-Druckgussbauteilen ist in zahlreichen Forschungsprojekten /4/5/6/7/ und Dissertationen /8/9/10/11/12/ behandelt worden. Die Untersuchungen der verschiedenen Projekte ergaben, dass die Schweißeignung von Druckgussteilen neben dem Gehalt an Stickstoff, der in der Regel die Folge von Lufteinschlüssen während der Formfüllung ist, und dem Gehalt an Kohlenstoff, der auf Rückstände aus Kolbenschmier- und Formtrennstoffen zurückzuführen ist, vor allem der Wasserstoffgehalt maßgeblich ist. Bei einer differenzierten Betrachtung der gesamten Prozesskette des Druckgießens von Aluminium gibt es eine Vielzahl von Begasungsquellen, die für einen Eintrag von gelöstem oder in Form von Hydriden gebundenem Wasserstoff verantwortlich sind. Aus diesem Grunde ist es notwendig, über die gesamte Prozesskette die Begasungsquellen zu minimieren Begasungsquellen (s. Abbildung 1). im Druckgießprozess Masseln Wasser Schmutz Einschlüsse Schmelzofen feuchte Gase feuchte Umgebung Gas/Ölheizung Dosierofen feuchte Spülgase Schöpfvorgang feuchte Dosierluft Turbulenzen beim Umfüllen Kontakt mit Atmosphäre Gießbüchse Form Bauteil Lufteinschluss durch Kolbenvorlauf Ablagerungen durch Kolbenschmierstoff Crackprodukte von Trennstoffen feuchte Luft in der Kavität gelöste Gase Metallhydride Trennstoffreste Abbildung 1: Begasungsquellen in der Prozesskette der Herstellung von Aluminium-Druckguss /13/ Dr.-Ing. H.Pries Druckguss-Seminar 3 Institut für Füge- und Schweißtechnik Bereits die Oberflächen der angelieferten Masseln aus Aluminium sind in der Regel verunreinigt und können über die Feuchtigkeit und die Verschmutzungen Wasserstoff in die Schmelze eintragen. Bei den Schöpfvorgängen aus Schmelzofen und Dosierofen kann die Schmelze mit den Umgebungsgasen reagieren. Im Bereich der Gießmaschine bewirkt die schnelle Formfüllung Turbulenzen in der einströmenden Schmelze, die intensiv mit den im Formhohlraum befindlichen Gasen wie Luft, Feuchtigkeit und Trennmitteldämpfen reagiert.

9 Stand der Forschung 6 Auch der Kolbenschmierstoff, der im Allgemeinen großzügig und überdosiert aufgetragen wird, führt zu einer Erhöhung des Wasserstoffgehalts der Schmelze. Die größte Wasserstoffaufnahme geschieht daher zu dem Zeitpunkt im Druckgießprozess, an dem die flüssige Aluminiumlegierung mit dem Formtrennstoff, dem Kolbenschmierstoff und der Restfeuchtigkeit in der Kavität in Verbindung kommt, Wasser aufgespalten wird und somit den Wasserstoff freisetzt. Welcher Anteil des Wasserstoffgehalts in Poren diffusibel oder als Hydrid vorliegt, hängt in erster Linie vom Temperaturverlauf ab, dem das Aluminium beim Schmelzen und Gießen unterlag, aber auch von den Strömungs- und den Druckverläufen, denen die Schmelze beim Druckgießprozess selbst und schon vorher bei der Schmelzeherstellung und -dosierung ausgesetzt war. Ein zusätzliches Problem ist die Löslichkeit von Wasserstoff in Aluminium, welche beim Liquidus-Solidus-Übergangssprung von ca. 1 cm³/100 g auf ca. 0,05 cm³/100 g abnimmt, was dem Faktor 20 entspricht /14/ (s. Abbildung 2). Hierdurch liegt zwangsgelöster Wasserstoff in Form von Poren in den Bauteilen vor, welche durch den hohen Druck beim Gießprozess stark komprimiert sind und einen Innendruck von mehreren hundert Bar aufweisen. Abbildung 2: Wasserstofflöslichkeit von Aluminium in schmelzflüssigem und festen Zustand /14/ Für die Festigkeits- und Dehnungseigenschaften sowie für das optische Erscheinungsbild (Oberflächenblasen) ist nicht der gesamte Wasserstoffgehalt entscheidend, sondern nur der Anteil an Lunkern oder Poren im Druckgussbauteil. Die Schweißeignung hingegen wird vom gesamten Wasserstoffgehalt beeinflusst. Insbesondere der zwangsgelöste oder in Hydriden gebundene Wasserstoff im Bauteil diffundiert bei der Wiedererwärmung durch den Schweißprozess in Richtung des Schmelzbades und führt zu einer Porosität der Schweißnaht /10/15/. Beim Schweißen vergrößert sich das Porenvolumen durch die erhöhte Temperatur und den vorliegenden Atmosphären-Druck. Wird nicht für eine ausreichende Schmelzbadentgasung gesorgt, treten erhöhte Porositäten in der Schweißnaht auf. Die Entgasung kann durch viele

10 Stand der Forschung 7 Faktoren negativ beeinflusst werden, wie z. B. durch Schlackebildung an der Schweißbadoberfläche, durch Crackprodukte oder durch eine zu hohe Schweißgeschwindigkeit /8/9/. Die Menge des sich im Druckguss befindlichen Wasserstoffs hängt auch von der Legierungszusammensetzung ab, da die Legierungselemente eine unterschiedliche Neigung zur Hydridbildung besitzen. Die Wasserstoffaufnahmekapazität von hydridbildenden Metallen ist deutlich größer als die von Metallen, die kein Hydrid ausbilden und den Wasserstoff nur lösen. So kann z. B. Magnesium 7,66 Gewichts-% Wasserstoff aufnehmen. Zudem steigt die Wasserstoffaufnahmekapazität mit steigender Temperatur im Falle einer Wasserstofflösung im Metall, während sie bei einem Hydridbildner mit steigender Temperatur sinkt. Liegen keine reinen Stoffe sondern Legierungen vor, ist die Beschreibung ihres Verhaltens gegenüber Wasserstoff wesentlich komplizierter. Wiesner /10/ zeigte, dass das Verhalten einer Legierung nicht gleich der Summe des Verhaltens seiner Legierungselemente ist. In diesem Zusammenhang ist zu beachten, dass für die Bildung von Wasserstoff aus dem Hydrid bzw. umgekehrt eine gewisse Zeit in Anspruch genommen wird. Beim Schweißen können sich somit Unterschiede zwischen den verschiedenen Verfahren aufgrund variierender Aufheiz- und Abkühlgeschwindigkeiten ergeben. Wegen seines herstellungsbedingten Gasgehaltes gilt Aluminiumdruckguss daher allgemein nur als bedingt schweißgeeignet /10/. Es ist heute möglich, in der Großserie schweißgeeigneten Druckguss mit einer Porosität der Schweißnaht, die kleiner als 5% ist, zu fertigen. Voraussetzung ist eine optimierte Prozesskette, die alle Begasungsquellen soweit wie möglich minimiert. Dazu gehört zum Beispiel eine Schmelzebehandlung, der Transport unter Schutzgas, eine Schmelzespülung, die Anschnittgestaltung der Form, angepasste Gießparameter, das Gießen unter Vakuum sowie die Vermeidung eines übermäßigen Trennstoffeintrages. Auch die Trennstoffzusammensetzung hat einen Einfluss, wie eigene Forschungsarbeiten des ifs gezeigt haben / 16 /. Die prozesssichere Herstellung porenarmer Nähte, die den bauteil-spezifischen Anforderungen genügen, erfordert daher sowohl eine kostenintensive Optimierung der gesamten Gießprozesskette wie auch die Auswahl eines geeigneten Schweißverfahrens. 2.2 Schweißverfahren für Aluminium-Druckguss In der Abbildung 3 ist der aktuelle Stand der Technik für Schweißverfahren für Aluminium- Druckgussbauteile dargestellt. Grundsätzlich sind zum Fügen von Aluminium-Druckguss- Bauteilen sowohl Press- als auch Schmelzschweißverfahren einsetzbar. Vorteilhaft bei Pressschweißverfahren sind der vorherrschende hohe Druck und das Vermeiden einer schmelzflüssigen Phase, wodurch eine Porenbildung unterdrückt wird und der Wasserstoffgehalt des Druckgussbauteils somit von untergeordneter Bedeutung ist.

11 Stand der Forschung 8 Abbildung 3: Schweißverfahren für Aluminium-Druckguss Einschränkend auf das Anwendungsspektrum wirkt sich allerdings die Geometrie aus, denn beim Reibschweißen beispielsweise müssen die Bauteile im Schweißnahtbereich rotationssymmetrisch sein und beim FSW müssen sie die hohen Spannkräfte aufnehmen können. Die Metall-Inertgas- (MIG-)- und Wolfram-Inertgas (WIG-)-Schweißverfahren liefern bei gasreduzierten Aluminium-Druckgussteilen porenarme Schweißnähte, wobei der Wasserstoffgehalt des Werkstoffs auf mindestens 7 ml/100 g reduziert sein muss. Entsprechende Gussstücke lassen sich durch modifizierte Druckgießverfahren und sparsame Dosierung von Trennmitteln herstellen, was allerdings einen erhöhten Herstellungsaufwand verursacht und nicht immer wirtschaftlich umsetzbar ist /9/. Je geringer die Schweißgeschwindigkeit ist, desto besser kann das Schmelzbad entgasen. Durch die Verwendung eines Impulsschweißstroms kann das Schmelzbad in Schwingungen versetzt und eine aktive Entgasung bewirkt werden. Das Wolfram-Plasma-Lichtbogen-Schweißen (WPL) mit plusgepolter Elektrode bietet den Vorteil, dass im Vergleich zum WIG-Schweißen mit geringerem Schweißstrom schmalere Nähte mit geringerer Porosität bei hohen Schweißgeschwindigkeiten erzielt werden können /17/. Trotz der Verfahrensvarianten und der ausgereiften Technik der geschilderten Lichtbogenverfahren sind sie für die Anwendung bei dünnwandigen Bauteilen aus Aluminium-Druckguss aufgrund der Verzugsproblematik nur bedingt geeignet. Im Automobilbau wird daher verstärkt dazu übergegangen, Druckguss- Komponenten mit sogenannten kalten Schweißverfahren zu fügen. Das MIG- oder MAG- Lichtbogenschweißen stellt nach /18/ eine qualitativ hochwertige und wirtschaftliche Lösung im Fahrwerksbereich dar. Als Vorteile werden eine reduzierte, dosierbare Einbrandtiefe, die gute Spaltüberbrückbarkeit, die hohe Schweißgeschwindigkeit und eine hohe Schweißqualität ohne Rückzug bei dünnen Wandstärken genannt. In der Serienanwendung werden bei Überlappstößen Porengehalte von 4 bis 8 % in Abhängigkeit der Oberflächenvorbereitung erreicht.

12 Stand der Forschung 9 Grundsätzlich sind Strahlschweißverfahren den konventionellen Lichtbogen- Schweißverfahren im Hinblick auf den geringeren Bauteilverzug aufgrund der konzentrierten Wärmeeinbringung vorzuziehen. Außerdem sind die Strahlschweißverfahren in der Serienfertigung wirtschaftlicher als die Lichtbogenverfahren. Jedoch können beim Laserstrahlschweißen von duktilen Aluminium-Druckgusslegierungen hohe Porositäten und Durchschüsse auftreten /19/. Das Laserstrahlschweißen von Aluminiumwerkstoffen erfordert wegen der schwierigen Energieeinkopplung infolge des hohen Reflexionsvermögens eine hinreichend große Strahlintensität. Diese ermöglicht die Bildung einer Dampfkapillare, bewirkt aber auch eine starke Plasmaentwicklung und damit ein unruhiges Verhalten des Schweißprozesses. Zusätzlich zu den oben aufgeführten Schweißverfahren stellt die Laser-Hybrid-Technik eine weitere interessante Variante dar, deren Eignung für Aluminium-Druckguss ähnlich wie die der Schutzgasverfahren einzuschätzen ist /20/. Der Verzug bei diesen Verfahren ist aber im Vergleich zu anderen Strahlschweißverfahren deutlich größer. Zum Laserstrahlschweißen und Lichtbogenschweißen von Aluminium-Druckguss wird weiterhin in /21/ berichtet, dass die Temperatur an der Fügestelle sowie die Zeit, die die Fügestelle hohen Temperaturen ausgesetzt ist, möglichst hoch gehalten werden muss, um eine Wasserstofffreisetzung zu gewährleisten und damit eine Porenbildung zu vermeiden. 2.3 FSW-Schweißen von Aluminium-Druckguss Nach dem heutigen Stand der Technik gibt es prozesssichere Schmelzschweißverfahren nur für gießtechnisch optimierten Druckguss. Pressschweißverfahren eignen sich dagegen wesentlich besser, da beim Schweißen durch den hohen Druck eine Porenbildung behindert wird und somit geringe Anforderungen an die Gasarmut der Bauteile bestehen. Sie weisen aber erhebliche Beschränkungen bezüglich der zu fügenden Geometrie auf. Hier bietet sich das FSW aufgrund seiner besonderen Charakteristik als eine viel versprechende Technologie zum Fügen von Gussbauteilen an. Ähnlich dem konventionellen Reibschweißen wird auch beim FSW die Fügeverbindung unter Einfluss von hohem Druck und starker Verformung unterhalb der Soliduslinie, also in der festen Phase, gebildet. Aufgrund des besonderen Prozessablaufes ist das Rührreibschweißen eher mit den warmumformenden Verfahren, wie z. B. dem Schmieden oder dem Strangpressen /22/, verwandt. Aus diesem Grund unterscheiden sich auch die Nahteigenschaften von denen gängiger Schmelzschweißverfahren / 23 / 24 /. Besonders auffällig ist, dass sich im Bereich der Fügezone, in dem die Fügepartner starker Verformung und hohem Druck ausgesetzt sind, ein feinkörniges Schmiedegefüge, das so genannte Nugget, ausbildet /25/. Ausgehend von der engen Beziehung zu den warmumformenden Verfahren wurde das FSW erstmals industriell an Strangpressprofilen der 6xxx-Serie im Schiffs- und Schienenfahrzeugbau /26/27/28/ angewandt, sowie in neuerer Zeit auch in der Luftfahrt /29/30/. Die Gründe für den Einsatz von FSW liegen in der hohen Nahtgüte und dem durch den geringen Wärmeeintrag reduzierten Bauteilverzug. Weitere Einsatzbereiche bilden innerhalb der Luft-

13 Stand der Forschung 10 und Raumfahrt schwer schweißbare Al-Legierungen der Serien 2xxx und 7xxx. Im Gegensatz zu vielen Schmelzschweißverfahren zeigen diese Legierungen beim FSW nicht die bekannte Neigung zur Heißrissbildung. Auf dem Gebiet des Aluminiumgusses wurden bereits viele Arbeiten veröffentlicht. In der Veröffentlichung von Kallee / 31 / wird erstmals die grundsätzliche Herstellbarkeit einer Mischverbindung zwischen einem Walzerzeugnis und einem Gussteil aus Aluminium aufgeführt. In den Arbeiten von Luan u. a. /32/ wurden vielversprechende Ergebnisse zum Fügen von Aluminiumguss mittels FSW vorgestellt. In systematischen Versuchen wurden hier Schweißungen an der Gusslegierung ZL114A (vergleichbar mit EN AC-Al Si7Mg0,6) durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen, dass beim Fügen dieser Legierung mittels FSW, im Gegensatz zum WIG-Schweißen, keine Porositäten und auch keine Heißrisse auftreten. Weiterhin fällt der Verzug im Vergleich zum WIG-Schweißen beim FSW deutlich geringer aus. Nach der Optimierung der Schweißparameter konnten Zugfestigkeiten bis maximal 95 % des Wertes des Grundwerkstoffes im geschweißten Zustand und mit einer nachfolgenden Wärmebehandlung (T6) sogar 100 % der Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs erreicht werden. Auch van Haver / 33/ untersucht die mechanischen Verbindungseigenschaften FSW geschweißter Aluminiumplatten der Legierung AC Neben den bereits erwähnten Verbesserungen der mechanischen Kennwerte durch den kornfeinenden Effekt werden hier auch die Auswirkungen von Spalten bis 20 % der Werkstückdicke auf die Nahtausbildung und die mechanischen Verbindungseigenschaften beschrieben. Für Schweißanlagen, bei denen das Werkzeug positionsgesteuert geführt wird, wird zur Steigerung der Spaltüberbrückbarkeit eine erhöhte Werkzeugeintauchtiefe vorgeschlagen. Die Auswirkung der Prozessparameter auf die generelle Nahtausbildung wurde von Kim /34/ untersucht. Je nach Wahl der Schweißparameter wurden hier drei unterschiedliche Nahtmerkmals- und Nahtfehlerarten klassifiziert und damit zugleich Empfehlungen für eine Optimierung der Schweißparameter abgegeben. Die Herstellbarkeit von Mischverbindungen aus Aluminiumguss mit Aluminiumwalz- und Strangpresserzeugnissen wurde ebenfalls bereits erfolgreich gezeigt /35/. Neben den bereits genannten Quellen zum Schweißen von Aluminiumguss existieren weitere Arbeiten, die sich mit dem so genannten Friction Stir Processing (FSP) beschäftigen. FSP ist eine Modifikation des FSW, bei der nicht das Fügen der Bauteile im Vordergrund steht. Mit Hilfe des FSP-Prozesses wird versucht, das vorhandene Bauteilgefüge zu modifizieren, d. h. gezielt ein feinkörniges und porenfreies Gefüge herzustellen. Diese Art der Gefügemodifikation wird z. B. von Fuller /36/ zur Verbesserung der Nahteigenschaften von MIG-Schweißungen an den Legierungen EN AW-5083 und EN AW-5356 beschrieben. Es konnte nachgewiesen werden, dass mit Hilfe des FSP das Erstarrungsgefüge einer Schmelzschweißung in ein feinkörniges und porenfreies Gefüge umgewandelt werden kann und somit die mechanischen Eigenschaften verbessert werden können. Sharma et al. /37/ beschreiben in ihrer Arbeit die Möglichkeiten zur Beseitigung von Gießfehlern sowie die Erzeugung eines feinkörnigen und porenfreien Gefüges für die Gusslegierung A356, die ebenfalls zur Gruppe der weit verbreiteten Al Si7Mg-Legierungen gehört. Ähnliche Ergebnisse werden in weiteren Literaturstellen beschrieben /38/39/.

14 Stand der Forschung 11 Von der Firma Pierburg GmbH wird erstmalig ein Dieselabgaskühler aus Aluminiumdruckguss serienmäßig mithilfe des FSW gefügt /40/. Die Hammerer Aluminium Industries GmbH setzt das Verfahren aufgrund der hohen erreichbaren werkstofftechnischen Nahteigenschaften zum Fügen crash-relevanter Strukturbauteile, wie z. B. der B-Säule des Audi R8, ein /41/. In der Raumfahrtindustrie kommt das FSW-Verfahren beim Schweißen von Tankdomen der Legierung AA 2219 für die Ariane-5-Rakete zur Anwendung. Diese werden nach dem Fügeprozess inkrementell umgeformt, weshalb an die Schweißnaht hohe Anforderungen hinsichtlich der mechanischen Eigenschaften gestellt werden /42/. Chen et al. /43/ untersuchten anhand der Gusslegierung Al 7Si 0.6Mg den Einfluss von FSP auf die Dauerschwingfestigkeit. Diese konnte bei einem Spannungsverhältnis von R = 0 und konstanter Spannungsamplitude gegenüber den nicht FSP-behandelten Proben um den Faktor 15 verbessert werden / 44 /. entwickelten ein Modell zur Berechnung des Schweißfaktors für eine gegebene Spaltbreite in Abhängigkeit des Anstellwinkels und der Eintauchtiefe. Fasst man die Erkenntnisse der verschiedenen Arbeiten zusammen, stellt man fest, dass sich Aluminiumguss porenfrei mit reduziertem Bauteilverzug durch das Rührreibschweißen fügen lässt. Daraus kann ein sehr großes Potenzial dieses Verfahrens für das prozesssichere und qualitativ hochwertige Fügen von Aluminium-Druckguss-Bauteilen abgeleitet werden. Trotzdem liegen bisher nur ungenügende Angaben und Untersuchungen zum Einfluss des Gießverfahrens auf die erzielbare Nahtqualität vor. Die Untersuchung dieser Einflüsse ist aufgrund der Interaktion von Gieß- und Schweißprozess aber zwingend nötig.

15 Forschungsziel und Lösungsweg 12 3 Forschungsziel und Lösungsweg Gießversuche Einflussmatrix Trennstoffe Zusammensetzung Menge Legierung Legierungssysteme Si-Gehalt Bauteilgeometrie Platten Wärmetauscher Charakterisierung der Nahteigenschaften Bewertung der FSW-Nähte zu anderen Schweißverfahren Schweißversuche Einflussmatrix Schweißprozess Prozessrückwirkungen Positions- /kraftgeregelter Schweißbetrieb Bauteilparameter Fügespalt/ Kantenversatz Nahtvorbereitung Bauteilqualität, Wärmebehandlung Ziel dieses Projekts war es, mit dem Rührreibschweißen ein prozesssicheres Fügeverfahren für die Herstellung von qualitativ hochwertigen Verbindungen an Aluminium-Druckguss- Bauteilen bereitzustellen. Im Fokus der Betrachtung steht die Anwendung in kleinen und mittelständischen Unternehmen, bei denen das FSW mit Anlagen durchgeführt werden soll, die in den Betrieben meist schon vorhanden sind oder einen vergleichsweise geringen Investitionsaufwand erfordern. Als Anlagen können Fräsbearbeitungszentren oder entsprechend ausgerüstete Industrieroboter eingesetzt werden. Durch diesen Ansatz soll die Integration des FSW in bereits bestehende Fertigungsketten ermöglicht und es sollten wirtschaftliche Vorteile erreicht werden. Das qualitativ hochwertige und prozesssichere Fügen von Aluminium-Druckguss erfordert aufgrund der komplexen Wechselwirkungen zwischen dem Gieß- und FSW-Prozess eine gesamtheitliche Betrachtung der Fertigungskette. Zur Erreichung des Forschungsziels wurde daher folgender methodischer Ansatz verfolgt (s. Abbildung 4). Fertigungstechnische Umsetzung Realbauteile Wärmetauscher zwei Bauteile vom pba Eignung des FSW für 3D-Bauteile Charakterisierung der Nahteigenschaften Überprüfung der Bauteilanforderungen Übertragbarkeit Erarbeitung von Richtlinien für eine FSW-gerechte Konstruktion Erstellung von Qualitätsstandards für die Druckguss-Bauteile Anlagenspezifische Auslegungskriterien für Großserienproduktion Abbildung 4: Methodischer Ansatz Zunächst erfolgte eine Qualifizierung von FSW für Aluminium-Druckguss unter werkstoffkundlich-technologischen Gesichtspunkten. Die Einflüsse der Gussteilherstellung auf den Fügeprozess lassen sich hinsichtlich der erreichbaren Nahteigenschaften nur durch eine gezielte Variation der qualitätsrelevanten Parameter während der gesamten Prozesskette erfassen. Zur Beurteilung der mit dem FSW-Prozess erreichbaren Nahteigenschaften wurden diese mit denen von verschiedenen Schmelzschweißverfahren verglichen.

16 Forschungsziel und Lösungsweg 13 Anschließend erfolgte die prozesstechnische Qualifizierung. Dazu war die exemplarische Übertragung der grundlegenden Ergebnisse in die industrielle Anwendung in mehreren Schritten und in Zusammenarbeit mit dem pba vorgesehen, der dafür Musterbauteile zur Verfügung stellte. Ein Schwerpunkt der fertigungstechnischen Umsetzung war auch die Überprüfung der geforderten Bauteileigenschaften, wie zum Beispiel das Ermüdungsverhalten bei dynamischer Beanspruchung. Die Erarbeitung von Richtlinien, die aus diesen Versuchen abgeleitet werden, soll eine FSWgerechte Konstruktion zukünftiger Bauteile unterstützen. Wichtig ist auch die Festlegung von Qualitätsstandards, die sowohl für die Druckguss-Komponenten als auch für die Schweißnähte definiert und mit einem zu erstellenden Maßnahmenkatalog überprüfbar sein müssen. Für die erfolgreiche praktische Umsetzung an bestehenden Anlagen müssen außerdem Auslegungskriterien für die einzusetzenden Maschinen erarbeitet werden, da beim Schweißen komplexer Teile mit entsprechenden Toleranzen einfache Anlagen ohne aufwändige Prozesssteuerung schnell an ihre Belastungsgrenzen stoßen. Zum Erreichen dieser Zielsetzungen wurden im Forschungsantrag eine Vielzahl von Teilaufgaben vorgestellt, die in enger Abstimmung mit dem projektbegleitenden Ausschuss konkretisiert wurden und im Folgenden dargestellt sind: Tabelle 1: Übersicht der Arbeitspakete Antrag AP 1. Gießen von Platten aus unterschiedlichen Legierungen (ifs) Legierungen: EN AC-AlSi9Cu3(Fe) EN AC-AlSi9Mn EN AC-AlSi10MnMg Plattendicke: 2 mm 3 mm 4 mm 6 mm AP 2. Variation der Trennmittelzusammensetzung (ifs) wassermischbare Trennstoffe in variablen Zusammensetzungen Variation der Trennstoffmenge über das Mischungsverhältnis Analyse der Kontaminationen mit ESMA Quantitative, integrale Bestimmung der organischen Verunreinigungen über Heißextraktion (war nach der ESMA-Analyse auf Grund der geringen Kontamination nicht mehr zielführend) Status

17 Forschungsziel und Lösungsweg 14 AP 3. FSW-Parameteridentifikation anhand der gegossenen Platten (iwb/ifs) Ermittlung robuster Prozessparameter bei optimaler Vorbereitung der Fügestoßkanten im kraft- und positionsgeregelten Schweißbetrieb für folgende Legierungen und Plattendicken: EN AC-AlSi9Cu3 (Fe): 4 mm, 6 mm EN AC-AlSi10MnMg: 2 mm, 3 mm, 4 mm EN AC-AlSi9Mn: 4 mm AP 4. Metallkundlich-technologische Untersuchungen der FSW-Nähte (ifs) Metallographische Querschliffe zur Untersuchung des Mikrogefüges, Bestimmung der Nahtgeometrie und Erfassung von Schweißnahtfehlern Flächenhärtemessungen mit dem UCI-Verfahren zur Bestimmung der Härteverteilung über den gesamten Nahtquerschnitt Bestimmung von Elementverteilungen mit der ESMA zum Nachweis von Seigerungen im Druckguss, die zu Heißrissen führen können Zugversuche zur Bestimmung der Nahtfestigkeit und der Bruchdehnung Dauerschwingprüfungen, um das Ermüdungsverhalten der FSW-Nähte zu charakterisieren AP 5. Einfluss von Spalten und Kantenversatz auf die Anlage und die Schweißnahteigenschaften (iwb/ifs) Spaltüberbrückbarkeit positionsgeregelt kraftgeregelt Kantenversatz positionsgeregelt kraftgeregelt AP 6. Einfluss der Gussqualität des Ausgangswerkstoffes auf die Schweißnaht (iwb/ifs) Überprüfung der Robustheit des FSW-Prozesses gegenüber Gussfehlern im Ausgangswerkstoff für kraft- und positionsgeregelten Schweißbetrieb AP 7. Schweißnahteigenschaften in Abhängigkeit der Wärmebehandlung der Gussbauteile (ifs/iwb) Durchführung einer Wärmebehandlung vor bzw. nach dem Schweißprozess AP 8. Vergleich mit anderen Schmelzschweißverfahren (ifs) Korrelation und Bewertung der FSW-Nähte im Vergleich zu EB- und MIG/MAG-Schweißnähten. AP 9. Fertigungstechnische Umsetzung an Serienbauteilen (iwb) Fügen von Serienbauteilen Wärmetauscher-Halbschalen (ifs) Narkosemitteltank (G. A. Röders GmbH)

18 Forschungsziel und Lösungsweg 15 Wärmetauscher (Pierburg GmbH) Überprüfung der Bauteileigenschaften Druckprüfungen Leckage Zyklische Belastungen AP 10. Beurteilung der Bauteilqualitäten (ifs/iwb) Sichtprüfung Metallographische Querschliffe Flächenhärtemessungen Zugversuche Dauerschwingprüfungen AP 11. Erarbeitung von Richtlinien und Qualitätsstandards (ifs/iwb) Zusammenfassung der Ergebnisse in einem Merkblattvorentwurf. Die Erarbeitung des Merkblattentwurfes findet im Arbeitskreis Gasporosität statt. Der erste Termin hierfür ist am beim VDG in Düsseldorf. AP 12. Ergebnisdokumentation und Schlussbericht (ifs/iwb) Zusammenfassung der Ergebnisse und praxisnahe Dokumentation In den Arbeitspaketen AP 9 und AP 10 wurden nicht alle geplanten Methoden zur Prüfung der Nahteigenschaften umgesetzt, da die Fügeverbindungen zum Teil bereits die Sichtprüfung nicht bestanden (s. Abschnitt 4.11). Weitere Untersuchungen wurden daher nicht mehr durchgeführt.

19 Ergebnisse der Versuchsreihen 16 4 Ergebnisse der Versuchsreihen Ein Schwerpunkt der experimentellen Untersuchungen war die Identifizierung, Quantifizierung und Bewertung der wichtigsten Einflussgrößen aus dem Gießprozess, die die Schweißeignung im Hinblick auf das FSW von Aluminium-Druckguss-Bauteilen beeinflussen. 4.1 Gießen der Versuchsplatten (AP 1, AP 2) Die für diese Untersuchungen vorgesehenen Platten wurden im Druckgießlabor des ifs auf einer für den industriellen Einsatz ausgelegten Bühler Druckgussmaschine 53 D, die mit Zwangsentlüftung arbeitet, hergestellt (s. Abbildung 5). Abbildung 5: Links: Bühler Evolution 53 D im Forschungslabor, rechts: modifizierter Sprühkopf Durch eine Modifizierung des Sprühkopfes /45/ kann der Trennstoffauftrag gezielt gesteuert werden, sodass eine Begasung über die Menge und Art des Trennstoffes in weiten Bereichen eingestellt werden kann. Wesentliches Merkmal des Druckgießprozesses ist eine Formfüllung mit hohen Drücken und aufgrund der Angussgestaltung auch mit hohen Strömungsgeschwindigkeiten, sodass dieser Prozessschritt einen großen Einfluss auf die Gussqualität hat. Der Anschnitt wirkt wie eine Düse, wodurch das flüssige Aluminium als Strahl in die Form eintritt, an Kernen oder an den Formwänden umgelenkt wird und in Richtung des Anschnittes zurückströmt. Durch nachfließende Schmelze können Wirbelzonen im Bauteil entstehen (s. Abbildung 6). Die im Formhohlraum vorhandene Atmosphäre wird auf diese Weise vom Aluminium eingekapselt. Daher weisen die Platten in den Wirbelstellen eine vermehrte Porosität auf. Diese Bereiche sind in Abbildung 6 auf der rechten Seite eingezeichnet worden. In den roten Bereichen (quer in der Platte) liegen vermehrt Gießfehler vor und in den grünen Bereichen (längs in der Platte) dagegen eine optimale Gussqualität. Dieser Effekt wurde bei der Versuchsdurchführung und Auswertung berücksichtigt.

20 Ergebnisse der Versuchsreihen 17 hohe Gussqualität geringe Gussqualität Abbildung 6: Plattengeometrie mit Wirbelbereichen links: Bereich der Wirbelzonen, 4.2 Eingesetzte Versuchswerkstoffe rechts: Bereiche hoher und geringer Bauteilqualität Legierungen Die Untersuchungen erfolgten überwiegend an 4-mm-Platten, die in der Forschungsgießerei des ifs hergestellt wurden, und an 3-mm-Platten von der TRIMET Aluminium AG. Zum Einsatz kamen die Standardlegierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) im Gusszustand F und die duktilen Legierungen EN AC-AlSi10MnMg und AC-AlSi9Mn. Die beiden duktilen Legierungen unterscheiden sich in ihrer Aushärtbarkeit. Die Legierung EN AC-AlSi10MnMg ist warmaushärtend und wird aus diesem Grunde für Integral- und Motorträger eingesetzt. Im Gegensatz hierzu ist die Legierung AlSi9Mn eine naturharte Legierung, welche ihre Festigkeit bereits nach dem Gießprozess vollständig ausgebildet hat. Die Eigenschaften der eingesetzten Legierungen sind in der nachfolgenden Tabelle zusammengefasst.

21 Ergebnisse der Versuchsreihen 18 Tabelle 2: Eigenschaften der eingesetzten Legierungen (F = Herstellungszustand) Trennstoffe Im Forschungsvorhaben wurden ausschließlich wassermischbare Trennstoffe untersucht, da in Gießereien überwiegend diese eingesetzt werden und sie dem aktuellen Stand der Technik entsprechen. Ihre Wirkungsweise wird im Folgenden kurz beschrieben: Der Hauptbestandteil wassermischbarer Trennstoffe ist Leitungswasser. Der Anteil der trennaktiven Wirksubstanzen liegt in Abhängigkeit des Mischungsverhältnisses zwischen 0,75 und 2%. Um den Ablauf der Benetzung der Formoberfläche mit Trennstoff zu verstehen, ist es notwendig, die ablaufenden Reaktionen beim Besprühen einer heißen Oberfläche mit Wasser näher zu betrachten /46/. Beim Kontakt einer Flüssigkeit mit einer Oberfläche, die eine deutlich höhere Oberflächentemperatur als der Siedepunkt der Flüssigkeit hat, bildet sich zwischen Tropfen und Oberfläche eine trennende Dampfschicht. Diese Dampfschicht hat eine isolierende Wirkung, durch die der Wärmeübergang zwischen der Oberfläche und dem Tropfen stark herabgesetzt wird. Der sogenannte Leidenfrost-Effekt /6/ verhindert beim Besprühen von Druckgießformen eine sofortige Benetzung der Oberfläche mit Trennmittel. Sie tritt erst dann ein, wenn die Temperatur der Formoberfläche soweit herabgesetzt worden ist, dass sich keine störende Dampfschicht mehr ausbildet /11/. Wird die Formoberfläche zu stark abgekühlt, tritt keine Verdampfung des aufgesprühten Trennstoffgemisches mehr auf, sondern es beginnt an der Form abzulaufen und wäscht hierbei den gebildeten Trennstofffilm auf der Oberfläche teilweise wieder ab /11/. Die Art und Weise wie das Formsprühen mit Robotern durchführt wird, hat somit eine große Bedeutung für die Qualität der Bauteile. In den Versuchen erfolgte der Trennstoffauftrag mit einem Matrixsprühkopf der Firma Wollin, der eine reproduzierbare, sehr geringe Trennstoffapplikation erlaubt /47/. Die in den Versuchen verwendeten Trennstoffe unterschieden sich in ihrer Zusammensetzung. Die Bandbreite reichte von leicht wachshaltigen bis hin zu wachsfreien, polysiloxanhaltigen Trennstoffen. Es wurden drei wassermischbare Trennstoffvarianten mit unterschiedlichen Zusammensetzungen in enger Abstimmung mit der Firma Chem-Trend GmbH ausgewählt: Safety-Lube 1610 Safety-Lube 7477 Safety-Lube 3188

22 Ergebnisse der Versuchsreihen 19 In den Versuchsreihen wurde zusätzlich der Einfluss der Trennstoffmenge über die Variation des Mischungsverhältnisses von Trennstoff zu Wasser (1:50 und 1:125) bei gleicher Sprühmenge untersucht. 4.3 Eingesetzte Systemtechnik für die FSW-Schweißversuche Zur Durchführung der FSW-Schweißversuche wurden ein Fräsbearbeitungszentrum sowie ein Schwerlast-Industrieroboter eingesetzt. Beide Anlagentypen erfordern einen verhältnismäßig geringen Investitionsaufwand und erleichtern somit gerade auch kleinen und mittelständischen Unternehmen (kmu) den Einstieg in die innovative FSW-Fügetechnologie CNC-Bearbeitungszentrum: Heller MCH 250 Bei der Versuchsanlage der Firma Gebr. HELLER Maschinenfabrik GmbH vom Typ MCH 250, Abbildung 7, handelt es sich um ein CNC-Bearbeitungszentrum (BAZ) für die Hochleistungszerspanung, das mit einer Steuerung der Firma Siemens vom Typ Sinumerik 840D ausgestattet ist. Quelle: Heller Abbildung 7: CNC-Bearbeitungszentrum der Firma Gebr. Maschinenfabrik GmbH Heller vom Typ MCH 250 Die Anlage ist in Ständerbauweise mit horizontaler Spindelanordnung ausgeführt und verfügt über vier CNC-gesteuerte Achsen, die sowohl positions- als auch kraftgeregelt betrieben werden können. Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurde das BAZ, außer beim Narkosemitteltank, ausschließlich für die positionsgeregelten Schweißversuche eingesetzt. In z-richtung, also normal zur FSW-Naht, können Anpresskräfte von bis zu 30 kn erzeugt werden, während in x- und y-richtung Kräfte bis 15 kn zur Verfügung stehen. Mithilfe der integrierten IPM-Software (IPM, englisch: Integrated Process Monitoring) besteht die Möglichkeit zur Erfassung von Prozessdaten, wie beispielsweise der Kräfte in x-, y- und z- Richtung sowie des Spindeldrehmoments. Diese können zur Auswertung und weiteren Verarbeitung aus der Steuerung ausgelesen werden Robotersystem Für die kraftgeregelten Schweißversuche wurde ein 6-Achs-Knickarmroboter der Firma KUKA Roboter GmbH vom Typ KR500-MT (s. Abbildung 8) mit einer Handhabungskapazität

23 Ergebnisse der Versuchsreihen 20 von 500 kg eingesetzt. Aufgrund der geringen Steifigkeit des Robotersystems ist eine Kraftregelung für die Herstellung qualitativ hochwertiger FSW-Nähte zwingend erforderlich /48/. Mithilfe der Zusatzgetriebe in den drei Grundachsen sind gegenüber der Standardversion des Roboters abtriebsseitig höhere Drehmomente erzeugbar, wodurch abhängig von der Lage im Arbeitsraum Anpresskräfte von 10 bis15 kn aufgebracht werden können /49/. Am Flansch des Roboters ist eine Rührreibschweißspindel der Firma CyTec Zylindertechnik GmbH angebracht (s. Abbildung 8). Zwischen Spindel und Flansch befinden sich Kraftmesssensoren, die zusammen mit der Robotersteuerung die Regelung der Anpresskraft in z-richtung ermöglichen. Kräfte in x- und y-richtung können mit diesem System nicht erfasst werden. Das Kraftsignal kann mithilfe eines RSI-Monitors (RSI: Robot Sensor Interface, KUKA-Sofware) aufgezeichnet und zur Weiterverarbeitung gespeichert werden. Rührreibschweißspindel Roboter aufnahme Kraftmesssensoren Spindel FSW-Werkzeuge Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurde standardmäßig ein zweiteiliges FSW- Werkzeug verwendet (s. Abbildung 9), sodass die Länge des Schweißstifts mithilfe einer Stellschraube variiert werden konnte. Die Schultergeometrie ist konkav mit einem Konizitätswinkel von 10 gestaltet und besitzt einen Durchmesser von 13 mm. In Kombination damit wurden Schweißstifte mit Durchmesser 5 mm eingesetzt, die an der Spitze ein dreifach abgeflachtes, konisches Gewinde mit einem Öffnungswinkel von 10 besitzen. Auf werkzeugseitige Änderungen im Rahmen weiterer Untersuchungen wird im jeweiligen Abschnitt hingewiesen. Werkzeug- Werkzeug Abbildung 8: Schwerlast-Industrieroboter der Firma KUKA Roboter GmbH vom Typ KR500-MT mit angeflanschter Rührreibschweißspindel der Firma CyTec Zylindertechnik GmbH

24 positionsgeregelt kraftgeregelt Ergebnisse der Versuchsreihen 21 Schulter Schweißstift Abbildung 9: FSW-Werkzeug mit Ø Schulter = 13 mm und Ø Schweißstift = 5 mm 4.4 FSW-Parameteridentifikation anhand der gegossenen Platten Ziel dieses Arbeitspakets war es, für die in AP 1 hergestellten Plattendicken unterschiedlicher Legierungen robuste Schweißparameter für den FSW-Prozess bei optimaler Vorbereitung der Fügezone zu identifizieren. Die mit den ermittelten Parametern geschweißten Proben dienten anschließend als Referenz zur Beurteilung des Einflusses der Oxid- und der Trennmittelschicht bei Proben, die ohne Fügezonenvorbereitung gefügt wurden Vorgehensweise Zur Ermittlung robuster Parametersätze für die jeweiligen Legierungen und Plattendicken wurden Schweißversuche am CNC-Bearbeitungszentrum sowie mithilfe des Roboters durchgeführt. Tabelle 3 zeigt die Versuchsreihen im Überblick. Tabelle 3: Parametersuche Übersicht der durchgeführten Versuchsreihen Werkstoffe Plattendicke [mm] EN AC-AlSi9Cu3(Fe) 4 6 EN AC-AlSi10MnMg 3 4 EN AC-AlSi9Mn 4 EN AC-AlSi9Cu3(Fe) 4 6 EN AC-AlSi10MnMg 3 4 EN AC-AlSi9Mn 4 Die Proben wurden zunächst entsprechend Abbildung 14 halbiert und an den Stoßkanten spanend bearbeitet, sodass die beiden Plattenhälften spaltfrei zueinander positioniert werden konnten. Zusätzlich wurde die Oberfläche der Gussplatten im Bereich der Fügezone manuell von der Gusshaut und von Trennmittelrückständen befreit und entfettet. Alle Schweißversuche wurden als Stumpfstoß ausgeführt. Innerhalb der einzelnen

25 Ergebnisse der Versuchsreihen 22 Versuchsreihen wurden die Prozessparameter Drehzahl n und Vorschubgeschwindigkeit v systematisch variiert, wobei der Anstellwinkel des Werkzeugs sowie die Eintauchtiefe E t konstant gehalten wurden. Die im positionsgeregelten Betrieb untersuchten Parameterwerte können der folgenden Tabelle entnommen werden, wobei die Extrema der Parameterfenster nicht bei jeder Legierung erreicht werden konnten. Tabelle 4: Untersuchte Prozessparameterwerte (positionsgeregelt) systematisch variiert konstant gehalten Drehzahl n [U/min] 300 bis 3000 Eintauchtiefe E t [mm] 0,1 Vorschubg. v [mm/min] 200 bis 1600 Anstellwinkel α [ ] 2 Schweißstiftlänge l [mm] Plattendicke - 0,15 Für die kraftgeregelten Schweißversuche am Roboter wurden die mit dem CNC- Bearbeitungszentrum gemessenen Anpresskräfte, als Resultat der Parameter Drehzahl, Vorschubgeschwindigkeit und Eintauchtiefe, vorgegeben. Somit konnten trotz unterschiedlicher Regelstrategien vergleichbare Prozessrahmenbedingungen gewährleistet werden Auswertemethoden In erster Linie wurden die Schweißnähte einer einfachen Sichtprüfung unterzogen. Qualitätskriterien waren dabei eine geschlossene Nahtoberfläche, kein übermäßiger Schweißgrat sowie ein vollständiger Schulterabdruck am Endloch. Dieses durfte zudem bei schrägem Blickwinkel keine Pore aufweisen, die auf einen Tunnelfehler hindeuten würde. Als Zielgröße zur quantitativen Bewertung der Schweißnahtqualität diente die Zugfestigkeit. Dazu wurden statische Zugversuche durchgeführt. Es wurden je zwei Zugproben pro Schweißnaht quer entnommen und in Anlehnung an DIN Form E gefräst. Proben, die im Grundwerkstoff gerissen sind, lassen keine Aussagen hinsichtlich der Güte der verwendeten Schweißparameter zu. Ein Parametersatz (Drehzahl, Vorschubgeschwindigkeit) wird somit als gut befunden, wenn die Zugprobe neben der Naht, also im Grundwerkstoff, oder in der Naht oberhalb des Grundwerkstoffniveaus versagt. Eine qualitative Beurteilung der Nahtqualität erfolgte anhand von metallographischen Querschliffen. Dabei wurde das Nahtinnere insbesondere hinsichtlich makroskopischer Fehler, wie z. B. Tunnelfehler, unzureichende Durchschweißung oder eingerührte Oxidhäute untersucht. Diese Untersuchungskriterien sind für die Dichtigkeit der Naht ausschlaggebend. Die Schnittfläche lag stets in Schweißrichtung. Mithilfe des Drei-Punkt-Biegeversuchs wurden die Schweißnähte auf Durchschweißung hin untersucht. Diese einfache Methode diente vor allem zum Einstellen der richtigen Schweißstiftlänge. Eine glatte Bruchlinie beim Stumpfstoß deutet auf eine mangelhafte Durchschweißung hin. Aufgrund der geringen Duktilität von Gusslegierungen im Vergleich zu Knetlegierungen wurde auf eine quantitative Auswertung der Biegeversuche anhand des Biegewinkels verzichtet.

26 Ergebnisse der Versuchsreihen Ergebnisse Parameteridentifikation In Abbildung 10 sind die im statischen Zugversuch ermittelten Zugfestigkeitswerte in Abhängigkeit vom Verhältnis aus Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit n/v, das zum Wärmeeintrag pro Nahtlängeneinheit proportional ist, für beide Regelungsstrategien beispielhaft für die 4 mm dicken Versuchsplatten aufgetragen. Dabei wird zwischen der Bruchlage, also im Grundwerkstoff (GW) oder in der Naht, differenziert. Zusätzlich ist das Streuband (arithmetischer Mittelwert ± Standardabweichung σ) der Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs eingezeichnet. Schweißnähte mit offensichtlichen Fehlern, wie z. B. übermäßigem Gratauswurf oder nicht geschlossener Nahtoberfläche, wurden im Zugversuch nicht ausgewertet und sind daher in Abbildung 10 nicht enthalten. Für die Legierungen EN AC-AlSi10MnMg und EN AC-AlSi9Cu3(Fe) ist die Tendenz zu erkennen, dass mit steigendem n/v-verhältnis, d. h. mit höherem Wärmeeintrag, die Zugfestigkeit der Fügeverbindung tendenziell verbessert wird. Bei EN AC-AlSi9Mn liegt keine Abhängigkeit der Zugfestigkeit vom n/v-verhältnis im untersuchten Parameterbereich vor.

27 EN AC-AlSi9Cu3(Fe) EN AC-AlSi9Mn EN AC-AlSi10MnMg Ergebnisse der Versuchsreihen 24 positionsgeregelt kraftgeregelt a) 300 b) 300 MPa 250 σ MPa 250 Zugfestigkeit R m Naht neben Fügestoß U/mm U/mm 4 5 Drehzahl/Vorschubg. n/v Drehzahl/Vorschubg. n/v c) 300 d) 300 MPa 250 MPa 250 Zugfestigkeit R m U/mm U/mm 4 5 Drehzahl/Vorschubg. n/v Drehzahl/Vorschubg. n/v e) f) 300 MPa MPa 250 Zugfestigkeit R m Querschliff A Querschliff B U/mm 4 5 Drehzahl/Vorschubg. n/v U/mm 4 5 Drehzahl/Vorschubg. n/v Bruchlage: GW Naht ( Streuband GW) Abbildung 10: Zugfestigkeit in Abhängigkeit des Verhältnisses aus Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit n/v für alle Legierungen der Dicke 4 mm, positions- und kraftgeregelt (GW: Grundwerkstoff)

28 Ergebnisse der Versuchsreihen 25 Insgesamt lassen sich bei allen drei Legierungen für 2 U/mm < n/v < 3 U/mm qualitativ hochwertige Schweißverbindungen erzielen, deren Zugfestigkeiten das Grundwerkstoffniveau erreichen. Die bei positionsgeregeltem Betrieb resultierenden Anpresskräfte können Tabelle 5 entnommen werden. Nachfolgend sind beispielhaft die Querschliffe der in Abbildung 10 e) gekennzeichneten Schweißnähte aus EN AC-AlSi9Cu3(Fe) dargestellt. Obwohl beide Proben in der Fügezone versagten, weisen sie sehr unterschiedliche Zugfestigkeiten auf. A 1 mm B 1 mm Abbildung 11: Metallographische Querschliffe von EN AC-AlSi9Cu3(Fe), positionsgeregelt geschweißt links: zu kalter Parameter, Tunnelfehler, rechts: fehlerfreie Naht, Festigkeit auf Grundwerkstoffniveau (s. Abbildung 10 e) Im Querschliff A sind massive Tunnelfehler (schwarze Bereiche) zu erkennen, die auf eine zu geringe Durchmischung und Verdichtung aufgrund eines zu klein gewählten n/v- Verhältnisses (hier: n/v = 1,7 U/mm) zurückzuführen sind. Eine hinreichende Plastifizierung des Werkstoffs war somit nicht gegeben. Hingegen wird die Wahrscheinlichkeit für innere Nahtfehler durch eine Erhöhung von n/v reduziert, da der Werkstoff durch den größeren Wärmeeintrag stärker plastifiziert wird und die beiden Fügepartner somit besser miteinander verrührt werden können. Querschliff B (hier: n/v = 3,3 U/mm) zeigt ein solches fehlerfreies Nugget. In Abbildung 12 sind die Ergebnisse der statischen Zugversuche für unterschiedliche Probendicken dargestellt. Dabei wird zwischen positions- und kraftgeregeltem Schweißbetrieb sowie zwischen der Bruchlage der Zugproben im Grundwerkstoff (GW) und in der Naht unterschieden. Mit GW_Pos. werden beispielsweise die positionsgeregelt geschweißten Proben mit Bruchlage im Grundwerkstoff bezeichnet. Es sind jeweils die arithmetischen Mittelwerte und die zugehörigen Standardabweichungen der einzelnen Versuchsreihen abgebildet. Die Untersuchungen zum Einfluss der Probendicke wurden an den Legierungen EN AC-AlSi10MnMg und EN AC-AlSi9Cu3(Fe) mit den Dicken 3 und 4 bzw. 4 und 6 mm durchgeführt.

29 Ergebnisse der Versuchsreihen 26 Zugfestigkeit R m 300 MPa Abbildung 12: Zugfestigkeit der Schweißnähte abhängig von der Probendicke für die Legierungen EN AC-AlSi10MnMg (links) und EN AC-AlSi9Cu3(Fe) (rechts) GW: Grundwerkstoff Aus Abbildung 12 geht hervor, dass bei der Legierung EN AC-AlSi10MnMg weder die Probendicke noch die Regelungsstrategie einen Einfluss auf die Nahtqualität haben. Hingegen hat eine Erhöhung der Probendicke von 4 auf 6 mm bei der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) negative Auswirkungen auf die Nahtqualität. Ursache dafür ist der zu kleine Durchmesser des Schweißstifts, der mit 5 mm für eine erforderliche Einschweißtiefe von 6 mm ungeeignet ist. Zum Einen steigt die Biegebelastung durch die Kräfte in Vorschubrichtung an, was zu häufigem Versagen des Schweißstifts führte. Zum Anderen war die Gewindelänge zu kurz, um für einen ausreichenden Werkstofftransport zur Nahtunterseite hin zu sorgen. Abhilfe kann ein größeres Werkzeug schaffen. Beim Roboter kommt erschwerend hinzu, dass die erforderlichen Anpresskräfte bei 6 mm Einschweißtiefe und der untersuchten Gusslegierung an dessen Leistungsgrenzen stoßen. Zusätzlich erhöht sich die seitliche Abdrängung des FSW-Werkzeugs gegenüber den 4 mm dicken Proben aufgrund der geringen Robotersteifigkeit deutlich. Dadurch war eine zum Fügestoß mittige Werkzeugführung nicht immer gegeben, was zum Absinken der Nahtfestigkeit führte. Kommerziell verfügbare Nahtverfolgungssysteme könnten diesen Nachteil des Roboters kompensieren. Legierungseinfluss EN AC-AlSi10MnMg 3 mm 4 mm Probendicke Bruchlage_Regelungsstrategie GW_Pos. Naht_Pos. Zugfestigkeit R m In Abbildung 13 sind die statischen Zugfestigkeitswerte der drei Legierungen einander gegenübergestellt. Um die Ergebnisse der einzelnen Versuchsreihen zu kondensieren, wurden jeweils die Mittelwerte und Standardabweichungen der im Grundwerkstoff (GW) und der in der Naht gerissenen Zugproben berechnet, wobei die Variation der Prozessparameter nicht berücksichtigt wurde. Dennoch wird ersichtlich, dass die rührreibgeschweißten Proben das an nicht geschweißten Platten ermittelte Festigkeitsniveau des Grundwerkstoffs erreichen (Bruchlage in Naht) oder dieses sogar überschreiten (Bruchlage im GW). Ein 300 MPa GW_Kraft EN AC-AlSi9Cu3(Fe) 4 mm 6 mm Probendicke Naht_Kraft ( GW nicht geschweißt)

30 Ergebnisse der Versuchsreihen 27 signifikanter Legierungseinfluss ist nicht zu erkennen, allerdings deuten die etwas kleineren Streubänder der Legierungen EN AC-AlSi10MnMg und EN AC-AlSi9Mn darauf hin, dass diese im Vergleich zur am häufigsten eingesetzten Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) eine geringere Sensibilität gegenüber Parametervariationen aufweisen und somit insgesamt robuster schweißbar sind. Zu berücksichtigen ist jedoch, dass die Streuung der Festigkeitswerte auch erheblich von der Gussqualität der einzelnen Chargen abhängig ist mm / positionsgeregelt mm / kraftgeregelt MPa 250 MPa Zugfestigkeit R m Zugfestigkeit R m Bruchlage: GW Naht ( GW nicht geschweißt) Abbildung 13: Zugfestigkeit der FSW-Nähte für unterschiedliche Legierungen und Regelstrategien am Beispiel der 4 mm dicken Platten GW: Grundwerkstoff Aus Abbildung 13 geht weiterhin hervor, dass die Regelungsstrategie bzw. die Systemtechnik bei den geschweißten Versuchsplatten der Dicke 4 mm keinen Einfluss auf die resultierende Nahtqualität haben. Sowohl mit dem CNC-Bearbeitungszentrum (positionsgeregelt) als auch mit dem Roboter (kraftgeregelt) sind somit qualitativ hochwertige und vergleichbare Fügeverbindungen herstellbar, wodurch die Aussagen von Völlner /49/ bestätigt werden. Robuste Parameterfenster In Tabelle 5 sind die Prozessparameter, mit denen im Rahmen der Parameteridentifikation für die unterschiedlichen Legierungen und Plattendicken eine hohe Nahqualität erreicht wurde, als Verhältnis aus Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit n/v übersichtlich zusammengefasst. Weiterhin sind die resultierenden Anpresskräfte F Z im positionsgeregelten Betrieb angegeben. Es handelt sich dabei um die über die Schweißnahtlänge gemittelten Werte, wobei Kraftspitzen in der Eintauchphase vernachlässigt wurden. Die gemessenen Kraftmaxima und -minima können um bis zu 500 N über bzw. unter dem Mittelwert liegen. In Vorschubrichtung liegen die Kräfte zwischen 1 und 3 kn.

31 Ergebnisse der Versuchsreihen 28 Tabelle 5: Robuste Parameterfenster Verhältnis aus Drehzahl zu Vorschubgeschwindigkeit n/v und daraus resultierende gemittelte Anpresskraft F z Parameterfelder n/v und Anpresskräfte F z Plattendicke 3 mm 4 mm 6 mm Werkstoff von bis von bis von bis positionsgeregelt (CNC-BAZ) EN AC-AlSi9Cu3(Fe) EN AC-AlSi10MnMg EN AC-AlSi9Mn n/v [U/mm] 2,2 3,5 2,5 3 F z [kn] ,2 n/v [U/mm] 1, F z [kn] ,5 12 n/v [U/mm] 2 3 F z [kn] 6 9 kraftgeregelt (Roboter) EN AC-AlSi9Cu3(Fe) n/v [U/mm] 1,5 3 2,5 3 EN AC-AlSi10MnMg n/v [U/mm] 1,3 2,5 1,5 3 EN AC-AlSi9Mn n/v [U/mm] 2 3 Daraus geht hervor, dass mit zunehmender Einschweißtiefe bzw. Plattendicke bei gleichem Werkzeug ein größeres n/v-verhältnis, also ein höherer Wärmeeintrag, erforderlich ist. Gleichzeitig steigen erwartungsgemäß die resultierenden Anpresskräfte. Signifikante Unterschiede hinsichtlich der Legierungen und der Regelstrategie konnten nicht festgestellt werden. Es bleibt festzuhalten, dass die Streuung bei den ermittelten Zugfestigkeitswerten im Vergleich zu Knetlegierungen relativ hoch ist, was jedoch weniger auf unterschiedliche Nahtqualitäten als vielmehr auf Inhomogenitäten im Gussgefüge der Versuchsplatten zurückzuführen ist. 4.5 Trennmitteleinfluss (AP4) Im ersten Schritt der Untersuchungen wurden Gießversuche mit der Standardlegierung EN AC-AlSi9Cu3 unter Variation der Zusammensetzung der wassermischbaren Trennstoffe und deren Applikationsmenge durchgeführt. Da über das Trennstoffsystem und deren Applikation der Temperaturhaushalt der Form geregelt wird, wird dadurch auch maßgeblich die Oberflächenmorphologie der Gusshaut gesteuert. Zusätzlich wird über das Trennstoffsystem und den Trennstoffauftrag der Gasgehalt beeinflusst, der maßgeblich die Schweißeignung der Druckgussbauteile steuert. Untersucht wurden daher wassermischbare Trennstoffe in variablen Zusammensetzungen (polysiloxanfrei, polysiloxanhaltig, wachsarm, wachsreich) mit einem konstanten Mischungsverhältnis (s. Tabelle 6).

32 Ergebnisse der Versuchsreihen 29 Tabelle 6: Versuchsmatrix der Trennstoffversuche Versuchsmatrix Legierungen EN AC-AlSi9Cu3(Fe) Trennstoffe Safety-Lube 1610 Safety-Lube 7477 Safety-Lube 3188 Mischungsverhältnis 1:50 Kolbenschmierstoff Power-Lube 824 Plattendicke 4 mm Die gegossenen Platten wurden zunächst mithilfe einer Kreissäge halbiert. Aufgrund der guten Schnittqualität konnte auf eine weitere spanende Bearbeitung der Stoßkanten verzichtet werden. Anschließend wurden die Plattenhälften im Stumpfstoß positionsgeregelt am CNC-Bearbeitungszentrum gefügt. Die FSW-Schweißungen erfolgten mit folgenden Parametern: Drehzahl n Vorschubgeschwindigkeit v Eintauchtiefe der Schulter E t Nahtform 1000 U/min 400 mm/min 0,1 mm Stumpfstoß Aus den gefügten Platten wurden in Anlehnung an DIN EN 895 Zug- bzw. Dauerschwingproben entnommen. Die genauen Maße und die Lage sind der Abbildung 14 zu entnehmen. Zusätzlich zu den Zugproben sind die Schliffentnahmestellen eingezeichnet. Abbildung 14 : Probengeometrie der Zug- und der Dauerschwingproben DIN EN 895

33 Ergebnisse der Versuchsreihen 30 Zusätzlich wurden Probengeometrien in Anlehnung an DIN untersucht. Abbildung 15 : Probengeometrie der Zugproben nach DIN Bei allen Proben wurde darauf geachtet, dass keine Auswerferstifte innerhalb der Probengeometrie lagen. Im ersten Schritt der Untersuchungen wurden Röntgenaufnahmen der geschweißten Platten angefertigt. Anschließend wurden aus dem oberen Bereich der Platte Zugproben herausgearbeitet und metallographische Querschliffe zur Untersuchung des Mikrogefüges, zur Bestimmung der Nahtgeometrie und zur Erfassung von Schweißnahtfehlernentnommen. An den Schliffen wurden Flächenhärtemessungen mit dem UCI-Verfahren (UCI - Ultrasonic Contact Impedance) zur Bestimmung der Härteverteilung über den gesamten Nahtquerschnitt durchgeführt. Zusätzlich zu den Härtemessungen und den Schliffbildern wurde die Elementverteilung der Gefügebestandteile mit der Elektronenstrahlmikroanalyse (ESMA) und die Kohlenstoffanreicherung als Folge von Trennmittelrückständen auf der Oberfläche ermittelt. Die genauen Entnahmestellen der Zugproben und Querschliffe sind in Abbildung 14 dargestellt. In weiteren Untersuchungen wurden zusätzliche Dauerschwingversuche durchgeführt Durchstrahlungsprüfung Die Röntgenuntersuchung der Schweißnähte war bei einer Auflösung von 0,1 mm ohne nachweisbaren Schweißnahtfehler. Außerdem konnten keine Unterschiede in der Fehlerausprägung in Abhängigkeit des eingesetzten Trennstoffes nachgewiesen werden. Ein Beispiel ist in Abbildung 16 dargestellt. Abbildung 16 : Röntgenaufnahme einer FSW-Naht

34 Ergebnisse der Versuchsreihen ESMA-Analyse der Kohlenstoffbelegung Die Flächenanalyse der lokalen Kohlenstoffbelegungen der Oberfläche mit der Elektronenstrahl-Mikroanalyse (ESMA) zeigt eine ortsabhängige Belegung der Bauteiloberfläche. Angussnahe Bereiche sind bei allen Trennstoffen mit einer geringeren Kohlenstoffschicht belegt als angussferne Bereiche (s. Abbildung 17). Je nach Trennstoffzusammensetzung und Mischungsverhältnis bilden sich unterschiedliche Kohlenstoffschichtdicken über das Bauteil aus, obwohl die Form vorher im Sprühprozess gleichmäßig benetzt wurde. Es konnte außerdem nachgewiesen werden, dass wachshaltige Trennstoffe eine höhere Schichtdicke auf der Bauteiloberfläche als wachsfreie Trennstoffe ausbilden. Steigt der Trennstoffanteil durch Variation des Mischungsverhältnisses von Wasser und Trennstoff, nimmt die Kohlenstoffschichtdicke zu (s. Abbildung 18). Weiterführende Untersuchungen mit einem Laser-Scanning-Mikroskop (LSM) zeigten, dass die Oberflächentopographie der Bauteile in einer Größenordnung von 3 µm lag und damit nur von der Formoberfläche abhängt. Sie ist unabhängig von der Trennstoffzusammensetzung und vom Ort auf der Probe /50/ Abbildung 17: Lokale Kohlenstoffbelegung der Bauteiloberfläche, EN AC-AlSi9Cu3(Fe), Safety-Lube 1610

35 Ergebnisse der Versuchsreihen 32 nm nm Abbildung 18: Lokale Kohlenstoffbelegung der Bauteiloberfläche EN AC-AlSi9Cu3(Fe) in Abhängigkeit der Trennstoffzusammensetzung Zugversuche Die unterschiedliche Oberflächenmorphologie bzw. Oberflächenbelegung, bedingt durch die verschiedenen Trennstoffe, haben keinen Einfluss auf die mechanisch-technologischen Kennwerte des Zugversuches. Insbesondere wenn das Streuband in die Betrachtung mit einbezogen wird, liegen die Kennwerte der drei Trennstoffe auf demselben Niveau. Die Bruchlagen der Zugproben in Tabelle 7 befanden sich überwiegend im Grundwerkstoff. D. h., dass die Schweißnähte mindestens die mechanischen Kennwerte des Grundwerkstoffs erreichten. Auch das Abfräsen der gesamten Gusshaut ( ohne Trennmittel ) führte zu vergleichbaren Ergebnissen (s. Abbildung 19).

36 Spannung Bruchdehnung Ergebnisse der Versuchsreihen MPa ohne Trennmittel Safety-Lube 1610 Trennstoffe Safety-Lube 7477 Safety-Lube % Rm R m Rp02 R p 0,2 Bruchdehnung Abbildung 19 : Trennstoffeinfluss beim FSW EN AC-AlSi9Cu3(Fe), Mischungsverhältnis 1:50, Plattendicke 4 mm Tabelle 7: Bruchlage der Zugproben aus EN AC-AlSi9Cu3(Fe) für unterschiedliche Trennstoffe Anteil pro Versuchsreihe in Prozent, GW: Grundwerkstoff, WEZ: Wärmeeinflusszone Bruchlage Safety-Lube 1610 Safety-Lube 7477 Safety-Lube 3188 (GW 50 % 83,33 % 83,33 % WEZ 16,67 % 16,67 % - Naht 33,33 % - 16,67 % Querschliffe und UCI-Härteprüfung Aus den metallographischen Querschliffen zur Untersuchung des Mikrogefüges und zur Bestimmung der Nahtgeometrie ließen sich ebenfalls keine Unterschiede zwischen den Schweißnähten der einzelnen Trennstoffe erkennen. Auch die Härteverläufe wurden durch den Trennstoff nicht beeinflusst. In Abbildung 20 ist als Beispiel eine FSW-Naht im Querschliff mit dem dazugehörigen Härteverlauf dargestellt.

37 Ergebnisse der Versuchsreihen 34 Abbildung 20: Schliffe und Härtemessungen EN AC-AlSi9Cu3(Fe) mit einem Trennstoff vergossen und FSW-gefügt Dauerschwingversuche Zusätzlich wurden Dauerschwingversuche durchgeführt. Hierfür wurden die Proben mit einer axialen Belastung mit dem Spannungsverhältnis R=0 (Zug-Schwell-Versuch) und einer Frequenz von 30 Hz geprüft. Es wurden jeweils vier Spannungshorizonte (60 MPa, 65 MPa, 70 MPa und 75 MPa) mit jeweils sechs Proben untersucht. Die Untersuchungen wurden an Proben der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) mit drei verschiedenen Trennstoffen mit dem Mischungsverhältnis 1:50 durchgeführt. Die Ergebnisse der Untersuchungen sind in Abbildung 21 dargestellt. Die eingezeichneten Wöhlerlinien und deren Streubänder sind mit Hilfe einer linearen Regression ermittelt worden. Betrachtet man die drei Wöhlerlinien der unterschiedlichen Trennstoffe (blau-safety - Lube 1610, grün - Safety-Lube 3188, gelb - Safety-Lube 7477) so sind nur geringfügige Unterschiede erkennbar. Der Trennstoff hat keinen Einfluss auf die Festigkeit der Schweißverbindung hat.

38 Ergebnisse der Versuchsreihen 35 Abbildung 21: Ergebnisse der Dauerschwingversuche an FSW-Nähten aus EN AC-AlSi9Cu3(Fe), gegossen mit verschiedenen Trennstoffen 4.6 Legierungseinfluss (AP 4) Da die Legierung einen wesentlichen Einfluss auf die Schweißeignung von Aluminium- Druckgussbauteilen hat, wurden verschiedenen Legierungstypen auf die Schweißeignung für FSW untersucht. Hierbei wurden 4 mm dicke Platten der Legierungen EN AC-AlSi9Cu3(Fe) und EN AC-AlSi9Mn mit dem Trennstoff Safety-Lube 1610 im Mischungsverhältnis 1:125 in der Forschungsgießerei des ifs abgegossen. Zusätzlich wurden 3 mm dicke Platten der Legierung EN AC-AlSi10MnMg der TRIMET ALUMINIUM AG untersucht. Bei allen Versuchen war der Gusszustand F. Die Versuchsparameter sind in Tabelle 8 zusammengefasst. Tabelle 8: Versuchsmatrix zum Legierungseinfluss Versuchsmatrix Legierungen Trennstoffe EN AC-AlSi9Cu3(Fe) EN AC-AlSi9Mn EN AC-AlSi10MnMg Safety-Lube 1610 Trennstoff TRIMETAG Mischungsverhältnis 1:125 Kolbenschmierstoff Plattendicke Power-Lube 824 Kolbenschmierstoff TRIMET AG 4 mm 3 mm

39 Spannung Bruchdehnung Ergebnisse der Versuchsreihen 36 Im ersten Versuchsschritt wurden mithilfe von Zugversuchen an Grundwerkstoffproben und FSW-geschweißten Proben die mechanischen Kennwerte ermittelt. Zusätzlich wurden metallkundliche Untersuchungen in Form von Schliffbildern und UCI-Härtemessungen durchgeführt. Des Weiteren wurden ESMA-Messungen zur Gefügeausbildung vorgenommen. Die FSW-Schweißungen erfolgten mit den in Abschnitt 4.4 ermittelten Parametern: FSW AlSi9Cu3(Fe) AlSi10MnMg AlSi9Mn Drehzahl n [U/min] Vorschubgeschwindigkeit v [mm/min] Eintauchtiefe der Schulter E t [mm] 0,1 Nahtform Stumpfstoß Zugversuche Die Ergebnisse der Zugversuche zeigt Abbildung 22. Die Zugfestigkeit und die Dehngrenze der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) entsprechen im geschweißten Zustand den Grundwerkstoffkennwerten. Lediglich die Bruchdehnung ist leicht verringert, was jedoch im Streuband der Standardabweichung liegt und somit vernachlässigbar ist. Hieraus lässt sich schlussfolgern, dass die mechanischen Kennwerte einer mit dem FSW-Verfahren geschweißten Bauteilgruppe aus der Standardlegierung EN AC-AlSi9Cu(Fe) denen einer ungeschweißten Baugruppe entsprechen und die Fügezone nicht, wie bei Schmelzschweißverfahren üblich, die Schwachstelle im Bauteil ist. Dies wird auch durch die Bruchlage bestätigt, die bei den geschweißten Proben zu 100% im Grundwerkstoff lag. 350 Kennwerte Legierungen 28 MPa % R m Rm Rp02 R p 0,2 Bruchdehnung 0 AlSi9Cu3(Fe) GW AlSi9Cu3(Fe) FSW AlSi9Mn GW AlSi9Mn FSW AlSi10MnMg GW AlSi10MnMg FSW 0 Legierungen Abbildung 22: Mechanische Kennwerte der unterschiedlichen Legierungen

40 Ergebnisse der Versuchsreihen 37 Im Gegensatz hierzu weisen die Legierungen EN AC-AlSi9Mn und EN AC-AlSi10MnMg ein anderes Verhalten auf. Zugfestigkeit und Dehngrenze weisen zwar, wie bei der Standardlegierung, keinerlei Unterschiede zwischen geschweißter Probe und Grundwerkstoff auf. Jedoch ist die Bruchdehnung der geschweißten Proben erheblich niedriger als die des Grundwerkstoffs. Dies spiegelt sich auch in den Bruchlagen wider. Diese befinden sich bei der Legierung EN AC-AlSi10MnMg zu 100 % im Nahtbereich und bei der Legierung EN AC-AlSi9Mn zu 75 % im Nahtbereich bzw. in der Wärmeeinflusszone (WEZ) der Schweißnaht (s. Tabelle 9). Tabelle 9: Bruchlage der Zugproben für unterschiedliche Legierungen, Trennstoff Safety-Lube 1610, GW: Grundwerkstoff, WEZ: Wärmeeinflusszone Bruchlage EN AC-AlSi9Cu3(Fe) EN AC-AlSi9Mn EN AC-AlSi10MnMg GW 100 % 25 % - WEZ - 12,5 % - Naht - 62,5 % 100 % Gefügebilder und UCI-Härtemessung Die Schliffbilder der Fügezonen der einzelnen Legierungen weisen keine Schweißfehler und keine Unterschiede in der Nahtgeometrie auf. Betrachtet man jedoch die UCI- Härtemessungen, zeigen sich nicht nur die natürlichen Härteunterschiede der einzelnen Legierungen, sondern auch erhebliche Unterschiede im Härteverlauf des Nahtbereiches im Vergleich zum Grundwerkstoff (s. Abbildung 23 bis Abbildung 25). Die Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) weist im Gegensatz zu den beiden anderen Legierungen eine Aufhärtung des FSW-Nahtbereichs auf, und zwar in dem Bereich, der mit der Schulter des FSW-Werkzeugs in Berührung gekommen ist (bis zu einer Tiefe von ca. 1 mm). Zusätzlich erfolgt eine Aufhärtung im Bereich des Schweißstifts. In diesem Bereich ist wiederrum die Gleichlauf- von der Gegenlaufseite zu unterscheiden. Auf der Gegenlaufseite des Schweißstifts ist ein hoher Gradient im Härteverlauf zwischen Schweißstift und Wärmeeinflusszone zu erkennen. Auf der Gleichlaufseite ist der Gradient kleiner. Bei den Legierungen EN AC-AlSi9Mn und EN AC-AlSi10MnMg liegt eine Erweichung der Naht im Bereich des Schweißstifts vor. Es ist jedoch kein Unterschied zwischen der Gleichlauf- und der Gegenlaufseite zu erkennen. Die Aufhärtung der Deckschicht durch die Schulter des FSW-Werkzeuges ist nur sehr gering. Der einzige Unterschied zwischen den Legierungen ist, dass bei EN AC-AlSi9Mn eine leichte Aufhärtung der Wärmeeinflusszone gegenüber dem Grundwerkstoff zu beobachten ist. Der Härteabfall in der FSW-Naht erklärt auch die überwiegend im Nahtbereich der beiden Legierungen EN AC-AlSi9Mn und EN AC-AlSi10MnMg vorliegenden Bruchlagen.

41 Ergebnisse der Versuchsreihen 38 Abbildung 23: Querschliffe und UCI-Härtemessung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) Abbildung 24: Querschliffe und UCI-Härtemessung EN AC-AlSi9Mn

42 Ergebnisse der Versuchsreihen 39 Abbildung 25: Querschliffe und UCI-Härtemessung EN AC-AlSi10MnMg ESMA-Analyse der Elementverteilung im Gefüge In weiteren Versuchen wurde der Einfluss des FSW-Prozesses auf die Gefügeausbildung der Schweißnaht untersucht. Hierfür wurden Schliffbilder des Grundwerkstoffs mit dem FSW- Nahtgefüge verglichen. Zusätzlich wurde über eine ESMA-Elementanalyse die Zusammensetzung der einzelnen Gefügebestandteile bestimmt. Die Ergebnisse sind in Abbildung 26 bis Abbildung 28 gezeigt. Die roten Kästen geben jeweils die Messstellen der ESMA-Analyse an. Es wurden bei den drei verschiedenen Legierungen jeweils die vier häufigsten Legierungselemente gemessen. Insgesamt wird deutlich, dass durch den FSW-Prozess eine Vermischung der Legierungsbestandteile entsteht und sich hierdurch eine Verfeinerung des Gefügebildes ergibt. Außerdem ist zu sehen, dass bei allen drei Legierungstypen verschiedene Legierungsbestandteile, die sich insbesondere negativ auf die Bruchdehnung auswirken, nicht durchmischt werden. Im Nachfolgenden sind die Typen der entsprechenden Mischphasen legierungsabhängig aufgeführt: EN AC-AlSi9Cu3(Fe) - Al X Fe X Si X EN AC-AlSi9Mn - Al X Si X Mn X Mg X EN AC-AlSi10MnMg - Al X Mn X Si X

43 Ergebnisse der Versuchsreihen 40 EN AC-AlSi9Cu3(Fe): Grundwerkstoff EN AC-AlSi9Cu3(Fe): FSW-Naht Abbildung 26: Querschliffe und ESMA-Untersuchungen EN AC-AlSi9Cu3(Fe), FSW-Naht und Grundwerkstoff

44 Ergebnisse der Versuchsreihen 41 EN AC-AlSi9Mn: Grundwerkstoff EN AC-AlSi9Mn: FSW-Naht Abbildung 27: Querschliffe und ESMA-Untersuchungen EN AC-AlSi9Mn, FSW-Naht und Grundwerkstoff

45 Ergebnisse der Versuchsreihen 42 AC-AlSi10MnMg: Grundwerkstoff AC-AlSi10MnMg: FSW-Naht Abbildung 28: Querschliffe und ESMA-Untersuchungen EN AC-AlSi10MnMg, FSW-Naht und Grundwerkstoff 4.7 Spaltüberbrückbarkeit und Kantenversatz (AP 5) Gussbauteile weisen im Vergleich zu spanend gefertigten Bauteilen deutlich größere Fertigungstoleranzen auf, die sich bei einer Stumpfstoßverbindung im Wesentlichen in Form eines Spalts oder Kantenversatzes bemerkbar machen. Ziel dieses Arbeitspakets war es daher, den Einfluss von Spalt und Kantenversatz auf die Nahteigenschaften sowie auf die Systemtechnik zu ermitteln Einfluss von Spalten Vorgehensweise Die Versuche wurden in Absprache mit dem projektbegleitenden Ausschuss (pba) an 2 und 4 mm dicken Platten der Legierung EN AC-AlSi10MnMg durchgeführt. Zur Vorbereitung wurden die Platten mithilfe einer Aluminiumkreissäge halbiert, sodass eine spanende Nachbearbeitung der Stoßkanten nicht mehr erforderlich war. Die Fügespaltbreite wurde durch Einlegen von Metallfolie in Schrittweiten von 0,1 bzw. 0,2 mm systematisch variiert, wobei der Schweißstift immer mittig zum Spalt positioniert wurde. Um eine unbeabsichtigte

46 Ergebnisse der Versuchsreihen 43 Spaltvergrößerung aufgrund der wirkenden Kräfte während des Fügeprozesses zu verhindern, wurden die Plattenhälften formschlüssig gespannt. Ähnlich zu den Versuchen in Abschnitt 4.4 wurde die Oberfläche der Gussplatten im Bereich der Fügezone manuell gereinigt, um jegliche anderweitige Einflüsse auf die Nahtqualität zu reduzieren. Der Fügespalt wurde so lange vergrößert, bis eine geschlossene Nahtoberfläche nicht mehr erzeugt werden konnte, wobei je zwei Proben pro Spaltbreite geschweißt wurden. Die quantitative und qualitative Beurteilung der resultierenden Nahtqualität erfolgte wiederum anhand statischer Zugversuche bzw. metallographischer Querschliffe. Tabelle 10 enthält die verwendeten Versuchsparameter. Tabelle 10: Versuchsparameter für positionsgeregelten Schweißbetrieb Spalteinfluss variiert konstant Spaltbreite s [mm] Eintauchtiefe E t [mm] 0,1 2 mm dicke Platten 0 bis 1,7 Anstellwinkel α [ ] 2 4 mm dicke Platten 0 bis 1,4 Schweißstiftlänge l [mm] Plattendicke - 0,15 Drehzahl n [U/min] 1800 Vorschubg. v [mm/min] 800 Es kamen beide Regelungsstrategien zum Einsatz. Im kraftgeregelten Fall ist der Parameter Eintauchtiefe aus Tabelle 10 durch Anpresskraft zu ersetzen. Ergebnisse 2 mm dicke Platten In Abbildung 29 sind die einzelnen Ergebnisse aus dem statischen Zugversuch für die Spaltvariation an den 2 mm dicken Platten dargestellt. Farblich gekennzeichnet sind die Bereiche mit fehlerfreien (grün) und fehlerbehafteten (rot) Nähten. Die Überlappung beider Bereiche resultiert aus der Tatsache, dass ab einer Spaltbreite von s = 1,3 mm im Querschliff (s. Abbildung 30) zwar Fehler zu erkennen waren, die Zugproben aber dennoch im Grundwerkstoff versagten. Als Referenzwert ist weiterhin die Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs R m, GW mit dem zugehörigen Streuband, d. h. der Standardabweichung σ eingezeichnet. Ferner ist die resultierende Anpresskraft F z abgebildet. Diese fällt mit zunehmender Spaltbreite s bei konstanter Eintauchtiefe E t erwartungsgemäß ab.

47 Ergebnisse der Versuchsreihen 44 EN AC-AlSi10MnMg / 2 mm / positionsgeregelt geschweißt Zugfestigkeit R m MPa σ 12 kn σ fehlerfreie Naht Nahtfehler 0 0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 mm 1,6 1,8 Anpresskraft F z R m, GW Bruchlage GW Naht Kraft Fz Linear (GW) Linear (Naht) Spaltbreite s Abbildung 29: Zugfestigkeit und Anpresskraft in Abhängigkeit der Spaltbreite EN AC-AlSi10MnMg, 2 mm dicke Platten, positionsgeregelt geschweißt Bis zu einer Spaltbreite von s = 1,1 mm versagen die Zugproben im Grundwerkstoff und weisen keine Fehler im Nahtinneren auf (s. Abbildung 30). Eine weitere Erhöhung der Spaltbreite führt zu fehlerhaften Schweißnähten, deren Zugfestigkeit rapide abnimmt. Bezogen auf die Plattendicke konnte somit eine Spaltüberbrückbarkeit von ca. 55 % erreicht werden. Spaltbreite s 1,1 AS RS AS RS 1,6 0,9 1,5 Tunnelfehler 0,7 0,5 1,4 4 1,3 Abbildung 30: Metallographische Querschliffe Variation der Spaltbreite s, EN AC-AlSi10MnMg, positionsgeregelt geschweißt, Plattendicke 2 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) Anhand der Querschliffe in Abbildung 30 wird ersichtlich, dass Schlauchporen (rot markiert) typischerweise auf der Gleichlaufseite (eng. Advancing Side AS) entstehen, was mit dem Werkstofftransport um den Schweißstift herum zusammenhängt. Die kraftgeregelten Schweißversuche zur Spaltüberbrückbarkeit an 2 mm dicken Platten wurden mit einer anderen Gießcharge durchgeführt, die eine deutlich schlechtere

48 Nahtfehler Ergebnisse der Versuchsreihen 45 Gussqualität aufwies, wie an den Lunkern im Grundwerkstoff in Abbildung 32 zu erkennen ist. Aus Gründen der Plattenverfügbarkeit wurde die Grundwerkstofffestigkeit nicht neu ermittelt, sondern es wurde auf die Werte aus Abbildung 29 zurückgegriffen. Im Gegensatz dazu ist keine Abhängigkeit der Nahtqualität von der Spaltbreite zu erkennen (s. Abbildung 31). Die Festigkeitswerte steigen im Rahmen der Streuung mit der Spaltbreite leicht an. Aufgrund der geringen Gussqualität liegt die Zugfestigkeit der Proben mit Bruchlage im Grundwerkstoff am unteren Rande des Streubands der Grundwerkstofffestigkeit oder sogar darunter. Hingegen liegen die Zugfestigkeiten der in der Schweißnaht gerissenen Zugproben mit Ausnahme eines Ausreißers unabhängig von der Spaltbreite innerhalb des Streubands. Es ist also festzuhalten, dass bei der vorhandenen Gussqualität im kraftgeregelten Betrieb eine Spaltüberbrückbarkeit von ca. 70 % ohne Festigkeitsverlust realisiert werden konnte. EN AC-AlSi10MnMg / 2 mm / kraftgeregelt geschweißt MPa kn R m, GW Zugfestigkeit R m fehlerfreie Naht 0 0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 mm 1,6 1,8 Spaltbreite s Anpresskraft F z Bruchlage GW Naht Kraft Fz Linear (GW) Linear (Naht) Abbildung 31: Zugfestigkeit und Anpresskraft in Abhängigkeit der Spaltbreite EN AC-AlSi10MnMg, 2 mm dicke Platten, kraftgeregelt geschweißt Ein Vergleich der beiden Regelungsstrategien anhand der Querschliffe belegt, dass im kraftgeregelten Betrieb eine größere Spaltbreite ohne Nahtfehler überbrückt werden kann. Hier treten erst ab einem Spalt von s = 1,6 mm Schlauchporen auf der Gleichlaufseite auf (s. Abbildung 32). Der Lunker bei s = 1,4 mm liegt neben dem Nugget und ist somit nicht auf den FSW-Prozess zurückzuführen.

49 Ergebnisse der Versuchsreihen 46 Spaltbreite s RS AS RS AS 0,8 1,6 Nahtfehler 0,6 1,4 Lunker 0,6 1,2 0,4 1,0 0,2 1,0 0,0 1 mm 0,8 1 mm Abbildung 32: Metallographische Querschliffe Variation der Spaltbreite s, EN AC-AlSi10MnMg, kraftgeregelt geschweißt, Plattendicke 2 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) Ergebnisse 4 mm dicke Platten Die Ergebnisse der positionsgeregelt geschweißten 4 mm dicken Platten in Abbildung 33 zeigen einen ähnlichen Zusammenhang zwischen der Nahtfestigkeit und der Spaltbreite wie die 2 mm dicken Platten aus Abbildung 29. Bis zu einer Spaltbreite von s = 0,6 mm versagen die Zugproben ausnahmslos im Grundwerkstoff, wobei bis s = 0,8 mm keine Fehler im Nahtinneren zu erkennen sind (s. Abbildung 34). Darüber hinaus entstehen wiederum Schlauchporen auf der Gleichlaufseite, die die Zugfestigkeit der Schweißnaht massiv herabsetzen. Im Übergangsbereich zwischen s = 0,6 mm und s = 0,8 mm reißen die Proben sowohl im Grundwerkstoff als auch in der Schweißnaht, wo die Festigkeitswerte einer großen Streuung unterliegen. Als Spaltüberbrückbarkeit wurde bei den 4 mm dicken Platten im positionsgeregelten Betriebsmodus somit ein Wert zwischen 15 und 20 % erreicht. Dass dieser Wert im Vergleich zu den 2 mm dicken Proben deutlich kleiner ausfällt, liegt an der Tatsache, dass bei unterschiedlicher Plattendicke das gleiche FSW-Werkzeug verwendet wurde. Bei Betrachtung der überbrückbaren Querschnittsfläche A S des Spalts, die sich aus der (überbrückbaren) Spaltbreite s max und der Plattendicke d x berechnet, sind zwischen den 2 und 4 mm dicken Proben jedoch keine signifikanten Unterschiede festzustellen, wie folgende Rechnung verdeutlicht: A S, 2mm = s max,2 * d 2 = 1,1 mm * 2 mm = 2,2 mm² A S, 4mm = s max,4 * d 4 = 0,6 mm * 4 mm = 2,4 mm².

50 Ergebnisse der Versuchsreihen 47 EN AC-AlSi10MnMg / 4 mm / positionsgeregelt geschweißt 300 MPa kn 12 Zugfestigkeit R m fehlerfreie Naht Nahtfehler Linear (Naht) 0 0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 mm 1,4 1,6 Spaltbreite s R m, GW Anpresskraft F z Bruchlage GW Naht Kraft Fz Linear (GW) Abbildung 33: Zugfestigkeit und Anpresskraft in Abhängigkeit der Spaltbreite EN AC-AlSi10MnMg, 4 mm dicke Platten, positionsgeregelt geschweißt Spaltbreite s RS AS 0,6 RS AS Tunnelfehler 0,4 1,2 0,2 1,0 0,0 0,8 1 mm 1 mm Abbildung 34: Metallographische Querschliffe Variation der Spaltbreite s, EN AC-AlSi10MnMg, positionsgeregelt geschweißt, Plattendicke 4 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) Die Auswertung der statischen Zugprüfung zu den kraftgeregelten Schweißversuchen zur Spaltüberbrückbarkeit an 4 mm dicken Platten zeigt einen zum positionsgeregelten Betrieb vergleichbaren Zusammenhang zwischen Zugfestigkeit und Spaltbreite auf (s. Abbildung 35).

51 Ergebnisse der Versuchsreihen 48 EN AC-AlSi10MnMg / 4 mm / kraftgeregelt geschweißt Zugfestigkeit R m MPa MPa Kraft Fz fehlerfreie Naht Nahtfehler Linear (GW) 0 0 Linear (Naht) 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 mm 1,2 1,4 Spaltbreite s 12 kn 9 6 R m, GW Anpresskraft F z Bruchlage GW Naht Abbildung 35: Zugfestigkeit und Anpresskraft in Abhängigkeit der Spaltbreite EN AC-AlSi10MnMg, 4 mm dicke Platten, kraftgeregelt geschweißt Bis zu einer Spaltbreite von etwa 0,8 mm versagen die Zugproben überwiegend neben der Naht auf dem Festigkeitsniveau des Grundwerkstoffs. Eine weitere Vergrößerung der Spaltbreite führt zu Schlauchporen im Inneren der Naht auf der Gleichlaufseite (s. Abbildung 36), wodurch die Nahtfestigkeit herabgesetzt wird. Für s > 0,8 mm befindet sich die Bruchlage der Zugproben ausschließlich in der Fügezone. Bezogen auf die Plattendicke von 4 mm ergibt sich somit eine Spaltüberbrückbarkeit zwischen 15 und 20 %. Folglich lassen sich mit beiden Anlagentypen bzw. Regelungsstrategien gleichwertige Ergebnisse erzielen. Spaltbreite s RS AS RS AS 0,0 0,6 1 mm 1 mm 0,2 0,8 1 mm 1 mm 0,4 1,0 1 mm Tunnelfehler 1 mm Abbildung 36: Metallographische Querschliffe Variation der Spaltbreite s, EN AC-AlSi10MnMg, kraftgeregelt geschweißt, Plattendicke 4 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side)

52 Ergebnisse der Versuchsreihen Kantenversatz Vorgehensweise Die Versuche zum Einfluss des Kantenversatzes auf die Schweißnahtqualität wurden an 4 mm dicken Platten der Legierung EN AC-AlSi10MnMg sowohl positions- als auch kraftgeregelt durchgeführt. Zum Einstellen des Kantenversatzes h im Fügestoß wurde eine der beiden Plattenhälften mit Blechfolie unterlegt. Der höhere Fügepartner befand sich dabei grundsätzlich auf der Gleichlaufseite (engl.: Advancing Side AS). Nach Absprache mit dem pba wurde der Kantenversatz in 0,1-mm-Schritten bis h = 0,5 mm systematisch variiert. Die Prozessparameter sind in Tabelle 11 zusammengefasst. Tabelle 11: Prozessparameter für positionsgeregelten Betrieb Einfluss des Kantenversatzes, * ) im Kantenversatz h [mm] Lateraler Anstellwinkel β [ ] tieferliegenden Fügepartner Eintauchtiefe E t [mm] Drehzahl n [U/min] Vorschubg. v [mm/min] Anstellwinkel α [ ] < 0,5 0 0,1* ) bis bis Im kraftgeregelten Betrieb wurde der laterale Anstellwinkel β basierend auf den Ergebnissen der positionsgeregelten Versuche zwischen 3 und 7 variiert. Darüber hinaus wurden die Kantenversätze h = 1 mm und h = 2 mm untersucht. Dazu war jedoch eine Anpassung des Prozesses erforderlich. Das Werkzeug wurde zusätzlich um den lateralen Anstellwinkel β schräg angestellt (s. Abbildung 37 b). a) h 0,5 b) mm h > 0,5 mm h E t z z = 0 h ohne lateralen Anstellwinkel mit lateralem Anstellwinkel β β Abbildung 37: Werkzeugpositionierung bei Kantenversatz h links: ohne lateralen Anstellwinkel β, rechts: mit lateralem Anstellwinkel β (schematisch) nach /51/ Für den Fall h 0,5 mm wurde die Werkzeugschulter so positioniert, dass sich im tieferliegenden Fügepartner eine Eintauchtiefe von E t = 0,1 mm ergab. Dadurch wurde der Höhenunterschied zwischen beiden Platten durch die Werkzeugschulter eingeebnet, was zu einem deutlichen Anstieg der Anpresskraft (s. Abbildung 38) und erhöhter Gratbildung mit

53 Ergebnisse der Versuchsreihen 50 zunehmendem Kantenversatz führte. Eine weitere Erhöhung von h auf Werte von bis zu 2 mm, wie sie beispielsweise bei sogenannten Tailored Blanks durchaus üblich sind, würde die Systemtechnik bzgl. der erforderlichen Anpresskräfte schnell an ihre Leistungsgrenzen führen. Ferner würde die große Eintauchtiefe der Schulter in den obenliegenden Fügepartner einen erhöhten Gratauswurf bzw. ein Abscheren des Werkstoffs nach sich ziehen. Durch die seitliche Werkzeuganstellung ist auch ein Kantenversatz von h > 0,5 mm bei moderaten Anpresskräften realisierbar (s. Abbildung 41) /51/. Aufgrund der kinematischen Restriktionen des eingesetzten Vier-Achs-Bearbeitungszentrums können nicht zwei Anstellwinkel (α und β) gleichzeitig umgesetzt werden. Daher wurde α mithilfe einer eigens angefertigten Aufspannplatte mit einer Schräge von 2 eingestellt. Der seitliche Anstellwinkel wurde über den CNC-gesteuerten Rundlauftisch variabel bewerkstelligt, wodurch sich die Schweißposition nach DIN EN ISO 6947 von PC (β = 0 ) zu PF (β > 0 ) änderte. Weder die Anlagentechnik noch die Nahtqualität werden dadurch beeinflusst. Für das Robotersystem sind zwei Anstellwinkel gleichzeitig hingegen problemlos realisierbar. Im Gegensatz zum Fall β = 0 ist die Einstellung der richtigen Schweißstiftlänge für β > 0 nicht trivial, da sie vom Kantenversatz und der z-position der Schulter abhängt, die wiederum von dem lateralen Anstellwinkel abhängig ist und als Abstand der Schulter von der Oberfläche der tieferliegenden Platte (z = 0) bei nicht angestelltem Werkzeug (β = 0 ) definiert ist /51/. Ergebnisse In Abbildung 38 sind die Ergebnisse der statischen Zugprüfung für die positionsgeregelten Schweißversuche ohne seitliche Werkzeuganstellung (β = 0 ) bis zu einem Kantenversatz von h = 0,5 mm aufgetragen, wobei pro Schrittweite von h je vier Versuche durchgeführt wurden. Als Bezugsfläche zur Spannungsberechnung wurde der Nahtquerschnitt unmittelbar am Kantenversatz verwendet. Ferner ist die resultierende Anpresskraft F Z als Mittelwert aus den vier Messungen eingezeichnet. Die Bruchlage der Zugproben befindet sich überwiegend im Grundwerkstoff, wobei auch die Zugfestigkeit der in der Naht gerissenen Proben innerhalb des Streubands auf Grundwerkstoffniveau oder teilweise sogar darüber liegt. Mit Ausnahme der Werte bei h = 0,4 mm, die als Ausreißer betrachtet werden können, ist kein Einfluss des Kantenversatzes auf die Nahtqualität zu erkennen. Somit kann daraus gefolgert werden, dass ein Höhenversatz bei Stumpfstoßverbindungen bis etwa 0,5 mm, unter den gegebenen Prozess- und Werkzeugparametern, ohne nennenswerten Festigkeitsabfall der Schweißnaht überwunden werden kann. Allerdings ist eine deutliche Zunahme der Anpresskraft zu beachten.

54 Ergebnisse der Versuchsreihen 51 EN AC-AlSi10MnMg / positionsgeregelt geschweißt / β = MPa kn R m, GW Zugfestigkeit R m Anpresskraft F z Bruchlage GW Naht F z Kraft Fz 0 0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 mm 0,6 Kantenversatz h Abbildung 38: Zugfestigkeit in Abhängigkeit vom Kantenversatz ohne seitliche Werkzeuganstellung EN AC-AlSi10MnMg, 4 mm dicke Platten, positionsgeregelt geschweißt, β = 0 Mit dem Roboter kann ebenfalls ein Kantenversatz von bis zu 0,5 mm gefügt werden, ohne die Leistungsgrenzen hinsichtlich der Anpresskraft zu überschreiten. Die erreichten Zugfestigkeitswerte liegen überwiegend auf Grundwerkstoffniveau, streuen jedoch stärker als im positionsgeregelten Betrieb (s. Abbildung 39). Wiederum ist keine Abhängigkeit der Nahtqualität von der Höhe des Kantenversatzes erkennbar. EN AC-AlSi10MnMg / kraftgeregelt geschweißt / β = Zugfestigkeit R m MPa MPa Pore im GW 15 kn R m, GW Anpresskraft F z Bruchlage GW Naht Kraft Fz F z 0 0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 mm 0,5 0,6 Kantenversatz h Abbildung 39: Zugfestigkeit in Abhängigkeit vom Kantenversatz ohne seitliche Werkzeuganstellung EN AC-AlSi10MnMg, 4 mm dicke Platten, kraftgeregelt geschweißt, β = 0

55 h = 0,5 mm h = 0,1 mm Ergebnisse der Versuchsreihen 52 Die Auswertung der metallographischen Querschliffe in Abbildung 40 bestätigt die hohe Nahtqualität, die trotz Kantenversatz erreicht wurde. Es sind keine inneren Nahtfehler zu erkennen. RS AS RS AS 1 mm 1 mm 1 mm 1 mm positionsgeregelt kraftgeregelt Abbildung 40: Metallographische Querschliffe für Kantenversatz h = 0,1 und h = 0,5 mm EN AC-AlSi10MnMg, ohne lateralen Anstellwinkel (β = 0 ), Plattendicke 4 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) Abbildung 41 zeigt die gemittelten Zugfestigkeitswerte aus je zwei Versuchen für die Kantenversätze h = 1 mm und h = 2 mm in Abhängigkeit des lateralen Anstellwinkels β des FSW-Werkzeugs. Weiterhin sind das Streuband der Grundwerkstoffzugfestigkeit sowie die resultierenden Anpresskräfte aufgetragen. Ein weiterer Anstieg dieser konnte trotz einer Vervielfachung des Kantenversatzes im Vergleich zu Abbildung 38 durch die seitliche Werkzeuganstellung vermieden werden. Für h = 2 mm liegen die maximal aufgetretenen Anpresskräfte nur um etwa 1 kn höher als für h = 1 mm. Damit trägt die Werkzeugpositionierung entsprechend Abbildung 37b maßgeblich zur Dämpfung des Anstiegs der Anpresskraft bei zunehmendem Kantenversatz und somit zur Belastungsreduktion der Systemtechnik bei. Die erreichten Zugfestigkeitswerte liegen für beide Werte von h im Bereich des Streubands des Grundwerkstoffs, wobei jeweils ein geringer Festigkeitsabfall mit zunehmendem lateralem Anstellwinkel festzustellen ist. Für 3 β 7 wurden die höchsten Festigkeitswerte erzielt /51/. Die Bruchlage der Zugproben befindet sich für h = 1 mm mit einer Ausnahme unmittelbar an der Kante, einer geometrischen Kerbe, unterhalb der Schweißnaht bzw. im Grundwerkstoff (s. Abbildung 77 im Anhang). Hingegen versagte ein höherer Anteil der Zugproben bei h = 2 mm in der Naht, insbesondere für β 11.

56 Ergebnisse der Versuchsreihen EN AC-AlSi10MnMg / positionsgeregelt geschweißt / β > 0 24 MPa kn Rm, GW Zugfestigkeit R m Anpresskraft F z Versatz h = 1 mm h = 2 mm F z,h=1mm Kraft_Fz_h F z,h=2mm Kraft_Fz_h lateraler Anstellwinkel β 0 Abbildung 41: Zugfestigkeit in Abhängigkeit vom lateralen Anstellwinkel β für die Kantenversätze h = 1 mm und h = 2 mm mit resultierender Anpresskraft Fz EN AC-AlSi10MnMg, 4 mm dicke Platten, positionsgeregelt geschweißt In Abbildung 42 sind die metallographischen Querschliffe zweier Nähte mit 1 bzw. 2 mm Kantenversatz dargestellt, wobei keinerlei Schlauchporen oder ähnliche Fehlstellen zu erkennen sind. Die lateralen Anstellwinkel β betrugen 5 bzw. 7. Zusammen mit den Ergebnissen aus dem statischen Zugversuch bestätigen die Querschliffe, dass mit dem FSW-Verfahren Höhenunterschiede der Fügepartner bei Stumpfstoßverbindungen von bis zu 2 mm ausgeglichen werden können. Industriell relevante Kantenversätze aufgrund von Fertigungsungenauigkeiten bzw. -toleranzen liegen in der Regel weit unterhalb der hier systematisch untersuchten Höhendifferenzen und sind mit FSW daher gut überbrückbar. Die statische Zugfestigkeit der Fügeverbindungen erreicht dabei weitestgehend das Grundwerkstoffniveau.

57 Ergebnisse der Versuchsreihen 54 RS AS Kantenversatz h h = 1 mm, β = 5 1 mm h = 2 mm, β = 7 1 mm Abbildung 42: Metallographische Querschliffe für Kantenversatz h = 1mm und h = 2 mm EN AC-AlSi10MnMg, positionsgeregelt geschweißt mit lateralem Anstellwinkel, Plattendicke 4 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) Im Gegensatz zum CNC-Bearbeitungszentrum stellt ein Kantenversatz von h = 1 mm bzw. h = 2 mm für den Roboter hinsichtlich der notwendigen Anpresskräfte eine Herausforderung dar. Zwar konnte der Anstieg von F z durch den lateralen Anstellwinkel auf etwa 14 bzw. 16 kn begrenzt werden (s. Abbildung 41). Dennoch übersteigen die erforderlichen Anpresskräfte die Leistungsfähigkeit des Roboters, was sich in den Ergebnissen des statischen Zugversuchs in Abbildung 76 im Anhang widerspiegelt. Während ein Kantenversatz von h = 1 mm mit 3 seitlicher Werkzeuganstellung gut überbrückbar ist, ist die erforderliche Anpresskraft F z bei h = 2 mm zu hoch, sodass das Werkzeug seitlich zur tieferliegenden Gussplatte ausweicht und versetzt zum Fügestoß läuft (s. Abbildung 43 Mitte). Da der Schweißstift in den höheren Fügeparter nur unzureichend eindringt, resultiert keine belastbare Schweißverbindung, wie die Zugversuche bestätigen. Ein größerer lateraler Anstellwinkel β wirkt sich jedoch positiv aus, da der Schweißstift dadurch in einem steileren Winkel zur Fügestoßfläche des höheren Fügepartners eintauchen kann (vgl. dazu auch die Prinzipskizze in Abbildung 37). Die Werkzeugabdrängung kann mit kommerziell verfügbaren Nahtverfolgungssystemen innerhalb der Leistungsgrenzen des Roboters eliminiert werden, sodass bis zu einem Kantenversatz von etwa 1 mm mit dem CNC-Bearbeitungszentrum vergleichbare Ergebnisse erzielt werden können. Dies war nicht Untersuchungsgegenstand des bearbeiteten Forschungsvorhabens, ist jedoch beim Einsatz von Industrierobotern zu beachten.

58 Ergebnisse der Versuchsreihen 55 RS AS Kantenversatz h h = 1 mm, β = 3 h = 2 mm, β = 5 Werkzeugabdrängung h = 2 mm, β = 7 Werkzeugabdrängung Abbildung 43: Metallographische Querschliffe für Kantenversätze h = 1mm und h = 2 mm EN AC-AlSi10MnMg, kraftgeregelt geschweißt mit lateralem Anstellwinkel β, Plattendicke 4 mm (AS: Advancing Side, RS: Retreating Side) 4.8 Einfluss der Gussqualität des Ausgangswerkstoffes auf die Schweißnaht (AP 6) Poren und Lunker, also Volumendefizite, lassen sich bei Gusswerkstoffen herstellungsbedingt oft nicht vollständig vermeiden. Da beim Rührreibschweißen kein Zusatzwerkstoff verwendet wird, stellt sich die Frage, wie sich derartige Fehlstellen im Grundwerkstoff auf die Schweißnahtqualität auswirken. Ziel der Untersuchungen war daher, den Einfluss der Gussqualität des Ausgangswerkstoffs auf die resultierende Qualität der FSW- Fügeverbindungen zu ermitteln und Mindestanforderungen an die Gussqualität von Bauteilen, die mit dem FSW-Verfahren gefügt werden sollen, zu formulieren. Vorgehensweise Die Versuche wurden an 4 mm dicken Platten der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) zunächst positions- und anschließend kraftgeregelt durchgeführt. Da es sich als nicht praktikabel erwiesen hatte, reproduzierbar eine definierte Porosität und damit Gussqualität der Versuchsplatten herzustellen, wurden die Fehlstellen im Werkstoff gezielt erzeugt. Dazu

59 Ergebnisse der Versuchsreihen 56 wurden die Platten halbiert und jeweils in der Fügestoßfläche maschinell mit Bohrungen versehen, wie in Abbildung 44 zu sehen ist. Druckgussplattenhälfte Fügestoßfläche x x2 x3 x1 x B Bohrungen mit Variation des Durchmessers Ø B und des Abstands x B (im Bild nicht variiert) Abbildung 44: Versuchsplatte mit Bohrungen in der Fügestoßfläche (schematisch) Die einzelnen Stufen der Parameter Bohrungsdurchmesser und -abstand sowie Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit, die im positionsgeregelten Betrieb untersucht wurden, können nachfolgender Tabelle entnommen werden. Die Bohrungstiefe entspricht dabei stets dem Bohrungsdurchmesser. Tabelle 12: Versuchsparameter für positionsgeregelten Betrieb Einfluss der Gussqualität Bohrungsdurchmesser Ø B [mm] Bohrungsabstand x B [mm] Drehzahl n [U/min] Vorschubg. v [mm/min] 1, , , Während Bohrungsdurchmesser und -abstand nach einem vollfaktoriellen Versuchsplan variiert wurden, wurden Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit lediglich zeilenweise miteinander kombiniert, um den Versuchsumfang zu beschränken. Die Eintauchtiefe (E t = 0,1 mm) und der Anstellwinkel (α = 2 ) blieben konstant. Im kraftgeregelten Betrieb wurden die Versuche exemplarisch mit n = 600 U/min und v = 200 mm/min durchgeführt, wobei die Länge des Schweißstifts 3,87 mm betrug. Das ist 0,12 mm kürzer als im positionsgeregelten Betrieb, um eine Kollision mit der Schweißunterlage beim Überfahren der Bohrungen durch tieferes Eintauchen (s. Abbildung 52) aufgrund der Kraftregelung zu vermeiden. Dadurch steigt das Risiko, dass die Nähte nicht vollständig durchgeschweißt sind, was jedoch in Kauf genommen werden musste. Es wurden pro Schweißnaht jeweils zwei Kombinationen aus Bohrungsdurchmesser und -abstand mit je drei Bohrungen pro Kombination untersucht.

60 Ergebnisse der Versuchsreihen 57 Ergebnisse - Zugversuche Die Zugproben wurden jeweils mittig zur Bohrung entnommen. In Abbildung 45 sind die Mittelwerte und Standardabweichungen der statischen Zugfestigkeit über dem Bohrungsdurchmesser aufgetragen, wobei unabhängig vom Bohrungsabstand und den Prozessparametern Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit gemittelt wurde. Als Referenz dienen Proben ohne Bohrungen. Im Vergleich dazu fällt die Zugfestigkeit mit zunehmendem Bohrungsdurchmesser ab. EN AC-AlSi9Cu3(Fe) / positionsgeregelt geschweißt Zugfestigkeit R m 300 MPa ohne Bohrung Bohrungsdurchmesser Ø B in mm Bruchlage GW Naht Abbildung 45: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Bohrungsgröße Mittelwerte und Standardabweichungen für EN AC-AlSi9Cu3(Fe), 4 mm dicke Platten, positionsgeregelt geschweißt Bis zu Ø B = 2 mm versagten die Zugproben alle im Grundwerkstoff, d. h. Volumenfehler bis zu dieser Größenordnung können durch das FSW-Verfahren kompensiert bzw. repariert werden. Voraussetzung dafür ist ein hinreichend großer Schweißstiftdurchmesser (hier: 5 mm). Hingegen befand sich die Bruchlage für Ø B = 2,5 mm ausnahmslos in der Fügezone. Die große Streuung in diesem Fall deutet auf eine verstärkte Abhängigkeit der Nahtqualität von den Prozessparametern (Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit) sowie vom Bohrungsabstand im Vergleich zu Ø B = 1,5 mm und Ø B = 2,0 mm hin. Während kleinere Volumenfehler in einem verhältnismäßig weiten Parameterfenster durch das FSW-Verfahren robust verschlossen werden können (s. auch Abbildung 49), bedarf es bei größeren Fehlern einer Optimierung der Prozessparameter. Ein hohes Verhältnis von Drehzahl zu Vorschubgeschwindigkeit n/v sowie ein großer Bohrungsabstand x B begünstigen die Kompensierbarkeit von Volumenfehlern. Weiterhin ist davon auszugehen, dass sich ein größerer Durchmesser von Schweißstift und Werkzeugschulter ebenfalls vorteilhaft auswirkt. Der Werkzeugeinfluss wurde im Rahmen dieses Forschungsvorhabens jedoch nicht untersucht. In Abbildung 46 sind die Zugfestigkeitswerte der Proben mit Ø B = 2,5 mm, die in der Fügezone versagten, im Einzelnen abhängig von der untersuchten Kombinationen aus Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit dargestellt. Für den Bohrungsabstand x B = 5 mm wurden keine Versuche mit v = 400 mm/min durchgeführt, da sich diese Vorschub-

61 Ergebnisse der Versuchsreihen 58 geschwindigkeit bereits bei Ø B = 2,0 mm und x B = 5 mm als ungünstig erwiesen hatte, wie den Querschliffen in Abbildung 47 zu entnehmen ist. Es zeigt sich, dass mit größerem n/v- Verhältnis Volumenfehler besser repariert werden können und daher höhere Zugfestigkeiten erreichbar sind. EN AC-AlSi9Cu3(Fe) / 4 mm / positionsgeregelt geschweißt 250 MPa 200 Zugfestigkeit R m / /400 Bohrungsabstand x B xb = 5 mm x B xb = 10 mm x B xb = 15 mm Drehzahl in U/min / Vorschubgeschwindigkeit in mm/min Abbildung 46: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Prozessparameter Drehzahl und Vorschubgeschwindigkeit für verschiedene Bohrungsabstände und -größen EN AC-AlSi9Cu3(Fe), 4 mm dicken Platten, positionsgeregelt geschweißt, Ø B = 2,5 mm Mit x B = 15 mm ist allerdings der Abstand zwischen den Bohrungen bereits ausreichend groß, sodass die Hohlräume mit beiden Parametersätzen n/v gut kompensiert werden können. Somit wirkt sich das n/v-verhältnis hier deutlich geringer aus. Wird dieses konstant gehalten, so wird der Einfluss des Bohrungsabstands ersichtlich. Je größer dieser Abstand ist, desto geringer ist das durchschnittliche Volumendefizit pro Längeneinheit der Naht, das durch den Werkstofffluss um den Schweißstift herum aufgefüllt werden muss. Um erklären zu können, warum es bei n/v = 1200/400 U/mm einen Unterschied zwischen x B = 10 mm und x B = 15 mm gibt, während dem bei n/v = 800/200 U/mm nicht so ist, wird folgende Annahme getroffen: Mit größerem n/v-verhältnis steigt auch der Werkstofffluss um den Schweißstift herum. Dadurch reduziert sich die benötigte Strecke, um ein bestimmtes Volumendefizit (Fehler) zu kompensieren. Ist diese Strecke kleiner als der Abstand zwischen zwei Fehlstellen, dann erhöht sich die Nahtqualität mit steigendem Abstand x B nicht mehr, da sich benachbarte Fehler gegenseitig auch nicht mehr beeinflussen. Ergebnisse Querschliffe Pro Parameterkombination gemäß Tabelle 12 wurde, wie in Abbildung 44 schematisch skizziert, jeweils ein Querschliff 3 mm vor der Bohrung (x1), mittig zur Bohrung (x2) sowie 3 mm hinter der Bohrung (x3) angefertigt. In Abbildung 47 sind die metallographischen

62 Ergebnisse der Versuchsreihen 59 Querschliffe für n = 1200 U/min und v = 400 mm/min bei einem Bohrungsdurchmesser von Ø B = 2 mm dargestellt. Position des Querschliffs bzgl. der Bohrung x1 RS AS x2 RS AS x3 RS AS xb = 5 mm F10 1 mm F11 1 mm F12 1 mm xb = 10 mm F4 1 mm F5 1 mm F6 1 mm Abbildung 47: Variation des Bohrungsabstands x B n = 1200 U/min, v = 400 mm/min, Ø B = 2 mm (RS: Retreating Side, AS: Advancing Side) Während bei einem Bohrungsabstand von x B = 10 mm das durch die Bohrung verursachte Volumendefizit vollständig kompensiert werden kann, ist dies bei x B = 5 mm aufgrund der größeren Porosität nicht der Fall. In Schweißrichtung hinter der Bohrung (x3) sind Schlauchporen auf der Gleichlaufseite (AS) zu erkennen, die auf eine unzureichende Verdichtung, bedingt durch den fehlenden Werkstoff, schließen lassen. Auffällig ist, dass sich der eingebrachte Volumenfehler nicht unmittelbar an der Stelle x2, sondern erst bei x3 auswirkt. Er wird demzufolge verschleppt, was mit folgender Modellvorstellung begründet werden kann: Unter der konkaven Werkzeugschulter bildet sich aufgrund des Anstellwinkels (α = 2 ) ein Werkstoffreservoir, mit dem das Volumendefizit zunächst ausgeglichen werden kann. Folgt jedoch bereits der nächste Fehler in zu dichtem Abstand (hier x B = 5 mm), so kann sich das Werkstoffreservoir nicht hinreichend schnell regenerieren, was in der Folge zu Verdichtungsproblemen und somit zu den rot markierten Schlauchporen im Querschliff F12 führt. Aus den Querschliffen in Abbildung 48 geht der Einfluss des Bohrungsdurchmessers auf die Nahtqualität hervor. Der Bohrungsabstand (x B = 10 mm) sowie die Prozessparameter n und v sind konstant. Bis zu Ø B = 2 mm sind die FSW-Nähte fehlerfrei, was auch die Ergebnisse der Zugversuche in Abbildung 45 bestätigen. Bei einer Erhöhung des Bohrungsdurchmessers auf Ø B = 2,5 mm tritt wiederum auf der Gleichlaufseite (AS) an der Stelle x3 eine Schlauchpore auf (s. Querschliff H3), während an den Positionen x1 und x2 keine Fehler zu erkennen sind. Wie bereits erwähnt, wird die Fehlerkompensierbarkeit durch ein größeres n/v-verhältnis begünstigt. So ließen sich mit n/v = 800/200 U/mm statt 1200/400 U/mm Nähte ohne Fehlstellen erzeugen (s. Abbildung 79 im Anhang).

63 Ergebnisse der Versuchsreihen 60 Position des Querschliffs bezgl. der Bohrung x1 RS AS x2 RS AS x3 RS AS ØB = 1,5 mm 1 mm 1 mm 1 mm F16 F17 F18 ØB = 2,0 mm 1 mm 1 mm 1 mm F4 F5 F6 ØB = 2,5 mm 1 mm 1 mm 1 mm H1 H2 H3 Abbildung 48: Variation des Bohrungsdurchmessers Ø B n = 1200 U/min, v = 400 mm/min, x B = 10 mm (RS: Retreating Side, AS: Advancing Side) Abbildung 49 zeigt Querschliffe mit Bohrungsabstand x B = 10 mm und Bohrungsdurchmesser Ø B = 1,5 mm für unterschiedliche n-v-kombinationen. Da das Volumendefizit bezogen auf eine bestimmte Nahtlängeneinheit in diesem Fall relativ gering ist, können die Fehlstellen durch das FSW-Verfahren mit allen untersuchten Parametersätzen n/v behoben werden. Je größer dieses Volumendefizit jedoch wird, desto schmäler wird das Prozessparameterfenster, innerhalb dessen Fehler im Gusswerkstoff kompensiert werden können.

64 n = 1800 U/min v = 800 mm/min n = 1200 U/min v = 400 mm/min n = 600 U/min v = 200 mm/min Ergebnisse der Versuchsreihen 61 Position des Querschliffs bezgl. der Bohrung x1 RS AS x2 RS AS x3 RS AS 1 mm 1 mm 1 mm F13 F14 F15 1 mm 1 mm 1 mm F16 F17 F18 1 mm 1 mm 1 mm G13 G14 G15 Abbildung 49: Variation der Drehzahl und der Vorschubgeschwindigkeit Ø B = 1,5 mm, x B = 10 mm (RS: Retreating Side, AS: Advancing Side) Die Auswertung der kraftgeregelten Schweißversuche mithilfe metallographischer Querschliffe lässt im Gegensatz zum positionsgeregelten Betrieb keine inneren Nahtfehler erkennen, die auf eine mangelnde Verdichtung beim Passieren einer Bohrung zurückzuführen wären. Wie aus Abbildung 52b hervorgeht, regelt das System etwa 0,1 mm in Anpressrichtung nach. Fehlstellen ergaben sich jedoch aufgrund der seitlichen Werkzeugabdrängung, sodass der Schweißstift die Bohrung teilweise nicht vollständig erfasste und diese somit nicht repariert werden konnten. In Abbildung 50 sind exemplarisch die Querschliffe zweier Schweißnähte dargestellt, wobei das Werkzeug im linken Fall neben dem Fügestoß läuft. An der Stelle x2 ist der Umriss der Bohrung gestrichelt eingezeichnet. Durch die Werkzeugabdrängung wird der Hohlraum nicht komplett aufgefüllt. Im rechten Fall hingegen sind bei mittiger Positionierung des Schweißstifts zum Fügestoß keine Fehlstellen erkennbar.

65 Position des Querschliffs bezgl. der Bohrung Ergebnisse der Versuchsreihen 62 Ø B = 2,5 mm Ø B = 2,0 mm x1 1 mm 1 mm x2 1 mm 1 mm x3 1 mm 1 mm Werkzeug neben dem Fügestoß Werkzeug mittig zum Fügestoß Abbildung 50: Einfluss der Werkzeugabdrängung n = 600 U/min, v = 200 mm/min, x B = 10 mm, kraftgeregelt geschweißt Ergebnisse Einfluss auf die Anlagentechnik CNC-Bearbeitungszentrum Um den Einfluss der Gussqualität auf die Anlagentechnik zu beurteilen, wurden im positionsgeregelten Betrieb die Kräfte in Anpress- und Vorschubrichtung sowie das Spindeldrehmoment gemessen. In Abbildung 51 sind beispielhaft die Verläufe eines Schweißversuchs mit folgenden Parametern dargestellt: Bohrungsdurchmesser Ø B = 2 mm Bohrungsabstand x B = 10 mm Drehzahl n = 1800 U/min Vorschubgeschwindigkeit v = 800 mm/min Die Schwankungen aufgrund der eingebrachten Bohrungen in den Fügestoßflächen sind in allen drei Signalen deutlich zu erkennen. In Anpressrichtung fällt die Kraft beim Überfahren einer Fehlstelle um bis zu 2 kn ab. Das entspricht etwa einem Fünftel gegenüber dem Referenzprozess ohne Bohrungen. Aufgrund der Positionsregelung bestand auch Kollisionsgefahr mit der Schweißunterlage durch zu tiefes Eintauchen des Werkzeugs. Somit wirkt sich in diesem Fall eine schlechte Gussqualität auf die Anlagentechnik nicht negativ aus.

66 Drehmoment M Moment [Nmm] Moment [Nmm] Moment [Nmm] Position [mm] Position [mm] Position [mm] Kraft [N] Kraft [N] Kraft [N] Kraft [N] Kraft [N] Kraft [N] Ergebnisse der Versuchsreihen 63 Kraft FX , kn , , , , , Vorschubkraft Kraft in Kraft x-richtung in x-richtung Kraft in x-richtung Zeit [ms] 8 Zeit [ms] s Zeit [ms] Zeit Kraft FZ 10 kn Anpresskraft Kraft in Kraft z-richtung in z-richtung Kraft in z-richtung Zeit [ms] Zeit 10 [ms] s 18 Zeit [ms] Zeit 2.5 x 104 Moment in x-richtung 2.5 x 104 Moment in x-richtung 2.5 x 104 Moment in x-richtung Nm Zeit [ms] 8000 Zeit [ms] Zeit [ms] 0 Spindeldrehmoment s 18 Zeit Position Position in z-richtung in z-richtung 60 Position in z-richtung Abfall des Messsignals bei jeder Bohrung Zeit 8000 [ms] Zeit [ms] Zeit [ms] Abbildung 51: Schwankung der Messsignale aufgrund der eingebrachten Bohrungen (Ø B = 2 mm, x B = 10 mm) in den Fügestoßflächen positionsgeregelt geschweißt Ergebnisse Einfluss auf Anlagentechnik Roboter Im kraftgeregelten Betrieb wurden die Anpresskraft sowie die Pfadkorrektur in Anpressrichtung erfasst. Dabei handelt es sich um die notwendige Zustellung des Werkzeugs normal zur Schweißnahtoberfläche, damit die vorgegebene Anpresskraft trotz der geringeren Steifigkeit des Robotersystems im Vergleich zum CNC-Bearbeitungszentrum erreicht wird. Der Ursprung des Koordinatensystems wird auf die Werkzeugschulter gelegt. Aus Abbildung 52 b) geht hervor, dass eine Pfadkorrektur in Anpressrichtung, die aus den Getriebestellungen der sechs Achsen berechnet wird, von bis zu 2,5 mm erforderlich ist. Ohne Widerstand durch den Werkstoff würde die Schulter demnach auf diesen Wert unterhalb der Schweißnahtoberfläche positioniert werden. Weiterhin fällt auf, dass die erforderliche Pfadkorrektur über die Schweißnahtlänge abnimmt, was auf die zunehmende Erwärmung der Versuchsplatten, bedingt durch einen Wärmestau, zurückzuführen ist. Diese system- und prozessbedingte, berechnete globale Korrektur der Werkzeugbahn ist für die Betrachtung des Einflusses von Volumenfehlern auf die Anlagentechnik jedoch nicht von Bedeutung. Relevant sind hier die kleinen, lokalen Schwankungen, die in Abbildung 52b deutlich erkennbar sind. Beim Überfahren einer Bohrung taucht die Werkzeugschulter um ca.

67 Korrektur Ergebnisse der Versuchsreihen 64 0,1 mm tiefer ein. Da die Schweißstiftlänge vorsorglich etwas kürzer eingestellt wurde, kam es zu keiner Kollision mit der Schweißunterlage. a) Kraft F z 10 kn Anpresskraft 3 Bohrungen Ø B = 2,5 mm x B = 15 mm 3 Bohrungen Ø B = 2,5 mm x B = 10 mm s 50 Zeit F z = 160 N b) 3.5 mm Pfadkorrektur in Anpressrichtung 3 Bohrungen Ø B = 2,5 mm x B = 15 mm s 50 Zeit z = 0,1 mm 3 Bohrungen Ø B = 2,5 mm x B = 10 mm Abbildung 52: Schwankung der Messsignale aufgrund Bohrungen (Ø B = 2 mm, x B = 15 bzw. 10 mm) in den Fügestoßflächen Anpresskraft, Pfadkorrektur in Anpressrichtung kraftgeregelt Die Anpresskraft fällt dabei aufgrund der Trägheit der Regelung um etwa 160 N gegenüber dem vorgegebenen Wert (hier F z = 8 kn) ab, was ca. 2 % entspricht. Damit ist der Kraftabfall erwartungsgemäß deutlich geringer als im positionsgeregelten Betrieb. Folglich kann auch bei Volumenfehlern, wie z B. Poren oder Lunkern, eine nahezu konstante Verdichtung des Werkstoffs gewährleistet werden, die sich maßgeblich auf die Nahtqualität auswirkt. Eine Kraftregelung der FSW-Prozesses ist unter diesem Gesichtspunkt einer Positionsregelung vorzuziehen, wobei sicherzustellen ist, dass eine Kollision des Schweißstifts mit der Schweißunterlage vermieden wird. 4.9 Einfluss der Wärmebehandlung (AP 7) Beim Gießen von Strukturbauteilen werden überwiegend Legierungen eingesetzt, die ihre Festigkeit und geforderte Bruchdehnung durch eine Warmauslagerung erreichen. Aus diesem Grund wurde an der warmaushärtenden Legierung EN AC-AlSi10MnMg untersucht, ob der FSW-Prozess der Wärmebehandlung vor- oder nachgeschaltet werden muss. Für die Versuche wurden 3 mm dicke Platten der TRIMET ALUMINIUM AG verwendet. Die eine Hälfte der Platten wurde einer T7-Wärmebehandlung unterzogen, während die andere Hälfte im Zustand F (Herstellungszustand) verblieb. Anschließend wurden die Platten spanend getrennt und im Stumpfstoß geschweißt. Die noch nicht wärmebehandelten Platten erhielten im Anschluss ebenfalls eine T7-Wärmebehandlung. Aus patentrechtlichen Gründen können hier keine detaillierten Angaben zu Temperaturen und Haltezeiten gemacht werden. Die FSW-Schweißungen erfolgten positionsgeregelt mit folgenden Parametern:

68 Spannung Bruchdehnung Ergebnisse der Versuchsreihen 65 Drehzahl n Vorschubgeschwindigkeit v Eintauchtiefe der Schulter E t Nahtform 1200 U/min 400 bzw. 800 mm/min 0,1 mm Stumpfstoß Zugversuche und metallographische Untersuchungen dienten zur Quantifizierung der Ergebnisse. In Tabelle 13 und in Abbildung 53 sind die Ergebnisse der Zugversuche dargestellt. Tabelle 13: Bruchlage der geschweißten Proben für unterschiedliche Wärmebehandlungsreihenfolgen (GW: Grundwerkstoff, WEZ: Wärmeeinflusszone) Bruchlage F-FSW T7-FSW F-FSW-T7 GW - 83,33 % - WEZ - 16,67 % - Naht 100 % % 350 Kennwerte Wärmebehandlung 28 MPa % Rm R m Rp02 R p 0,2 Bruchdehnung 0 0 AlSi10MnMg GW Zustand F AlSi10MnMg GW Zustand T7 AlSi10MnMg F-FSW AlSi10MnMg T7-FSW AlSi10MnMg F-FSW-T7 Abbildung 53 : Mechanische Kennwerte der unterschiedlichen Wärmebehandlungszustände im ungeschweißten und geschweißten Zustand Eine T7-Wärmebehandlung setzt sich aus einem Lösungsglühen mit Luftabschreckung, einer Auslagerung zur gezielten Ausscheidung der kohärenten/teilkohärenten Mg 2 Si-Phase und einer nachfolgenden Überalterung zusammen. Bei der Überalterung kommt es durch die inkohärente Ausscheidung der Mg 2 Si-Phase zu einem Festigkeitsabfall und einem Anstieg

69 Ergebnisse der Versuchsreihen 66 der Dehnung. Für die Legierung EN AC-AlSi10MnMg (trimal -05) werden von der TRIMET ALUMIUM AG im Zustand F eine Zugfestigkeit von 240 bis 290 MPa und eine Bruchdehnung von 5 bis 12 % sowie im Zustand T7 eine Zugfestigkeit von 200 bis 250 MPa und eine Bruchdehnung von 10 bis 16 % angegeben. Diese Werte werden auch von den hier verwendeten Gussplatten erreicht. Das Gefüge der Grundwerkstoffe ist in Abbildung 54 a) und b) gezeigt. a) Zustand F (90 HV0,5) b) Zustand T7, (65 HV0,5)) Abbildung 54: Gefüge der Legierung EN AC-AlSi10MnMg (trimal - 05 ) im Zustand F und T7 Im Schweißgut der FSW-Naht im Ausgangszustand F kommt es zur bekannten Ausbildung feiner, aber inhomogener Strukturen und zu einem Härteabfall. Dadurch erklärt sich auch die verringerte Zugfestigkeit der geschweißten Probe und die Bruchlage im Schweißgut (s. Abbildung 51). F - FSW T7 - FSW FSW T7 Härte im SG: HV0,5 Härte im SG:50-70 HV0,5 Härte im SG: HV0,5 Abbildung 55: Gefüge im Nugget der Legierung AlSi10MnMg (trimal - 05) im Zustand F-FSW, T7-FSW und FSW-T7 (SG: Schweißgut) Beim Schweißen nach einer T7-Wärmebehandlung liegt im Grundwerkstoff bereits ein feines Gefüge vor, sodass auch das Schweißgut wesentlich homogener ausgebildet ist. Es kommt daher nur zu dem geringen Abfall der mechanisch-technologischen Kennwerte. Die Bruchlage, die sich überwiegend im Grundwerkstoff befand, lässt in Verbindung mit dem Abfall der Dehnung vermuten, dass in diesem Fall die Homogeniät der Gussplatte der bestimmende Faktor ist. Erfolgt die T7-Wärmebehandlung dagegen nach dem Schweißen,

70 Ergebnisse der Versuchsreihen 67 was in der Serienfertigung eher unüblich ist, so führt dies zu einem vergleichsweise stark ausgeprägten Härteabfall sowie, neben einer inhomogenen Gefügestruktur, auch zu einem starken Abfall aller mechanisch-technologischen Kennwerte. Die Bruchlage aller Zugproben lag daher auch zu 100 % in der Naht. Es ist nicht auszuschließen, dass es hier durch die inhomogene Struktur in der Naht zusätzlich zu einer lokalen Überalterung mit einem starken Festigkeitsabfall bei der Wärmebehandlung gekommen ist. Ein Schweißprozess vor einer Wärmebehandlung ist also nicht zu empfehlen Vergleich mit anderen Schweißverfahren (AP 8) In weiteren Versuchen wurde das FSW-Verfahren mit Schmelzschweißverfahren anhand 4 mm dicker Druckgussplatten der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) verglichen. Als Trennstoff kam der wachsfreie Trennstoff Safety-Lube 1610 im Mischungsverhältnis von 1:125 mit Wasser zum Einsatz. Dieser Trennstoff erwies sich bereits in vorangegangen Untersuchungen im Hinblick auf Schweißvorgänge als gut geeignet, sodass er als Einflussgröße auf die Schweißnahtqualität vernachlässigbar ist. In Tabelle 14 sind die Parameter zur Herstellung der für den Vergleich der Schweißverfahren verwendeten Druckgussplatten zusammengefasst. Tabelle 14: Versuchsmatrix Vergleich der Schweißverfahren Versuchsmatrix Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) Trennstoff Safety-Lube 1610 Mischungsverhältnis 1:125 Kolbenschmierstoff Power-Lube 824 Plattendicke 4 mm Die Platten wurden halbiert und im Stumpfstoß gefügt. Anschließend erfolgten werkstofftechnische Untersuchungen der gefügten Platten anhand von Zugversuchen, metallographischen Querschiffen sowie UCI-Härtemessungen. In nachfolgender Tabelle sind die Prozessparameter für die jeweiligen Schweißverfahren aufgeführt:

71 Ergebnisse der Versuchsreihen 68 Tabelle 15: Prozessparameter der betrachteten Schweißverfahren FSW positionsgeregelt geschweißt Drehzahl n Vorschubgeschwindigkeit v Eintauchtiefe der Schulter E t 1000 U/min 400 mm/min 0,1 mm Elektronenstrahlschweißen (EB Electron Beam) Spannung U B Strahlstrom I B Schweißgeschwindigkeit Rechteckpendelung Pendelfrequenz V 36 ma 1,8 m/min 80% quer/ 20% längs 500 Hz Anzahl der Überfahrten 5 Fokuslage Bauteiloberfläche WIG Zusatzwerkstoff und Drahtdurchmesser Gas Schweißspannung Schweißstrom S-AlSi5 ø 1,6 mm 100 % Argon 10 l/min 18 V 120 A Brennerstellung 90 Schweißgeschwindigkeit 120 mm/min MIG Zusatzwerkstoff Gas Schweißspannung Schweißstrom Brennerstellung Schweißgeschwindigkeit Drahtzufuhrgeschwindigkeit S-AlSi12 ø 1,6 mm 100 % Argon 18 V 107 A 22 stechend 35,4 cm/min 2,7 m/min

72 Spannung Bruchdehnung Ergebnisse der Versuchsreihen 69 Zugversuche Bei den Zugversuchen wurde zunächst eine örtliche Unterscheidung der Proben in angussnahe und angussferne Probenlagen vorgenommen. Die Auswertung der unterschiedlichen Probenlagen ergab jedoch, dass kein örtlicher Einfluss in Bezug auf die mechanischen Kennwerte vorlag. Aus diesem Grund sind alle Probenlagen in der Auswertung in Abbildung 56 zusammengefasst. Mechanische Kennwerte EN AC-AlSi9Cu3(Fe) 300 MPa GW FSW EB MIG WIG Schweißverfahren 10 9 % Rm R m Rp02 R p 0,2 Bruchdehnung Abbildung 56: Mechanische Kennwerte der verschiedenen Schweißverfahren Es ist zu erkennen, dass die mechanischen Kennwerte der FSW-Schweißungen auf Grundwerkstoffniveau liegen. Die Dehnwerte weisen zwar eine geringere Bruchdehnung als der Grundwerkstoff auf; betrachtet man jedoch die Standardabweichung der FSW-Naht, so liegt diese im Bereich der Bruchdehnung des Grundwerkstoffs. Die Bruchlage der Zugproben befindet sich daher auch überwiegend im Grundwerkstoff (s. Tabelle 16). Tabelle 16: Bruchlage der mit verschiedenen Schweißverfahren gefügten Proben der Legierung EN AC-AlSi9Cu3(Fe) GW: Grundwerkstoff, WEZ: Wärmeeinflusszone Bruchlage GW FSW EB MIG WIG GW 100 % 87,5 % 55 % 11,1 % 10 % WEZ - 0 % 35 % 88,8 % 20 % Naht - 12,5 % 10 % - 70 % Die Zugfestigkeit der Elektronenstrahlnaht zeigt nur eine leichte Abnahme im Vergleich zum Grundwerkstoff, allerdings beträgt die Bruchdehnung nur noch 57% des Grundwerkstoffs. 55% der Proben versagten im Grundwerkstoff, die anderen Proben direkt an der Schmelzlinie der EB-Naht bzw. in der Naht.

73 Ergebnisse der Versuchsreihen 70 Die MIG- und die WIG-Proben zeigen eine erhebliche Abnahme der Bruchdehnung und der Zugfestigkeit im Vergleich zum Grundwerkstoff auf. Im Vergleich zur FSW-Naht verschiebt sich die Bruchlage überwiegend in den Bereich der Naht bzw. der Wärmeeinflusszone. Insgesamt weisen die FSW-Nähte die höchste Festigkeit unter allen Schweißverfahren auf und liegen auf Grundwerkstoffniveau, sodass die Fügenaht nicht die kritische Stelle im Bauteil ist, sondern die Festigkeit der Gesamtkonstruktion vom Grundwerkstoff abhängt. Im Gegensatz hierzu stehen die MIG- und WIG-Fügeverbindungen, die eine erhebliche Reduzierung der Gesamtfestigkeit in einer Konstruktion verursachen und somit die kritische Struktur in einem geschweißten Bauteil darstellen. Querschliffe und UCI-Härteprüfung Zusätzlich zu den statischen Zugversuchen sind die unterschiedlichen Schweißverfahren metallkundlich untersucht worden. Hierfür wurden Querschliffe aus den Schweißnähten entnommen und Gefügeuntersuchungen und Härtemessungen durchgeführt. FSW: Schliffbilder und UCI-Härtemessungen Abbildung 57: Schliffbild und Härtemessung einer FSW-Naht EN AC-AlSi9Cu3(Fe) Die Härteuntersuchungen ergaben, dass der Grundwerkstoff der Aluminium- Druckgussplatten eine Härte im Bereich von 75 HV0,5 bis 95 HV0,5 aufweist. Die Schwankungen in diesem Bereich sind auf die Unregelmäßigkeiten im Druckgießprozess zurückzuführen. Im Vergleich zum Grundwerkstoff steigt die Härte der Schweißnaht um 5 bis 10 HV0,5 auf 95 bis 105 HV0,5. Allerdings ist sie aufgrund der asymmetrischen Wärme-

74 Ergebnisse der Versuchsreihen 71 einbringung durch den Schweißprozess nicht über den gesamten Nahtbereich homogen (s. Abbildung 57). Die Härte der EB-Schweißnaht ist, wie auch die der FSW-Naht, höher als die Härte des Grundwerkstoffs. Im Bereich von 2 bis 3 mm oberhalb der Wurzel liegt die Härte unter 95 HV0,5. In der Nahtunterseite und -oberseite variiert die Härte zwischen 95 und 110 HV0,5. Verglichen mit dem Härteverlauf der FSW-Probe ist aber erkennbar, dass die Härte in der EB-Schweißnaht niedriger ist als die der FSW-Schweißnaht (s. Abbildung 58). Elektronenstrahlschweißen (EB Electron Beam) Abbildung 58: Schliffbild und Härtemessung einer Elektronenstrahl-Naht EN AC-AlSi9Cu3(Fe) Im Gegensatz zu den FSW- und EB-Proben ist bei der MIG-Schweißnaht keine Aufhärtung der Schweißnaht festzustellen. Der größte Bereich in der Schweißnaht besitzt dieselbe Härte wie der Grundwerkstoff. An einigen Stellen in der Schweißnaht und in der Wärmeeinflusszone sind jedoch auch Erweichungen erkennbar. Diese sind auf den Einfluss des Zusatzwerkstoffs AlSi12 bzw. auf die Porosität in der Schweißnaht zurückzuführen (s. Abbildung 59).

75 Ergebnisse der Versuchsreihen 72 MIG Abbildung 59: Schliffbild und Härtemessung einer MIG-Naht EN AC-AlSi9Cu3(Fe), Zusatzwerkstoff: S-AlSi12 Die Härte der WIG-geschweißten Probe ist vergleichbar mit der Härte der MIG-Probe. Wie auch bei der MIG-Probe sind Erweichungen durch den weicheren Zusatzwerkstoff AlSi5 zu erkennen. Zusätzlich tritt eine Erweichung der Wärmeeinflusszone auf, was sich in den Bruchbildern der Zugversuche widerspiegelt. Die dunklen, blau-schwarzen Bereiche im Härtebild in Abbildung 60 sind Poren.