SB_14.814B

2008
Abschlussbericht
DVS-Forschung
Entwicklung von lötgerechten
Konstruktionsund
Verfahrens strategien/
-empfehlungen zum Fügen
von temperierbaren
Werkzeugen mittels
Hochtemperaturlöten

Entwicklung von lötgerechten
Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen
zum
Fügen von temperierbaren
Werkzeugen mittels
Hochtemperaturlöten
Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben
IGF-Nr.: 14.814 B
DVS-Nr.: 07.052
Technische Universität Ilmenau
Förderhinweis:
Das IGF-Vorhaben Nr.: 14.814 B / DVS-Nr.: 07.052 der Forschungsvereinigung Schweißen und
verwandte Verfahren e.V. des DVS, Aachener Str. 172, 40223 Düsseldorf, wurde über die AiF im
Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF)
vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen
Bundestages gefördert.

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen
Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind online abrufbar
unter: http://dnb.dnb.de
© 2008 DVS Media GmbH, Düsseldorf
DVS Forschung Band 121
Bestell-Nr.: 170230
ISBN: 978-3-96870-120-2
Kontakt:
Forschungsvereinigung Schweißen
und verwandte Verfahren e.V. des DVS
T +49 211 1591-0
F +49 211 1591-200
forschung@dvs-hg.de
Das Werk ist urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, auch die der Übersetzung in andere Sprachen, bleiben
vorbehalten. Ohne schriftliche Genehmigung des Verlages sind Vervielfältigungen, Mikroverfilmungen und die
Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen nicht gestattet.

Name der Forschungsstelle(n)
/
IGF-Vorhaben-Nr. / GAG
Bewilligungszeitraum
Schlussbericht für den Zeitraum : _ .
zu dem aus Haushaltsmitteln des BMWi über die
geförderten IGF-Forschungsvorhaben
Normalverfahren
Fördervariante ZUTECH
Forschungsthema :
Für ein ZUTECH-Vorhaben sind folgende zusätzliche Angaben zu machen:
Der fortgeschriebene Plan zum Ergebnistransfer in die Wirtschaft
ist beigefügt
liegt bereits vor
wird fristgerecht nachgereicht
Ort, Datum
Unterschrift der/des Projektleiter(s)
IGF-Leitfaden Juni 2005 IGF-Vordruck der AiF [4.1.10]

Zusammenfassung
Das Forschungsziel, lötgerechte Konstruktions- und Verfahrensstrategien zum
Hochtemperaturlöten mit prozessintegrierter Wärmebehandlung von temperierbaren
Formwerkzeugen zu entwickeln, wurde erreicht. Im Rahmen des Forschungsvorhabens
wurde ein Modell des Lötprozesses erstellt, in dem auch Umwandlungen der
Werkstoffe berücksichtigt sind. Die Validierung des Modells erfolgte unter anderem
mit experimentellen Messungen wie der Temperaturverläufe bei der Demonstratorfertigung.
Diese belegen, dass während des Hochtemperaturlötens von Bauteilen mit
komplexen Innengeometrien größere Temperaturgradienten in den Komponenten
entstehen. Die Bauteile wurden an der Oberfläche durch Strahlung erwärmt. Es
traten wärmeleitungsbedingt Temperaturgradienten auf, die zu einem inhomogenen
Erwärmen bzw. Abkühlen des Bauteils führen. Die Temperaturdifferenzen bewirken
neben der Änderung der Werkstoffeigenschaften, auf Grund der Wärmebehandlung,
Spannungen. Übersteigen diese die Festigkeitswerte der Grundwerkstoffe bzw. des
Lotes treten Verformungen bzw. Rossbildung auf. Mit dem Modell ist es möglich,
Geometrien bzw. die Prozessführung simulationstechnisch zu bewerten und
anzupassen. Um kmU, die über kein speziell im Bereich FEM-Kenntnisse qualifiziertes
Personal verfügen, die gewonnen Erkenntnisse nutzbar zur Verfügung zu stellen,
wurde darüber hinaus eine interaktive Benutzeroberfläche für die genutzte Modellierungssoftware
erarbeitet. Durch die Eingabe „einfacher“ Daten, wie z.B. Werkstoffe
(Grundwerkstoffe, Lot), Lötspaltbreite und Temperatur-Zeit-Zyklus sowie den Import
der Bauteilgeometrien können Simulationen gestartet werden, die als Ergebnisse
konkrete Informationen zum resultierenden Eigenspannungszustand und den zu
erwartenden kritischen Bauteilbereichen, in denen es zum Versagen kommen kann,
liefert. Durch die Bereitstellung lötgerechter Konstruktionsstrategien wird der
Fertigungsprozess insgesamt positiv beeinflusst.
Das Forschungsvorhaben wurde aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums für
Wirtschaft und Technologie [BMWi] über die Arbeitgemeinschaft industrieller
Forschungsvereinigungen [Otto von Geuricke] e.V. [AiF] [AiF-Nr.: 14.814 BR
DVS.Nr. 07.03.2-2] gefördert und von der Forschungsvereinigung Schweißen und
verwandte Verfahren e.V. des DVS unterstützt. Für die Unterstützung sei gedankt.
Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.
Univ.- Prof. Dr.-Ing. J. Wilden
Verantwortlicher Projektleiter

Projektbegleitender Ausschuss
Bodycote Wärmebehandlung GmbH
Herr Dr.-Ing. D. Ashoff
Holzner Straße 39
58708 Menden
Siemens AG
Herr Dr.-Ing. I. Reinkensmeier
Nonnendammallee 104
13629 Berlin
Listemann AG
Herr Dr.-Ing. M. H. Boretius
Gewerbeweg 18, Mauren,
9493 Liechtenstein
Vacuheat GmbH
Herr Dr. L. Martinez
Hohensteiner Str. 11-13
09212 Limbach–Oberfrohna
Reuter Technologie GmbH
Herr K.-H. Reuter
Röntgenstraße 1
63755 Alzenau
Witzemann GmbH
Herr A. Aushauer
Östliche Karl-Friedrich-Str. 134
75175 Pforzheim
Robert Bosch GmbH
Herr F. Wetzl
Postfach 106050
70049 Stuttgart
Zigerlig TEC GmbH
Herr B.Zigerlig
Dorfstrasse 85 f
5417 Untersiggenthal

Inhaltsverzeichnis
1 Einleitung 1
2 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche
Problemstellung 3
2.1 Motivation 3
2.2 Zielsetzung 3
2.3 Methodischer Ansatz 4
3 Stand der Technik 7
4 Grundlagen 11
4.1 Hochtemperaturlöten 11
4.2 Eigenspannungen 12
4.3 Finite Elemente Methode 13
5 Modellbildung 18
5.1 Demonstratorgeometrie 18
5.2 Vernetzungsstrategien 19
5.3 Lotschichtvernetzung 20
5.4 Werkstoffdaten und Werkstoffkennwerte 21
5.5 Werkstoffgesetz 26
5.6 Rand- und Anfangsbedingungen 28
5.7 Lösungsphase [Solver] 30
5.8 Post-Processing 31
6 Ergebnisse und Diskussion 33
6.1 Ermittlung der Temperaturverteilung 33
6.2 Einfluss der Abkühlrate 34
6.3 Ermittlung der Spannungsverteilung und Spannungsverläufe 35
6.4 Ermittlung der Verschiebungen im Bauteil 43

6.5 Einfluss der Kanalgeometrie 46
7 Demonstratorfertigung 50
7.1 Verfahrensschritte 50
7.2 Temperaturmessungen 50
7.3 Messung der Verschiebung 56
7.4 Ultraschallprüfungen 59
8 Charakterisierung der Fügezone 61
8.1 Lichtmikroskopie 61
8.2 Röntgenspektroskopie 64
9 Erstellen eines interaktiven Moduls 68
10 Schlussfolgerungen 71
10.1 Wissenschaftlich technologischer Nutzen 71
10.2 Wirtschaftlicher Nutzen, insbesondere für kmU 71
10.3 Neuigkeitsgehalt 71
11 Zusammenfassung und Ausblick 73
12 Publikationen 76
12.1 Veröffentlichungen 76
12.2 Vorträge 76
12.3 Poster 76
13 Literaturverzeichnis 77

Einleitung
Das stoffschlüssige Fügeverfahren Hochtemperaturlöten ist in vielen Bereichen der
thermischen Fügetechnik von großer Bedeutung. Der Einsatz dieses Verfahrens
erfolgt unter anderem im Reaktorbau, im Turbinenbau sowie zur Herstellung von
Wärmetauschern und temperierten Werkzeugen. Es stellt eine Alternative zum
Schmelzschweißen dar, denn im Gegensatz zum Schweißen lassen sich beim Löten
Heißrisse durch die homogene Temperaturverteilung über das ganze Werkstück
vermeiden. Weiterhin können Verbunde erzeugt werden, die mit anderen Verfahren
schwer realisierbar sind. Ein Nachteil dieses Fügeverfahrens ist, dass das gesamte
Bauteil auf die erforderliche Löttemperatur erwärmt werden muss. Dies führt bei nicht
artgleichen Werkstoffen, unterschiedlichen Wandstärken oder unsymmetrischen
Geometrien bei größeren Bauteilen auf Grund der unterschiedlichen Wärmeableitung
zu unterschiedlicher Wärmeausdehnung.
Die dadurch entstehenden Eigenspannungen führen zu unerwünschten Maßänderungen
mit erhöhten Nacharbeitskosten oder zu Kantenversatz und somit zur
Unbrauchbarkeit der Bauteile. Darüber hinaus beschränken die entstehenden
Eigenspannungen durch Rissbildung, beispielsweise bei Spritzgusswerkzeugen an
den Kühlkanälen, die Einsatzdauer der gefügten Komponenten.
Hochtemperaturgelötete temperierbare Formwerkzeuge haben beispielsweise eine
hohe Bedeutung beim Herstellen von Kunststoffbauteilen gewonnen. Integrierte
Kühlkanäle sind hierbei notwendig, um die Temperatur beim Giessen steuern zu
können und Anhaftung, Überhitzen oder Verzug des zu verarbeitenden Werkstoffes
vermeiden zu können. In einer Hälfte des Werkzeuges werden durch spanendes
Bearbeiten konzentrische Kühlkanäle eingebracht. Anschließend werden die beiden
Hälften mittels Hochtemperaturlöten miteinander gefügt. Als Grundwerkstoff kommen
auf Grund der hohen thermodynamischen und mechanischen Belastung und der
erforderlichen Korrosionsbeständigkeit Werkzeugstähle zum Einsatz.
Die wissenschaftlich-technische Aufgabenstellung des Forschungsvorhabens besteht
darin, eine simulationsgestützte Vorhersage der resultierenden Eigenspannungen zu
ermöglichen sowie die aus dem Hochtemperaturlöten resultierende Form- und
Lagetoleranz zu ermitteln. Auf Basis der Simulationsergebnisse sind lötgerechte
Konstruktions- und Verfahrensstrategien beziehungsweise –empfehlungen zum
prozesssicheren Fügen von temperierbaren Werkzeugen abzuleiten, um so eine
hohe Qualität und lange Standzeit der Bauteile zu erreichen. Die Korrelation der
experimentellen und theoretischen Ergebnisse führt zu abgesicherten Konstruktionsund
Verfahrensrichtlinien für das Hochtemperaturlöten. Die entwickelten Gestaltungsrichtlinien
erleichtern kmU die Anwendung des vorgestellten Hochtemperaturlö-
1

tens. Weiterhin wird das zu erarbeitende interaktive Modul es ermöglichen, Geometrien
und Temperatur-Zeit-Zyklen für den Lötprozess simulationstechnisch zu
bewerten und anzupassen.
2

2 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung
2.1 Motivation
Hochtemperaturlöten von temperierbaren Formwerkzeugen hat eine zunehmende
Bedeutung erlangt und wird vorwiegend in kleinen und mittelständischen Lohnlötbetrieben
verwendet. Für die am häufigsten eingesetzten Werkstoffe sind Löttemperaturen
von 1000-1050°C ideal, da so eine prozessintegrierte Wärmebehandlung
durchgeführt werden kann und dadurch die Zykluszeit verringert wird. Als Lotwerkstoffe
kommen aus Kostengründen Nickelbasislote zum Einsatz, die allerdings mit
zunehmender Spaltbreite zur Sprödphasenbildung [Boride und Silizide] neigen.
Nicht artgleiche Werkstoffe, unterschiedliche Wandstärken oder unsymmetrische
Geometrien innerhalb eines Bauteils führen auf Grund der unterschiedlichen
Wärmeleitung bei größeren Bauteilen zu unterschiedlicher Wärmeausdehnung. Die
dadurch entstehenden Eigenspannungen führen zu unerwünschten Maßänderungen
mit erhöhten Nacharbeitskosten oder zu Kantenversatz und somit zur Unbrauchbarkeit
des Werkzeuges [N.N.03]. Darüber hinaus können sie während des Betriebs zur
Rissbildung in den Werkzeugen, insbesondere an den Temperierkanälen, führen.
Weitere Probleme resultieren aus der maximal erreichbaren Positioniergenauigkeit.
Die Kenntnis der Eigenspannungszustände und deren Wirkung auf das Versagen
von Bauteilen sind daher von großer praktischer Bedeutung. Es besteht daher der
Forschungsbedarf an Methoden, mit denen die aus dem Lötprozess resultierenden
Eigenspannungen vor dem Fügen bestimmt werden können. Die Methode der Finiten
Elemente bietet die Möglichkeit, die Prozessparameter entkoppelt zu betrachten, um
ein umfassendes Prozessverständnis zu schaffen.
Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten ist daher die Optimierung der Konstruktionsund
Verfahrensstrategie beim Löten von großer Bedeutung, da als Folge weniger
Ausschuss produziert wird, sich die Nacharbeit vermindert und die Fertigungs- und
Betriebsicherheit sowie die Werkzeugstandzeit erhöht werden. Hierdurch ergibt sich
insbesondere eine Zeit- und Kostenreduktion, die dazu beitragen kann, die Wettbewerbsfähigkeit
der kmU zu steigern.
2.2 Zielsetzung
Ziel des Forschungsvorhabens ist das Entwickeln von lötgerechten Konstruktionsund
Verfahrensstrategien zum Hochtemperaturlöten mit prozessintegrierter Wärmebehandlung
von temperierbaren Formwerkzeugen. Insbesondere werden den
3

konstruktiven Aspekten zum Gewährleisten der optimalen Lötspaltbreite, zum
Begrenzen der Form- und Lagetoleranzen sowie dem Minimieren der Eigenspannungen
nach dem Löten Rechnung getragen. Die Simulation des Lötprozesses unter
Berücksichtigung der temperaturabhängigen Werkstoffeigenschaften und der
eingesetzten Temperatur-Zeit-Zyklen gibt Aufschluss über die ausdehnungs- und
schrumpfungsbedingte Verschiebung sowie die resultierenden Eigenspannungen.
Hieraus lassen sich Strategien zur konstruktiven Auslegung sowie zur Prozessführung
ableiten, aus denen entsprechende Empfehlungen für kmU herausgearbeitet
werden. Die Korrelation der theoretischen (Modellentwicklung) mit den experimentellen
Ergebnissen führt zu abgesicherten Konstruktions- und Verfahrensrichtlinien für
das Hochtemperaturlöten. Darüber hinaus bewirkt der Einsatz kommerziell verfügbarer
Standard CAD- und FEM-Software den Transfer in kmU. Die bisher komplexe
Bedienung von Simulationssystemen wird durch das Erarbeiten eines interaktiven
Moduls zur Eingabe der Werkstoffe (Grundwerkstoffe, Lot), Lötspaltbreite und
Temperatur-Zeit-Zyklus sowie für den Import der Bauteilgeometrien erleichtert. Im
Modul sind auch Werkstoffgesetze und eine automatisiertes Vernetzen und Generieren
des Lotes zu implementieren.
2.3 Methodischer Ansatz
Das prozesssichere Fügen von temperierbaren Formwerkzeugen ist nicht alleine
durch modifizierte Lote oder eine modifizierte Prozessführung zu beherrschen. Der
durch unterschiedliche Wärmeableitung bedingte Versatz der Bauteilhälften gegeneinander
stellt ebenso wie die beim Abkühlen entstehenden Eigenspannungen eine
Problematik dar. Im Rahmen des Forschungsvorhabens werden folgende wissenschaftlich-technischen
Ergebnisse angestrebt:
• Minimieren der Eigenspannungen
• Minimieren des Fertigungsaufwandes
• Konstruktions- und Verfahrensempfehlungen
Entwicklung eines Modelles für das automatisierte Berechnen der Eigenspannungen
und Verzug. Eingabe über interaktives Modul, dass ein Ansysskript für das automatisierte
Preprocessing aus den Geometrie- und Werkstoffdaten sowie dem Temperatur-Zeit-Verlauf
erstellt. Dieses wird dann ans FEM-Programm übergeben. Neben
dem Skript sind für umwandlungsfähige Stähle die Werkstoffdaten inklusive der
Phasenumwandlung zu implementieren.
Für die Vorhersage der Eigenspannungen und des Verzuges wird exemplarisch für
einen Demonstrator das FEM-Modell erstellt. Der Demonstrator wurde sowohl im
4

Modell als auch in den verifizierenden Experimenten mittels Wärmestrahlung über
die Bauteiloberfläche und Wärmeleitung im Inneren des Bauteils erwärmt. Aus den
Simulationsstudien resultierte als Ergebnis der Einfluss unterschiedlicher Abkühlraten
auf die Verformung und den Eigenspannungszustand der einzelnen Segmente
sowie Konstruktionsempfehlungen beispielsweise bezüglich der Kühlkanalgeometrie.
Unter Berücksichtigung der temperaturabhängigen Werkstoffdaten und durch das
Implementieren von phasenabhängigen Werkstoffkennwerten wurden in den Studien
die lokalen Eigenspannungen berechnet, so dass die Rissbildung an den Kühlkanälen
vorhergesagt werden kann. Die durch die Simulation ermittelten Ergebnisse
wurden durch experimentelle Untersuchungen bestätigt. Des Weiteren wurde
ausgehend von der Simulation die Geometrie der Kühlkanäle verändert, um den
Verzug sowie die Eigenspannungen zu minimieren. In Abb. 2.1 werden die wichtigsten
Arbeitsschritte während des Forschungsvorhabens dargestellt.
Werkstoffeigenschaften:
α ( T );
ν ( T );
E ( T );
λ ( T );
ρ T ; C T ; ε T ; T
( ) ( ) ( ) ( )
p
σ f
- Randbedingungen
- Temperatur-Zeit-Zyklus
- Lötspaltbreite
CAD System
CATIA, Parasolid
Pro/Engineer, Unigraphics,.
Thermische Analyse:
- Berechnung der Temperaturverteilung
T x,
y,
z,
t
LDREAD
Strukturanalyse:
σ , ε =
( )
( x,
y,
z,
T t)
f ,
Experimentelle
Untersuchungen
Abb. 2.1: Vorgehensweise zur Modellierung des Lötprozesses
Die Modellierung des Lötprozesses wird mit Hilfe des kommerziellen FEM-Codes
ANSYS (Version 10 bzw. 11) durchgeführt.
Die Berechnungen des Temperatur- und Spannungsfeldes erfolgen thermomechanisch
entkoppelt, d.h. die thermische und die mechanische Analyse werden in
getrennten Durchläufen ermittelt. Als erstes wird die Temperaturfeldberechnung
durchgeführt. Die thermischen Ergebnisse und die vernetzten Geometrien sind
Eingangsgrößen für die Strukturanalyse. Weiterhin werden bei der mechanischen
Berechnung zusätzliche Randbedingungen berücksichtigt, insbesondere die
Einspannung des Bauteils. Sowohl in der thermischen als auch in der mechanischen
Analyse werden die Lötkomponenten homogen und isotrop betrachtet.
Die Berechnung des Verzuges und der Eigenspannungen erfolgt transient, wobei die
lokalen Temperaturen als Knotenlast implementiert werden. Die abgespeicherten
5

Ergebnisse der Berechnungen werden im Post-Processing dargestellt. Durch eine
Anpassung der Konstruktion und der Lötprozessparameter kann eine Minimierung
des Verzuges und des Spannungszustandes erzielt werden und damit eine Optimierung
des Lötprozesses.
6

3 Stand der Technik
In der Urform- und Umformtechnik nimmt die geregelte Temperierung von Werkzeugen
mit steigender Tendenz eine zeit- und somit kostenbestimmende Funktion ein.
Stellvertretend sind hier die Kunststoffverarbeitung mittels Spritzgießen und Heiß-/
Warm-Prägen sowie verwandte Prozesse (PIM) zu nennen. Zunehmend werden die
Verfahrenstechniken der Werkzeugtemperierung jedoch auch weiteren Formgebungsverfahren
zugänglich gemacht. Untersuchungen zum Temperieren von
Warmumformwerkzeugen, namentlich beim Schmieden [Müs02], Druckgießen oder
Tiefziehen [Mey05] belegen, dass damit eine Verbesserung der Bauteilqualität und
kürzere Zykluszeiten sowie höhere Umformgrade [Haf02] erzielt werden können. Der
Trend zum Einsatz von konturangepasster Temperaturführung im Werkzeug ist
deshalb gegenwärtig in allen Bereichen der Formgebung zu erkennen, wobei das
Verarbeiten von Kunststoffen eine Vorreiterrolle einnimmt.
In der Tabelle 1 sind die derzeitigen Vor- und Nachteile von fluidischer Temperierung
zusammengefasst.
Tabelle 1:
Vor- und Nachteile fluidischer Temperierung, nach [Ehr02, Sch01]
Temperierung
mittels Fluiden
Vorteile
• einfacher Werkzeugaufbau
• Flexibilität des Formeinsatzes
bei Verwendung von
Stammwerkzeugen
• Verwendung standardisierter
Temperiertechnologie
• Temperiertechnik und -
steuerung außerhalb des
Werkzeuges
Nachteile
• Aufwendiger Formenbau durch
geometrieangepassten Verlauf
der Temperierkanäle
• Fügeprozess (Vakuumlöten,
Diffusionsschweißen)
Ein wesentlicher Nachteil herkömmlich gefertigter Temperierkanäle liegt in der
mangelnden Konturanpassung bezüglich der Formgeometrie. Häufig wird die Lage
der Kanäle als letzter Schritt bei der Werkzeugkonstruktion festgelegt. Um einen
aufwendigen Formenbau zu vermeiden werden sich treffende Bohrungen mit großen
Querschnitten um die Kontur gelegt, stellenweise verschlossen und mit Anschlüssen
versehen.
Mit den konventionell eingesetzten Verfahren im Werkzeug- und Formenbau können
die konstruktiv optimierten und konturangepassten Kanalstrukturen nicht oder nur mit
7

hohem Aufwand erzeugt werden, beispielsweise durch sich kreuzende Bohrungen.
Um die bisherige Trägheit fluidischer Systeme auf Grund der langen Wärmeleitungswege
zu überwinden, werden gegenwärtig verstärkt generative Verfahren, die
eine geometrieangepasste Führung von Fluidkanälen ermöglichen, für den Einsatz
im Werkzeugbau untersucht und bewertet. Durch das Zerlegen eines Werkzeuges in
mehrere Teile ist es möglich, in die entstehenden Einzellagen Kanäle spanend oder
erosiv einzuarbeiten. Anschließend werden die Teile durch Löt- oder Schweißverfahren
zu einem Werkzeugrohling verbunden. Die eigentliche Kavität wird abschließend
in den Rohling eingebracht. Im Vergleich zu einfachen Bohrungen wird eine Anpassung
der Temperierkanäle an die Kontur zumindest in einzelnen Ebenen erzielt.
Um ein Eindringen von Temperiermedien in die Kavität zu verhindern, ist ein
vollflächiges Verbinden der Einzelteile unumgänglich. Werden Innenstrukturen mit
Fluiden beaufschlagt, so ist eine dichte Verbindung der Lamellen zwingend erforderlich.
Zum Fügen wird deshalb häufig das Vakuumlöten eingesetzt [Lis06], wie in
Abbildung 3.1 dargestellt. Aus Kostengründen wird die Anzahl der Fügestellen so
gering wie möglich gehalten. Für die Einzelteilfertigung werden die Verfahren
genutzt, die im konventionellen Werkzeugbau Standard sind. Durch eine Kombination
von Fügeprozess und anschließender Wärmebehandlung können Zusatzkosten
eingespart werden.
Abbildung 3.1: Mehrteiliger Spritzguss-Formeinsatz [Lis06]
Die heutigen Fertigungstechnologien ermöglichen das Herstellen von komplizierten
Formteilen mit hoher Maßgenauigkeit. Bauteile mit Hohlräumen für Temperierkanäle
können wie beschrieben mehrteilig gefertigt und anschließend miteinander gefügt
werden [Han89]. Für Applikationen in der Kunststoffspritztechnik kommen Werkzeugstähle
zum Einsatz, da diese hervorragende Festigkeits- und Korrosionseigenschaften
aufweisen [Gul89, Wie01, NN02].
8

Eine wirtschaftliche Prozessfolge zur Herstellung derartiger Bauteile ist das Hochtemperaturlöten
mit prozessintegrierter Wärmebehandlung. Neben der Wirtschaftlichkeit
spielen auch die anwendungstechnischen Vorteile des Hochtemperaturlötens
eine bedeutende Rolle. Es wird mit sehr engen Lötspalten gearbeitet, wodurch die
Bauteile vor dem Löten sehr präzise zu fixieren sind. Enge Lötspalte bewirken einen
hohen kapillaren Fülldruck, so dass eine gute Spaltfüllung erfolgt. Ferner entstehen
keine Gaseinschlüsse und auch schwierig zu erreichende Fügespalten werden
vollständig mit Lot ausgefüllt [Gul89]. Für das Löten von Werkzeugstählen sind
Löttemperaturen von 1000-1050 °C ideal, da in diesem Temperaturbereich die
Austenitisierungstemperatur liegt [Wie01, Mül90]. Auf Grund der Neigung von
Nickelbasisloten zur Sprödphasenbildung bei größerem Lötspalte wurden in der
Vergangenheit Lote auf Kupfer- bzw. Edelmetallbasis entwickelt. Die etablierten
Nickelbasislote bieten jedoch eine höhere Verbindungsfestigkeit und bessere
Korrosionseigenschaften als Kupferlegierungen. Nachteilig wirken sich die Begleitelemente
Bor und Silizium aus, die zum Senken der Liquidustemperatur eingesetzt
werden. In Abhängigkeit von den Lötspaltbreiten kommt es zur Bildung von spröden
Phasen, welche die Gebrauchseigenschaften verschlechtern [Mül90]. Einige
Lösungsansätze zur Vermeidung von intermetallischen Phasen mittels modifizierter
Lotwerkstoffe werden in [Wie01] vorgestellt. Dabei wird dem pulverförmigen Lot ein
„Füllstoff“ bis zu 10 Gew.-% aus Cr bzw. NiCr mit einer Korngröße < 50 µm beigemischt.
Die Menge des Zusatzwerkstoffes hängt sowohl von der Spaltbreite als auch
von den Fließeigenschaften des Lotes ab.
Die Bildung intermetallischer Phasen ist von der Größe des Lötspaltes abhängig.
Wenn es gelingt, den Lötspalt im Prozess auf eine Breite von unter 50 µm zu
begrenzen, können die spröden intermetallischen Phasen sicher vermieden werden.
Beim gegenwärtigen Stand der Technik ist diese Forderung auf Grund von Bauteilverzug,
in Folge inhomogener Temperaturverteilung während des Aufheizens, nicht
immer prozesssicher zu erfüllen.
Besonders vorteilhaft beim Hochtemperaturlöten von Stählen ist auch die prozessintegrierte
Wärmebehandlung. Da die Wärmebehandlung und der Lötvorgang in einem
Arbeitsgang erfolgen, wird als Löttemperatur die Austenitisierungstemperatur bei
Werkzeugstählen bzw. die optimale Lösungsglühtemperatur bei austenitischen
Stählen gewählt, um so die optimalen Werkstoffeigenschaften einzustellen [Wie01].
Im Gegensatz zu vielen anderen Fertigungsprozessen, bei denen das Prozess- und
Bauteildesign rechnergestützt entwickelt wird, erfolgt die Bauteil- und Prozessauslegung
beim Löten vorwiegend auf der Basis von Erfahrungswerten und Experimenten.
Die Optimierung von Bauteil und Prozess ist sehr zeit- und kostenaufwendig.
9

Darüber hinaus ist eine fundierte Toleranzbetrachtung unter Lötbedingungen äußerst
aufwendig. Lötfehler können nur im Anschluss an den Prozess detektiert werden,
wobei sich beispielsweise ultraschallgestützte Methoden bewährt haben [Mar01].
Um Fehler im Vorfeld vermeiden zu können, bieten sich die heute verfügbaren
Berechnungsmethoden an. Hierbei gilt es, den gesamten Temperatur-Zeit-Zyklus
eines zu lötenden Bauteils abzubilden und die entstehenden Verschiebungen und
Eigenspannungen zu berechnen.
Simulationsstudien thermischer Eigenspannungen unter Berücksichtigung von
Temperaturgradienten beim Löten von Stahl mit Keramiken werden in [Liu98] und
[Wie98] dargestellt. Berechnungen von Eigenspannungen in Metall-Metall-
Verbindungen werden in [Dut02], [Eig99], [Sah03] und [Suz03] beschrieben. Diese
Untersuchungen beschränken sich jedoch auf die Simulation der Abkühlphase. Der
Einfluss der Geometrie auf die Verformung wird belegt. Die Rechnungen erfolgen auf
der Basis temperaturabhängiger Werkstoffkennwerte. Die Ergebnisse stimmen gut
mit den Messungen überein. Bei Phasenumwandlungen in Stahlwerkstoffen können
jedoch zum Teil erhebliche Abweichungen zwischen den gemessenen und berechneten
Eigenspannungen auftreten [Eig99].
Umfangreiche FEM-Berechnungen zur Ermittlung von Eigenspannungszuständen
und der Verformung gelöteter Werkzeuge werden in [Sch00] beschrieben. Die
Betrachtungen sind auf symmetrische Stahl-Hartmetall-Verbunde (Modell für HM-
Bohrer) beschränkt. Auch in diesen Betrachtungen wird der Verzug der Bauteile erst
nach dem Löten auf Grund unterschiedlicher Wärmedehnungen berechnet. Zur
Beschreibung des Werkstoffverhaltens wurden dafür die Schubspannungs-
Scherungs-Kurven für die verwendeten Lotwerkstoffe bei quasistatischer Belastung
ermittelt. Die Verifizierung der Berechnungen erfolgt durch eine experimentelle
Ermittlung der Eigenspannungen mittels röntgenographischer Verfahren.
Aus der zitierten Literatur lässt sich schlussfolgern, dass die Berechnung prozessbedingter
Eigenspannungen beim Löten grundsätzlich möglich ist. Eine wissenschaftlich
fundierte, vernetzte Vorgehensweise beginnend bei der Konstruktion über den
gesamten Lötzyklus bis hin zur Toleranzbetrachtung am fertigen Bauteil, einschließlich
einer Bewertung der Eigenspannungen, ist der Literatur nicht zu entnehmen und
steht kmU derzeit nicht zur Verfügung.
10

4 Grundlagen
4.1 Hochtemperaturlöten
Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde als Fügeverfahren das Hochtemperaturlöten
verwendet. Hierbei werden die zu lötenden Werkstücke sowie das Lot in
einem Vakuumofen auf die Löttemperatur erwärmt [Abb. 4.1].
Abb. 4.1:
Vakuumofenanlagen TPS/IPSEN/WELLMANN [Direct Industry]
Beim Hochtemperaturlöten kommt kein Flussmittel zum Einsatz, so dass fehlerfreie
Lötverbindungen entstehen. [Zar88]. Die Lötstellen sind durch einen hohen Füllgrad
gekennzeichnet und weisen überdies keine Fremdeinschlüsse oder Gasporen sowie
Oxidation auf. Das Hochtemperaturlöten ermöglicht das Zusammenfügen von
verschiedenartigen Werkstoffen mit unterschiedlichen Geometrien.
In Abb. 4.2 werden als Beispiel für den Einsatz des Hochtemperaturlötens die
Fertigung von Wärmetauschern und die Herstellung von Turbinenbauteilen dargestellt.
Abb. 4.2:
Plattenwärmetauscher [GEA Ecoflex] / [APV] Gasturbinen [Bodycote]
Nickelbasislote werden in Form von Drahtformteilen, Folien, Pasten oder Pulver auf
der Oberfläche der zu lötenden Bauteile aufgebracht. Eine hohe Oxidationsbeständigkeit
wird durch einen Chromanteil erreicht. Die Liquidustemperatur wird durch die
Elemente Bor und Silizium gesenkt. Weiterhin fördert das Element Bor die Diffusion
11

des Lotwerkstoffs in den Grundwerkstoff. Die alternative Verwendung von Silizium
und Phosphor führt hingegen zu einer Reduzierung der Diffusion [Zar88].
4.2 Eigenspannungen
Eigenspannungen sind Spannungen im Innern eines Werkstückes, die ohne Eingriff
von äußeren mechanischen Beanspruchungen vorhanden sind. Unabhängig von der
Entstehungsursache wird zwischen drei Arten von Eigenspannungen unterschieden
( Ι ., ΙΙ.
und ΙΙΙ . Art) [Rad02].
Ι ΙΙ ΙΙΙ
σ = σ + σ + σ
[4.1]
Die Eigenspannungen der Ι . Art werden auch Makroeigenspannungen genannt. Sie
erstrecken sich über den makroskopischen Bereich und werden über mehrere
Kristallite ermittelt. Beim Abkühlen von mehrphasigen Werkstoffen können Spannungen
der ersten Art infolge von Temperaturgradienten oder Phasenumwandlungen
auftreten.
Der Mittelwert der Eigenspannungen Ι . Art ist definitionsgemäß über große Bereiche
eines Bauteils konstant, damit sind diese Spannungen phasenunabhängig [Sch00,
Pyz97] und durch
⎡
=
⎢
⎣
∫
∫
σ
ES
ES Ι
σ , ⎢ ⎥
[4.2]
dv
dv⎤
⎥
⎦
viele Körner
gegeben. Die Eigenspannungen zweiter Art werden als Mikroeigenspannungen
bezeichnet. Sie entstehen in mehrphasigen Werkstoffen als Folge der unterschiedlichen
thermischen Ausdehnungskoeffizienten der einzelnen Phasen. In Hartphasen
bilden sich beispielsweise sogenannte Mikrodruckeigenspannungen, da die Hartphasen
einen geringeren thermischen Ausdehnungskoeffizienten als die Metallmatrix
besitzen. Aus Gleichgewichtsgründen sind die Eigenspannungen in der Metallmatrix
Mikrozugeigenspannungen. Die Eigenspannungen der ΙΙ . und ΙΙΙ . Art sind phasenabhängig
und können beispielsweise durch Versetzungswechselwirkung entstehen.
Diese Spannungen können als gegenseitige Verspannung der Phasen bezeichnet
werden [Rad02].
⎡
ES
⎤
ΙΙ ∫ σ dv
ES , ES,
Ι
σ = ⎢ ⎥ −σ
[4.3]
⎢ ⎥
⎣ ∫ dv
⎦
ein Korn
ES ES , Ι ES , ΙΙ
[ σ −σ
−σ
]
an einer Stelle
ES , ΙΙΙ
σ =
[4.4]
12

Abb. 4.3 beinhaltet die schematische Darstellung eines Verlaufs der Spannungskomponente
σ
y
längs einer x-Achse.
Abb. 4.3:
Überlagerung von Eigenspannungen erster, zweiter und dritter Art in einer
Kristallitstruktur [Wol73]
Zur Untersuchung der Eigenspannungszustände werden sowohl Berechnungsverfahren
als auch experimentelle Methoden eingesetzt.
Für die Berechnung der Eigenspannungen in den Bauteilen werden analytische und
numerische Verfahren der Kontinuumsmechanik verwendet. Thermische Eigenspannungen
zählen zu den Eigenspannungen der Ι . Art [Wol73]. Die Temperaturdifferenzen
im Bauteil verursachen unterschiedliche Wärmeausdehnungen zwischen Randund
Kernbereich, diese behindern sich gegenseitig, wodurch Eigenspannungen im
Bauteil entstehen. Zum Ermitteln der Eigenspannungen während des Lötprozesses
wurde im Rahmen des Forschungsvorhabens die Methode der Finiten Elemente
verwendet. Diese Vorgehensweise ist bei komplexen Randbedingungen, geometrischen
Verhältnissen und Lasten vorteilhaft.
4.3 Finite Elemente Methode
Die Aufgabe der Kontinuumsmechanik besteht darin, die Kinematik und die Statik
eines Kontinuums unter dem Einfluss von kinematischen und statischen Randbedingungen
zu beschreiben. Diese Aufgabe ist erfüllt, wenn der Verzerrungstensor und
Spannungstensor in jedem Punkt des betrachteten Kontinuums ermittelt worden ist.
Zu diesem Zweck stehen Gleichungssysteme (partielle Differentialgleichungen) zur
Verfügung, die mit Hilfe von Näherungsmethoden gelöst werden können, d.h. die bei
den Energieintegralen auftretenden unbekannten Feldgrößen (z.B. Verschiebungen)
13

werden durch Ansatzfunktionen approximiert. Die FE-Methode basiert auf einer
Energieformulierung und in der Regel wird das Prinzip der virtuellen Verschiebungen
und das Prinzip vom Minimum des Gesamtpotentials oder auch das HAMILTONsche
Prinzip angewandt [Kno91].
Das Gesamtpotential eines Systems ist eine Addition der Verzerrungsenergie mit
dem Gesamtpotential aller äußeren Lasten [4.5].
Π = U + Π
a
= U - W
[4.5]
1
Π =
2
∫
σεdv −
∫
updv −
∫
uqds
[4.6]
wobei
W die Arbeit der äußeren Lasten,
σ innere mechanische Spannungen,
ε Dehnung,
p Volumen Kräfte,
q Oberflächenkräfte,
und u Verschiebungen sind.
Wird die Forderung δ Π = 0 verwendet, so werden die gesuchten Verschiebungen in
der gesamten Struktur ermittelt. Das Verschiebungsfeld wird mittels Finiten Elementen
in diskrete Teilbereiche unterteilt. Die Verschiebungen sind durch die Ansatzfunktionen
festgelegt. Übliche Ansatzfunktionen sind Polynome von linearer oder
quadratischer Ordnung. Die Freiheitsgrade bestimmen die Zahl der Knotenverschiebungen
jedes Elements, weiterhin sind die Knotenverschiebungen bei zwei aneinandergrenzenden
Elementen an gemeinsamen Knoten identisch. Durch die Ansatzfunktion
kann das Verschiebungsfeld diskret ausgedrückt und anschließend das
Potential in einer Matrizenform dargestellt werden [Sch00] [4.7].
1
Π = U 2
1
Π = 2
T
∫
v
T
T
T
( ND) EDN dvU − p N dvU − q N dsU
T
[ U K U ] − ( f + f + f )U
p
q
t
∫
v
∫
s
[4.7]
[4.8]
N : Matrix der Ansatzfunktion
D : Matrix der Differentialoperator
E : Matrix der elastischen Konstanten
14

U : Vektor der Knotenverschiebungen aller Elemente
f
p
, f
t
und f
q
sind die äußeren Lastvektoren
Nach dem Variationsprinzip δ Π = 0 und bei bekanntem äußerem Lastvektor wird im
elastischen Fall die Knotenverschiebung berechnet mit [4.9].
U
= K
− 1
.
∗
f
[4.9]
Dadurch ergibt sich der Verzerrungstensorε ij
:
( + u )
1
ε
ij
= u
i,
j j,
i
[4.10]
2
Nach dem Hook´schen Gesetz kann der Spannungstensor abgeleitet werden.
Für nichtlineares Werkstoffverhalten wurde der Verzerrungstensor in einen elastischen,
einen thermischen und einen plastischen Anteil geteilt.
ε = ε + ε + ε
[4.11]
ij
p
ij
th
ij
e
ij
th
th th
ε
ij
ist der thermische Verzerrungsanteil und wird durch ε
ij
α ( T ) ΔTδ
ij
th
gegeben, wobei ( T )
= [4.12]
α die temperaturabhängigen Ausdehnungskoeffizienten sind.
p
Der plastische Anteil ε
ij
wird berechnet, wenn die Fließbedingung F=0 erfüllt ist. Die
Fließfunktion kann auch durch ein Potential beschrieben werden.
1
− σ
F
3
Die nach von Mises vorgeschlagene Fließfunktion ist durch ( )
2
[4.13] gegeben [Sch00].
Φ σ
ij
1
= Sij
S
2
σ
F
ist die Fließgrenze bei einachsiger Beanspruchung und S ij
der diviatorische
Anteil des Spannungstensors. Die Fließfläche ist im Spannungsraum durch die
Mantelfläche eines Zylinders dargestellt. Die plastische Verzerrung wurde mittels der
assoziierten Normalenregel gerechnet.
ij
p ∂Φ
& ε
ij
= λ [4.14] wobei λ ein Skalarer ist, der sich aus
∂σ
ij
pl
3ε
v
λ = [4.15] ergibt
2σ
ij
pl
ε
v
: ist die plastische Vergleichsdehnung oder die effektive plastische Verzerrung,
die die Verfestigung eines Werkstoffs definiert [Bäk02].
Darüber hinaus können plastische Verformungen durch eine Phasenumwandlung
generiert werden. Diese sind stets mit einer Verzerrung und einer Volumenänderung
des Gefüges verknüpft. Während eines thermo-mechanischen Verfahrens (Löten
15

oder Schweißen) kommt es bei einer schnellen Abkühlung zur Martensitbildung im
Grundwerkstoff. Diese Umwandlung erzeugt eine plastische Verformung im Gefüge.
Leblond und Giusti haben ein Modell zur Beschreibung der Verformungsvorgänge
eingeführt [Zao95].
PT ⎛ 3K
⎞
dε ij
= ⎜ ⎟ Sij
( 1−
m)dm
[4.16]
⎝ 2 ⎠
PT
⎛ 5 ⎞⎛ ΔV
⎞
wobei dε
ij
die Umwandlungsverformung, K = ⎜ ⎟⎜
⎟ / R
p
die Volumenänderung
⎝ 3 ⎠⎝
V ⎠
während der Umwandlung , R p
die Fließgrenze der austenitischen Phase, S
ij
der
Spannungsdeviator und m der umgewandelte Volumenanteil der Martensitphase ist.
Dieser Zusammenhang wird verwendet, wenn eine plastische Verformung durch eine
Volumenänderung entsteht.
Die Berechnung der Verschiebungen und Spannungen in einem Kontinuum ist
derzeit mit Hilfe zahlreicher Programme möglich. Die Lösung der Differentialgleichungen
erfolgt automatisch nach Vernetzung des Modells und Eingabe der
Randbedingungen.
Eine numerische Berechnung der Eigenspannungen und Verformungen in einer Lötbzw.
Schweißverbindung beginnt mit dem Pre-Processing und endet mit dem Post-
Processing.
Im Pre-Processing werden die Geometriemodelle erstellt und untereinander vernetzt,
anschließend werden die Randbedingungen aufgebracht. Nach dem Implementieren
der Werkstoffdaten und Werkstoffgesetze erfolgt die Berechnung der Eigenspannungen.
Im Post–Processing werden die Ergebnisse graphisch und auch tabellarisch
dargestellt.
Das Aufheizen der Bauteile erfolgt von außen durch Strahlung der Oberfläche.
Zwischen Oberflächen und Umgebung werden Infrarotstrahlungen ausgetauscht, der
Wärmestrom wird durch das Stefan-Boltzmann-Gesetz beschrieben.
4 4
( T − )
Q & = ε . ∗σ
∗ A∗
T
[4.17]
rad
IR
2
1
ε
IR
ist der Emissionskoeffizient, σ ist die Stefan-Boltzmann-Konstante.
Die Wärmeenergie wird im Bauteil während des Lötzyklus von warmen zu kalten
Bereichen durch Wärmeleitung transportiert.
Der Wärmefluss in festen Körpern ist nach dem Fourier‘schen Gesetz gegeben.
16

& T2
− T1
= λ ∗ ∗ A
[4.18]
d
Q Ltg
wobei λ die Wärmeleitfähigkeit des Körpers, d [m] die Schichtdicke und A [W/m.K]
die Kontaktfläche ist. In Abb. 4.4 ist das Prinzip des Wärmeflusses nach Fourier
dargestellt.
Abb. 4.4:
Wärmefluss nach dem Fourier‘schen Gesetz
Für die Beschreibung der Wärmeströmungen und Temperaturänderungen im Bauteil
werden grundsätzlich die Grundgleichungen der Wärmeleitung verwendet. Die
Energiebilanz für ein dreidimensionales Volumenelement setzt sich aus drei Teilen
zusammen [Kno91].
Teil 1: Wärmeabfuhr aus dem Element, diese wird durch die lokale Änderung der
Wärmestromdichte q generiert.
Teil 2: Änderung der gespeicherten Wärmemenge durch zeitliche Temperaturänderungen.
Teil 3: Wärmezufuhr durch lokal verteilte Wärmequellen
∂q
∂q
∂q
∂z
⎛ ∂T
⎞
⎜ ρ
p ⎟
[4.19]
⎝ ∂t
⎠
x y z
( + + ) dxdydzdt + c dxdydzdt = f dxdydz
∂x
∂y
Das Ersetzen der Wärmestromdichte q ( x y,
z,
t)
ergibt die Wärmeleitungsgleichung:
, durch den Temperaturgradienten
⎛
⎜
⎝
2
2
2
∂ T ∂ T ∂ T ⎞ ∂T
x
+ λy
+ λz
+ cp
=
x y z
⎟ ρ
2
2
∂ ∂ ∂ ⎠ ∂t
λ
2
f
[4.20]
17

5 Modellbildung
Für eine FEM-Simulation müssen zunächst Randbedingungen wie Geometrien,
Werkstoffeigenschaften, Elementtypen, Art der Vernetzung und Kontakteigenschaften
definiert werden. Ebenso ist im Fall des Hochtemperaturlötens der Temperaturzyklus
des zu berechnenden Lötprozesses zu berücksichtigen. Im Allgemeinen
erfordert die Bedienung von kommerzieller Software spezielle Kenntnisse im Bereich
der FEM-Simulation. Aus der Entwicklung des interaktiven Moduls, dass der
eigentlichen Simulation vor- und nachgeschaltet wird, resultiert eine wesentliche
Erleichterung der Bedienung der Berechnungssoftware. Somit erhält der Anwender
Unterstützung im Pre- und Post-Processing mit automatisierten Routinen.
5.1 Demonstratorgeometrie
Von den Mitgliedern des projektbegleitenden Ausschusses wurde ein Spritzgießeinsatz
als Demonstratorgeometrie gemeinsam festgelegt. Dieser besteht aus zwei
Einzelteilen und ist an ein Spritzgießwerkzeug für die Fertigung von CD-Rohlingen
angelehnt. Im Folgenden sind die Fertigungszeichungen der Einzelteile dargestellt.
10,00 10,00
1,7
120,00
20,00
Abb. 5.1:
Fertigungszeichnungen und 3D-Modelle (Durchmesser 120 mm), unteres
Bauteil [links], oberes Bauteil [rechts])
18

Die Bauteile haben einen Durchmesser von jeweils 120 mm und eine Dicke von
20 mm bzw. 6 mm. Unter Berücksichtigung der Randbedingungen ergaben sich die
in Abb. 7.1 dargestellten Modellgeometrien. Für die geometrische Darstellung und
den Geometrieimport der Bauteile wurden die Modelle mittels CAD-Systemen (u. a.
Autodesk, AutoCad, Autesdesk Inventor, SolidWorks) erstellt. Die Demonstratoren
dienen zum einen der Verifizierung der Simulationsergebnisse und zum anderen zum
Nachweis der industriellen Umsetzbarkeit.
5.2 Vernetzungsstrategien
Die Vernetzung hat entscheidenden Einfluss auf die Genauigkeit der Simulationsergebnisse.
Im Forschungsvorhaben wurden zum einen unterschiedliche Elementtypen
untersucht und zum anderen die automatisierte Netzgenerierung.
Bevor ein Bauteilvolumen vernetzt werden kann, muss zunächst der Elementtyp
festgelegt werden. Er bestimmt die Form des Vernetzungsgitters und die Freiheitsgrade
für die Berechnung. Für die thermische und die Strukturberechnung sind
unterschiedliche Elementtypen nötig, da der Freiheitsgrad im ersten Fall die Temperatur
und im zweiten Fall die Verformung ist. Es gibt auch Elementtypen, die beide
Freiheitsgrade besitzen, allerdings eignen sie sich nicht für nichtlineare Berechnungen
mit Berücksichtigung der plastischen Werkstoffeigenschaften.
Die Hexaeder-Elemente werden generell bevorzugt, da sie ein besseres Anpassungsverhalten
besitzen und genauere Ergebnisse liefern. Die Tetraeder-Elemente
haben meist eine deutlich zu hohe Steifigkeit und sind deshalb in Bereichen mit
starken Geometrieveränderungen ungünstig [Wol73]. Sie eignen sich hingegen gut
für unregelmäßige Gitter, wie sie beim Import von CAD-Geometrien entstehen und
sind für transiente Temperaturberechnungen vorgesehen.
Eine Vernetzung sollte möglichst gleichmäßig sein, d.h. die Größe der Elemente
sollte lokal nicht zu stark variieren. Um Rechenzeit zu sparen, wird das Netz nur in
bestimmten Bereichen verfeinert und im restlichen Bereich des simulierten Volumens
grob vernetzt. So wurden im Forschungsvorhaben nur die Lötschicht und die
Kontaktoberflächen des Bauteils automatisch fein vernetzt. In Abb. 5.2 sind verwendete
Vernetzungen dargestellt. Die Netzgenerierung erfolgt wie beschrieben
automatisch. Wie dargestellt, wird das Netz den komplexen Geometrien der Formteile
angepasst.
19

Abb. 5.2:
Modellvernetzung (Netzverfeinerung an den Kontaktoberflächen)
5.3 Lotschichtvernetzung
Für die Lotschichtvernetzung stehen verschiedene Möglichkeiten zur Verfügung.
Zwei automatisierbare Varianten wurden im Forschungsvorhaben systematisch
untersucht. Die Lotschicht kann durch Rotation oder Extrudieren eines zweidimensionalen
Netzes erzeugt werden.
Letztendlich wurde das Extrudieren benutzt, da es die Möglichkeit einer Verfeinerung
des Netzes in der vertikalen Richtung bietet, wodurch eine erhöhte Rechengenauigkeit
in Bezug auf die auftretenden Eigenspannungen in der Lotschicht erzielt wird.
Die Extrusion hat dabei weiterhin den Vorteil, dass sich durch sie auch nicht
rotationssymmetrische Lotschichten erzeugen lassen.
Die in der Simulation und im Experiment genutzte Lotschicht hat einen Durchmesser
von 120 mm und eine Dicke von 50 µm. Die Vernetzung der Lotschicht wurde mit
Tetraeder-Elementen durchgeführt.
20

Tetraeder-Elemente
Hexaeder-Elemente
120 mm
Z
50 µm
Z
50 µm
X
Spaltbreite = 50 µm
X
Abb. 5.3:
Lotschichtvernetzung durch Extrusion (links) und Rotation (rechts)
5.4 Werkstoffdaten und Werkstoffkennwerte
Neben der temperaturabhängigen Ausdehnung treten ab bestimmten Temperaturen
auch Änderungen der Stoffeigenschaften auf. Im Fall des kombinierten Hochtemperaturlötens
und Wärmebehandelns ist dies gewünscht. Jedoch wirken sich die
Änderungen im Werkstoff(gefüge) auch auf die Spannungen aus. Es wurden deshalb
im interaktiven Modul temperaturabhängige Werkstoffgesetze hinterlegt. Von den
Mitgliedern des projektbegleitenden Ausschusses erfolgte die Auswahl der zwei
ersten Werkstoffe, die in der Modellbildung und der experimentellen Verifizierung
genutzt zum Einsatz kamen: die Stähle X20Cr13 (1.4021) und X5CrNi18-10
(1.4301). Die notwendigen temperaturabhängigen Daten wurden der Literatur [u. a.
Mat99] und dem Softwarepaket Sysweld entnommen. Vor der Umwandlung des
Stahles (X20Cr13) sind die Kennwerte des austenitischen Gefüges und nach der
Umwandlung die des martensitischen Gefüges gültig. Die temperaturabhängigen
Charakteristika wie Elastizitätsmodul, Wärmleitfähigkeit, Dichte, spezifische Wärme,
Querkontraktionszahl und die Ausdehnungskoeffizienten werden in den Tabellen 5.1
bis 5.3 sowie in Abb. 5.4 und 5.5 zusammenfassend dargestellt.
21

Tab. 5.1: Temperaturabhängige Werkstoffdaten für den Stahl X5CrNi1810 [Mat99]
Tab. 5.2: Temperaturabhängige Werkstoffdaten für den Stahl X20Cr13 [Smi02]
Tab. 5.3: Chemische Zusammensetzung von X20Cr13 und X5CrNi18-10 [DIN 17440]
22

C(6)
C(1)
740
1600
720
1400
C p [J/Kg.K]
700
680
660
640
Austensit Austenit
C p [J/Kg.K]
1200
1000
800
600
400
200
Martensit
620
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temperatur [°C]
0
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Temperatur [°C]
PHASE 6
PHASE 1
250000
250000
E-Modul [MPa]
200000
Austensit Austenit
150000
100000
50000
0
0 500 1000 1500 2000
E-Modul [MPa]
200000
Martensit
150000
100000
50000
0
0 500 1000 1500 2000
Temperatur [ °C]
Temperatur [ °C]
30000
24000
18000
12000
6000
0
1000 1100 1200 1300 1400 1500
600
500
Strckgrenze [MPa]
400
300
200
100
0
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
Temperatur [°C]
Austenit
Martensit
Abb. 5.4: Temperaturabhängige Werkstoffkennwerte vor (links) und nach (rechts)
der Umwandlung des Stahls X20Cr13
23

7,90E-06
7,80E-06
Dichte [Kg/mm 3 ]
7,70E-06
7,60E-06
7,50E-06
7,40E-06
7,30E-06
Martensit
Austenit
7,20E-06
7,10E-06
0 500 1000 1500 2000
Temperatur [°C]
Abb. 5.5: Thermomechanische Werkstoffkennwerte des Grundwerkstoffes (X20Cr13)
[Sys08]
Als Lotwerkstoff für die Modellierung und die experimentelle Verifizierung wurde
L-Ni 2 eingesetzt. Die chemische Zusammensetzung und die thermomechanischen
Werkstoffeigenschaften wurden der Literatur entnommen [Jia08]. Diese Daten
wurden im Pre-Processing tabellarisch eingegeben.
T
[°C]
λ
[Wm/°C]
Cp
[J/°C.Kg]
α
[°C -1 ]
E
[GPa]
ν
σs
[MPa]
Solidus/Liquidus
20 25.59 469.51 13.5e-6 205 0.296 424
971/999 [°C]
400 29.18 577.73 16.8e-6 183 0.306 386
900 33.58 1161.34 21.3e-6 127 0.328 255
Tab. 5.4: Temperaturabhängige Werkstoffeigenschaften des Lotes B-Ni2 [Jia08]
Der Stahl X20Cr13 wurde aus dem austenitischen Bereich abgeschreckt und erhielt
so ein martensitisches Gefüge. Die Abkühlung muss so schnell erfolgen, dass keine
Diffusionsvorgänge auftreten können, die zur Bildung anderer Phasen führen. Die
Abkühlrate soll über der oberen kritischen Abkühlrate liegen. Im ZTU-Diagramm
[Abb. 5.6] wird die Abhängigkeit der auftretenden Phasen von der Abkühlrate
dargestellt. Für den Stahl X20Cr13 beträgt die obere kritische Abkühlrate 1 K/s und
die untere kritische Abkühlrate 0,14 K/s.
Sofern die obere Abkühlrate erreicht ist, besteht das Gefüge zu 98% aus Martensit.
Unterhalb der unteren kritischen Abkühlrate findet keine Martensitphasenbildung im
24

Gefüge statt. Nach dem Koistinen-Marburger-Modell kann der Martensitanteil für jede
Abkühlrate ermittelt werden. In Abb. 5.7 wird der Prozentsatz der Martensitphase in
Abhängigkeit von der Abkühlrate dargestellt. Für jede Abkühlrate und mit Hilfe des
ZTU-Schaubilds (Abb. 5.6) wurden die Phasenanteile gerechnet.
In der Abkühlphase und im Fall größere Abkühlrate erhöht sich im Temperaturbereich
zwischen 200°C und 100°C die Streckgrenze durch den zunehmenden
Martensitanteil im Gefüge. Die Volumenänderung im Grundwerkstück infolge dessen
thermischer Dehnung und auch der Phasenumwandlung hat einen großen Einfluss
auf die Spannungsausbildung im Lötverbund.
Während der Berechnung wurden temperaturabhängige thermische Ausdehnungskoeffizienten
für jede Phase in das Modell implementiert, um den Volumensprung bei
der Phasenumwandlung des Stahls (X20Cr13) zu berücksichtigen. In Abb. 5.8 sind
Dilatometerkurven des Stahles X20Cr13 während Aufheiz- und Abkühlzyklen
dargestellt [Sys08]. Die thermische Dehnung hat mit zunehmender Temperatur
zugenommen. Bei T=Ms=300°C (Abkühlrate = 0,14 K/s) wandelt sich die Austenitphase
in die Martensitphase um. Diese Umwandlung war von einer Volumenänderung
begleitet, die zu Spannungen führen kann.
Abb. 5.6: ZTU-Schaubild des rost- und säurebeständigen Stahls X20Cr13 [Voß01]
25

Martensit %
P(T
) = 1−
exp( −b
⋅(
Ms −T
))
100
90
80
70
60
Mf
50
40
30
Abkühlgeschwindigkeit = 1 K/Sek.
20
10
Abkühlgeschwindigkeit = 0,07 K/Sek.
T [K]
0
250 300 350 400 450 500 550 600 650 700
Abb. 5.7: Koistinen-Marburger-Modell für die Martensitumwandlung [Sys08]
0.025
0.02
Epsilon[%]
0.015
0.01
0.005
0
-0.005
Mf
Aufheizen
Abkühlen
0 500 1000 1500 2000
Ms
As
Af
-0.01
T[°C]
Abb.5.8: Dilatometerkuven des Werkstoffs X20Cr13 [Sysweld]
5.5 Werkstoffgesetz
Für eine korrekte Simulation, besonders bei zyklischen Belastungen und komplexen
Geometrien, muss das Werkstoffverhalten bekannt sein. Im Rahmen dieser Arbeit
wurde mit einem kinematischen Verfestigungsmodell gerechnet, dabei handelt es
sich um eine Verschiebung der Fließfläche des Werkstoffs in Richtung Zugbelastung.
Das bekannteste Beispiel dafür ist der Bauschinger-Effekt [Abb. 5.9].
26

Abb. 5.9: Bauschinger-Effekt [Ansys]
Zur Modellierung der temperaturabhängigen Verfestigung wurden Spannungs-
Dehnungskurven in das Modell eingesetzt. Die Kennwerte wurden der Software
Sysweld [Abb. 5.10] entnommen sowie in das interaktive Modul für die Übergabe in
das FEM-Programm (Ansys) implementiert .
Austenit
Martensit
σ [ MPa]
σ [ MPa]
Abb. 5.10: Spannungs-Dehnungskurven (X20Cr13) [Sys08]
In der Modellierung wurde das von Mises- und Hill-Modell angewendet:
F
1/2
[ 3/2 ( S − X) : ( S − X)
] − σ ≤ 0
= [5.1]
p th
( ε − ε − ε )
f
σ = C :
[5.2]
∂F
= λ
∂σ
ε& p
[5.3]
27

p
dX = α dε
[5.4]
X : Verschiebungstensor
α :
σ
f
Materialkonstante
: Streckgrenze
S :Spannungsdeviator
σ : Spannungstensor
λ : Plastischer Multiplikator
5.6 Rand- und Anfangsbedingungen
Im Pre-Processing werden die Rand- und Anfangsbedingungen typischerweise vom
Benutzer eingegeben. Bei einer thermischen transienten Analyse muss die Starttemperatur
vorgegeben werden (T 0 = 300 K). Die Bauteile werden an der Oberfläche auf
Löttemperatur erwärmt. Der Temperatur-Zeit-Zyklus wird tabellarisch eingegeben,
die Anzahl der zeitabhängigen Lasten wird vom Benutzer bestimmt. Im Rahmen des
Forschungsvorhabens wurden die Einzelteile nach mit dem projektbegleitenden
Ausschuss festgelegten Zyklen stufenweise mit einer Aufheizrate von 10 K/min auf
die Löttemperatur von 1323 K erwärmt. Die Lötzeit betrug 30 min. Nach dem Löten
wurden die Bauteile mit verschiedenen Abkühlraten auf Raumtemperatur abgekühlt.
Der Einfluss der Abkühlrate auf den Spannungszustand wurde analysiert. Es wurden
Berechnungen mit unterschiedlichen Temperatur-Zeit-Zyklen durchgeführt. Für den
ersten Zyklus wurde mit einer Abkühlrate von 35 K/min gerechnet. Die Ergebnisse
wurden dann mit denen einer Berechnung mit einer Abkühlrate von 100 K/min
verglichen. Das untere Bauteil wurde auf der Ebene z=0 positioniert. Die auf dem
Lötgestell aufliegende Seite des unteren Bauteils konnte nur in der x-y Richtung frei
bewegt werden.
Ein weiterer wichtiger Aspekt des Lötprozesses ist der thermomechanische Kontakt.
Hier sollte die Art des Kontakts bestimmt werden, d.h. welche Effekte und Vereinfachungen
bei der Modellierung berücksichtigt werden sollen. Es wurde ein Makro
[Procedure] erstellt und im Pre-Processing abgerufen. Für eine thermo-mechanische
Analyse wurden bestimmte Elementtypen ausgewählt, (CONTA174, TARGE170),
wie in Abb. 5.11 dargestellt. Für Conta174 gibt es beispielsweise zwölf Keyoptionen
[KEYOPT], die die Art und die Eigenschaften des Kontaktes beschreiben. Außerdem
wird das Kontaktstatut auch durch bestimmte Realkonstanten [Ansys] eingestellt. In
Tab. 5.5 sind die unterschiedlichen Konstanten dargestellt.
28

Abb. 5.11: Elementtypen [Conta174/Target170]
29

Name
FKN
FTOLN
ICONT
PINB
CNOF
Beschreibung
Normal penalty stiffness factor
Penetration tolerance faktor
Initial contact closure
Pinball region
Contact surface offset
FKOP Contact opening stiffness or contact
damping
FKT
COHE
TCC
FHTG
SBCT
Tangent contact stiffness factor
Contact cohesion
Thermal contact conductance
Frictional heating factor
Stefan-Boltzmann constant
Tab. 5.5: CONTA174 Real Constants [Ansys]
Das Bauteil und das Lot sind während des Lötzyklus permanent miteinander in
Kontakt [Bonded oder No Separation]. Weiterhin werden aus Konvergenzgründen
und zur Vereinfachung des Modells keine Reibungseffekte bzw. keine Energiegenerierung
während der Berechnungen berücksichtigt. Vor dem Löten ist eine geringe
Wärmeleitung entlang der Kontaktflächen vorhanden, das Kontaktstatut ändert sich
während des Haltens der Löttemperatur bzw. beim Abkühlen zu einem guten
thermischen und strukturellen Kontakt.
5.7 Lösungsphase [Solver]
In der Lösungsphase werden die durch die Finite-Elemente-Methode generierten
Differenzialgleichungen gelöst, die Ergebnisse sind knotenbezogene Werte. Ansys
generiert eine Ergebnisdatei [Jobname.RST,RTH]. Als Lösungsverfahren wurde die
Newton-Raphson-Methode verwendet. Es handelt sich um ein iteratives Lösungsverfahren
der nichtlinearen Gleichungen. Die am häufigsten verwendeten Iterationsschemen
sind in [5.5] angegeben [Abb. 5.12] [Bat02].
30

Δ
( i−1)
t+Δt
t+Δt
( i−1)
R = R − F
[5.5]
t+Δt
t+Δt
mit
t+Δt
K
U
U
( i−1)
( i)
(0)
=
=
ΔU
t+Δt
U;
t
( i)
U
= ΔR
( i−1)
+ ΔU
t+Δt
( i−1)
F
( i)
(0)
=
t
F
In Abb. 5.12 wird der Lösungsprozess für ein System mit einem einzigen Freiheitsgrad
dargestellt.
Last
t +
Δt
R
t
+Δ
t
R
−
t
+
Δ
t
F
(0)
t
+Δ
t
R
−
t
+
Δ
t
F
(1)
Steigerung
t +
Δt
K
(1)
Steigerung
t +
Δt
K
(0)
t
R
ΔU
(1)
ΔU
(2)
U
t
t +
Δt
U
Verschiebung
Abb. 5.12: Newton-Raphson-Iteration [Bat02]
Bei der Modellierung von thermomechanischen Problemen wird die Lösungsphase in
zwei Etappen unterteilt. Als erstes wird die thermische Analyse durchgeführt, dabei
werden Knotentemperaturen, Temperaturgradienten und die Temperaturverteilung
im Bauteil ermittelt. Die Ergebnisse der thermischen Analyse werden als Lasten für
die Strukturanalyse angewendet [Body Force Loads]. Die Ergebnisdateien werden
dann in die Strukturanalyse eingelesen, um die thermischen Eigenspannungen zu
berücksichtigen.
5.8 Post-Processing
Für die Auswertung der Ergebnisse stehen zwei Postprozessoren zur Verfügung. Der
allgemeine Postprozessor [Post1] und der Postprozessor für den Zeitbereich
[Post26]. Der Postprozessor [Post1] wird für die Auswertung der Ergebnisse über
31

das gesamte Modell für spezifische Lastschritte und Zwischenschritte verwendet
[Swa92].
Der Postprozessor [Post26] wird verwendet, um Analyseergebnisse an bestimmten
Punkten und Bereichen im Modell als Funktion der Zeit zu ermitteln. Der Prozessor
[Post26] kann die Ergebnisse graphisch oder in Form von tabellarischen Listen
darstellen. Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurden Spannungen, Verschiebungen
und Verformungen als Funktion der Zeit und der Temperatur dargestellt.
In Abb. 5.13 sind die Arbeitsschritte zusammengefasst.
feste
Voreinstellungen
vom Anwender
einstellbar
Lösungsalgorithmus
Vernetzung
Solver
Werkstoffauswahl
Lotauswahl
Temperatur-Zeit-Zyklus
Gasabschreckung
Postprocessing
voreingestellte
Parameter
Datenträger
Anwenderspezifische
Parameter
Werkstoffmatrix
Referenzen (Lage
und Einspannung)
Bezugsund
Randbedingungen
Ergebnisdarstellung
Temperaturverteilung
T(x,t)
Spannungsverteilung
σ(x,t,T)
Verschiebung Δx (x,t,T)
CAD
System
CATIA, Parasolid
Pro/Engineer, UniGraphics, ...
Abb. 5.13: Vorgehensweise
Datenimport
ANSYS
Datenimport
Berechnung
Auch das automatisierte Post-Processing wurde in das interaktive Modul implementiert,
bspw. das Anzeigen der Spannungen entlang eines definierten Pfades im
Bauteil.
32

6 Ergebnisse und Diskussion
6.1 Ermittlung der Temperaturverteilung
Temperaturanalysen werden zur Berechnung der Temperaturverteilung und
thermischer Größen wie Wärmestromdichte und Wärmeverlust verwendet. Während
des Lötprozesses entstehen Temperaturgradienten im Bauteil, da das Aufwärmen
bzw. das Abkühlen von außen erfolgt.
In Abb. 6.1 sind ausgewählte Lötzyklen dargestellt. Die Bauteile wurden mit einer
Aufheizrate von 10 K/min stufenweise durchgewärmt, nach Erreichen der Temperatur
1073 K wurde diese 30 min gehalten, dann wurden die Bauteile weiter auf 1193 K
erwärmt, diese Temperatur wurde wiederum 30 min gehalten. Auf diesem Wege
sollte ein gleichmäßiges Durchwärmen der Bauteile erreicht und damit zusätzliche
Spannungen infolge von Temperaturgradienten vermieden werden. Anschließend
wurden die Bauteile auf die Löttemperatur erhitzt. Das Lot fing an zu schmelzen und
das Grundwerkstück wurde benetzt. Nach dem Löten wurden die Bauteile abgekühlt.
Die Abkühlrate betrug 35 K/min während des ersten Zyklus und 100 K/min bei dem
zweiten Lötzyklus.
1600
T[K]
Temperatur [K]
1400
1200
1000
800
600
400
200
10K/min
30min
30min
30min
Zyklus1_(Abkühlrate=35K/min)
Zyklus2_(Abkühlrate=100K/min)
0
0 3000 6000 9000 12000
T[K]
Zeit [s]
T[K]
Abb. 6.1: Temperatur-Zeit-Zyklen
33

6.2 Einfluss der Abkühlrate
Ein wichtiger Parameter beim Löten ist die Abkühlrate. Die Berechnungen belegen,
dass mit zunehmender Abkühlrate höhere Temperaturgradienten im Bauteil entstanden
sind. Bei hoher Abkühlrate kühlte sich der Randbereich schneller ab als der
Kernbereich, was zu einem hohen Temperaturgradienten geführt hat. In Abb. 6.1
werden beispielhaft die Temperaturverteilungen im oberen Bauteil (1.4021) dargestellt.
Bei einer Abkühlrate von 35 K/min betrug die Temperaturdifferenz zwischen
dem Rand- und Kernbereich 10 K. Ein Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min führte
erwartungsgemäß zu zunehmenden Temperaturgradienten im Bauteil. Die Temperaturunterschiede
zwischen dem Rand- und Kernbereich erreichten bis zu 35 K. Dies
kann erhebliche Verzüge und Spannungen im Lotverbund hervorrufen, welche die
Lebensdauer des Werkzeuges beschränken.
ΔT= 35 K
ΔT= 10 K
T[K]
T[K]
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 35 K/min
Abb. 6.1:
Temperaturverteilung im oberen Bauteil [X20Cr13]
Die eingebrachten Kühlkanäle im unteren Bauteil bewirken eine ungleichmäßige
Erwärmung bzw. Abkühlung. Weiterhin belege die Simulation, dass die Temperaturgradienten
umso größer sind, je dicker die zu lötenden Werkstückquerschnitte sind.
Bei einer Abkühlrate von 35 K/min bildeten sich Temperaturunterschiede von 5 K im
unteren Bauteil aus. Diese betrugen 25 K bei einer Abkühlrate von 100 K/min. In
Abb. 6.2 wird der Einfluss der Abkühlrate auf das Abkühlverhalten des unteren
Bauteils dargestellt.
34

ΔT= 25 K
ΔT= 5 K
T[K]
T[K]
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 35 K/min
Abb. 6.2: Temperaturverteilung im unteren Bauteil [X20Cr13]
Die Untersuchungen zum Einfluss der Abkühlrate auf den Lötverbund ergaben, dass
durch die Erhöhung der Abkühlrate größere Temperaturdifferenzen im Bauteil
entstehen.
6.3 Ermittlung der Spannungsverteilung und Spannungsverläufe
Bei 600 K wurden die Spannungsverteilungen für zwei verschiedene Abkühlkurven
ermittelt. Abb. 6.3 beinhaltet die berechneten Spannungskomponenten
σ
xx
im oberen
Bauteil. Rechts sind die mit einer Abkühlrate von 35 K/min berechneten Spannungskomponenten
in x-Richtung dargestellt. Die Spannungsverteilung ergab, dass
während der Abkühlphase Zugeigenspannungen entstanden sind. Diese betrugen 49
MPa an der Kontaktoberfläche. Bei einer Abkühlrate von 100 K/min war die Spannungsintensität
im Kontaktbereich deutlich höher als bei einer Abkühlrate von
35 K/min (linkes Bild).
Am Ende des ersten Lötzyklus (Abkühlrate = 35 K/min) blieben Restspannungen in
Form von Zugspannungen im Bauteil. Die Zugeigenspannungen traten infolge der
unterschiedlichen thermischen Kontraktion von Stahl und Lotwerkstoff auf. Die
Beträge dieser Spannungen sind von der Abkühlrate abhängig. Je höher die
Abkühlrate ist, umso höher ist der Spannungszustand im Lötverbund.
35

σ XX
[ MPa ]
σ XX
[ MPa
]
-164
-129
-93
-164
-129
-93
-57
-22
-57
-22
x
y
Abkühlrate = 100 K/min
13
49
84
120
x
y
Abkühlrate = 35 K/min
13
49
84
120
1500
1200
Temperatur [K]
900
600
600 [K]
300
0
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000
Time[s]
Abb. 6.3: Spannungsverteilung in x-Richtung im oberen Bauteil (X20Cr13)
Auch im unteren Bauteil traten lediglich Zugeigenspannungen auf. Die Beträge der
berechneten Zugeigenspannungen waren geringer als die im oberen Bauteil. In der
Abkühlphase und bei Erreichen einer Temperatur von 600 K bildeten sich Zugeigenspannungen
von 29 MPa im unteren Bauteil aus (Abb. 6.5). Die Spannungsverteilung
belegt, dass ein Erhöhen der Abkühlrate von 35 K/min auf 100 K/min erwartungsgemäß
zu einer größeren Spannungsintensität im Kontaktbereich führt.
σ XX
[ MPa
]
-124
-90
σ XX
[ MPa
]
-124
-90
-73
-73
-48
-22
-48
-22
3
29
3
29
x
y
Abkühlrate = 100 K/min
54
80
x
y
Abkühlrate = 35 K/min
54
80
Abb. 6.4: Spannungsverteilung im unteren Bauteil (X20Cr13)
36

Die Spannungsverläufe im Lötverbund verdeutlichen, dass während der Aufheizphase
geringere Spannungen im Grund- und Lotwerkstoff aufgetreten sind. In Abb. 6.5
sind in ausgewählten Knoten des oberen Bauteils die berechneten Spannungsverläufe
dargestellt. Der Spannungsverlauf im oberen Bauteil weist Zugspannungen
während des Aufheizens aus.
X20Cr13
Abb. 6.5: Untersuchter Bereich im oberen Bauteil
Diese Zugspannungen können einen Wert von bis zu 7,4 MPa erreichen, sie werden
nach einem Durchwärmen des Bauteils bzw. nach einer Homogenisierung der
Temperaturverteilung im Bauteil abgebaut.
Beim Abkühlen auf Raumtemperatur und auf Grund der verschiedenen physikalischen
Eigenschaften der gefügten Komponenten, insbesondere deren unterschiedliche
thermische Ausdehnungskoeffizienten, sind komplizierte, inhomogene Spannungszustände
im Bauteil entstanden, die zum Verzug des Bauteils und zu Rissen
führen können. Bei einer Abkühlrate von 35 K/min bildeten sich im oberen Bauteil
Zugspannungen, die ein Maximum von 21,6 MPa in y-Richtung erreicht haben. Ein
Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min führte zur Steigerung der Spannungszustände
im Bauteil. Die maximale Spannungskomponente in y-Richtung betrug 85 MPa.
Das kfz-Austenitgitter wandelte sich in das krz-Gitter des Martensits um. Die
maximalen Zugeigenspannungen wurden auf Grund eines Volumensprunges zu
Druckspannungen.
Am Ende des Lötzyklus wurde ein Gleichgewicht zwischen den thermischen
Spannungen und den Umwandlungsspannungen erzielt und es verblieben schließlich
Restspannungen in Form von Zugspannungen. Diese Spannungen beeinflussen die
37

mechanischen Werkstoffeigenschaften des Bauteils negativ und können letztendlich
zum Versagen des Lötverbundes führen.
Abkühlrate = 100 K/min
Spannung[MPa]
100
80
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
0 300 600 900 1200 1500
Ms = 573 K
Aufheizen
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abkühlrate = 35 K/min
Spannung [MPa]
100
80
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
0 300 600 900 1200 1500
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abb. 6.6: Spannungsverlauf im oberen Bauteil (X20Cr 13) bei verschiedenen Abkühlraten
38

Beim Abschrecken des erwärmten Bauteils trat zwischen der rascher abkühlenden
Oberfläche und dem mittleren Bereich ein Temperaturunterschied auf, der zu
Zugeigenspannungen im Bauteil führte. Ein Überschreiten dieser Spannungen führte
zur Entstehung von Rissen im Bauteil.
Im unteren Bauteil weisen die Spannungskurven ein ähnliches Profil wie beim oberen
Bauteil auf. Während der Aufheizphase entstanden kaum Spannungen. Die Spannungsverläufe
in einem ausgewählten Punkt des unteren Bauteils werden in Abb. 6.7
dargestellt.
z
X20Cr13
x
Abb. 6.7: Untersuchter Bereich im unteren Bauteil (X20Cr 13)
Bei einem Lötzyklus mit einer Abkühlrate von 35 K/min entstanden während des
Abkühlens Druckspannungen im Bauteil. Ein Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min
bewirkte in Folge höherer Temperaturgradienten die Entstehung von Zugspannungen.
Diese erreichten einen Wert von 23,14 MPa in y-Richtung. Auf Grund der
Martensitbildung und in einer ähnlichen Weise wie beim oberen Bauteil kehrten sich
die Zugspannungen in Druckspannungen um. Nach einem Gleichgewicht zwischen
den Umwandlungs- und thermisch induzierten Eigenspannungen verblieben
Restspannungen von 12,9 MPa.
39

Abkühlrate = 100 K/min
Spannung [MPa]
50
40
30
20
10
0
-10
-20
-30
-40
-50
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Ms = 573 K
Aufheizen
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abkühlrate = 35 K/min
Spannung[MPa]
50
40
30
20
10
0
-10
-20
-30
-40
-50
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Temperatur [K]
Aufheizen
Sxx Syy Szz
Abb. 6.8: Spannungsverlauf im unteren Bauteil (X20Cr 13) bei verschiedenen Abkühlraten
Die Methode der Finiten Elemente bietet auch die Möglichkeit, die Spannungsspitzen
im Grundwerkstoff in verschiedenen Bereichen zu ermitteln. In Abb. 6.9 erfolgt eine
graphische Darstellung der Spannungsverteilung entlang eines Pfades (Weg). Die
örtlichen Spannungsmaxima betrugen 2,5 MPa bei einer Abkühlrate von 35 K/min.
40

Bei einer Abkühlrate von 100 K/min stiegen die maximalen Spannungen auf
6,13 MPa.
t = 10840 s
X20Cr13
Mart.-Aust.
2.5 MPa
6.13 MPa
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 35 K/min
Abb. 6.9: Spannungsverteilung entlang eines Pfades im unteren Bauteil (X20Cr13)
Der Spannungsverlauf im Lotwerkstoff lässt erkennen, dass während des Aufwärmens
keine Spannungen im Lot entstanden sind. Die Lotfolie wurde homogen auf die
Löttemperatur erwärmt. Die Oberflächenenergie des Lotwerkstoffs nahm mit
zunehmender Temperatur ab, anschließend erfolgte eine spannungsfreie Benetzung
des Grundwerkstoffes während der Haltezeit. In der Abkühlphase bildeten sich
Druckspannungen im Lotwerkstoff. In Abb. 6.11 wird der Spannungsverlauf im
Lotwerkstoff bei einem Temperatur-Zeit-Zyklus mit einer Abkühlrate von 35 K/min
dargestellt. Dieser Spannungsverlauf lässt erkennen, dass im Lot Druckeigenspannungen
während der Abkühlphase entstanden sind. Diese können bei einer Abkühlrate
von 35K/min bis zu -280 MPa betragen. Ab einer bestimmten Temperatur zog
sich das Lot zusammen und auf Grund der thermischen Ausdehnungskoeffizienten
des Lot- und Grundwerkstoffs bildeten sich bei einer weiteren Abkühlung höhere
Zugspannungen im Lot. Diese erreichten bis zu 119 MPa bei einer Abkühlrate von
35 K/min.
41

Lotwerkstoff
x
Abkühlrate = 100 K/min
Spannung[MPa]
300
250
200
150
100
50
0
-50
-100
-150
-200
-250
-300
Aufheizen
Abkühlen
0 300 600 900 1200 1500
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abkühlrate = 35 K/min
Spannung[MPa]
300
250
200
150
100
50
0
-50
-100
-150
-200
-250
-300
Aufheizen
Abkühlen
0 300 600 900 1200 1500
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abb. 6.10: Spannungsverlauf in der Lotschicht (L- Ni 2)
42

6.4 Ermittlung der Verschiebungen im Bauteil
In Abb. 6.11 sind die berechneten Verzüge in einem zylindrischen Koordinatensystem
dargestellt. In der Aufheizphase dehnten sich die Bauteile in alle Richtungen
aus. Die Ausdehnung des Bauteils in x- und z-Richtung während des Aufwärmens ist
in Abb. 6.11 dargestellt. Die Auswertung der Bilder ergibt, dass die Ausdehnung zu
Beginn der Aufwärmung 0,297 mm in x-Richtung und 0,128 mm in z-Richtung
erreicht hat. Beim weiteren Erwärmen vergrößerte sich die Verschiebung und betrug
0,8 mm in x-Richtung zum Zeitpunkt t = 9000 s und 0,339 mm in z-Richtung
(X20Cr13).
U xx max = 0.297 mm
t = 3000 s
U xx max = 0.838 mm
t = 9000 s
U zz max = 0.128 mm
t = 3000 s
U zz max = 0.339mm
t = 9000 s
Abb. 6.11: Verschiebungsverteilung im Bauteil (X20Cr13) während der Aufheizphase [x-
Richtung (oben), z-Richtung (unten)]
Während der Abkühlphase kehrten sich die Verschiebungen um. In Abb. 6.12 sind
die Verschiebungen in x-Richtung dargestellt. Bei der Auswertung verdeutlichte sich,
dass sich mit Erhöhung der Abkühlrate die Verformungsrate erhöht hat. In der
Abkühlphase zog sich das Bauteil zusammen. Da die Bauteile über ein unterschiedli-
43

ches Kontraktionsverhalten verfügen, entstanden infolge der Verformungsbehinderung
Zugeigenspannungen im Bauteil.
xx max 0.8 mm
U xx max = 0.072 mm
t t = = 10840 9000 s
U xx max = 0.115 mm
t = 11540 s
Abkühlen Aufheizen
Abkühlrate = 100 K/min
1500
Abkühlen
Abkühlrate = 35 K/min
1200
Temperatur [K]
900
600
300
0
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000
Time[s]
Abb. 6.12: Verschiebungsverteilung im Bauteil während der Abkühlphase (X20Cr13)
Abb. 6.13 stellt den zeitlichen Verlauf der Spannungen und der Verschiebung im
oberen und unteren Bauteil dar. Die Ergebnisse werden für zwei Punkte im Randbereich
ausgewertet. Es ist erkennbar, dass sich die Bauteile während des Aufheizens
ausgedehnt haben. Die maximale Verschiebung in y-Richtung beträgt 0,597 mm im
oberen Bauteil und 0,688 mm im unteren Bauteil (X20Cr13). In der Aufheizphase
waren die Verformungen im unteren Bauteil größer als im oberen. Dabei spielt die
Wandstärke eine entscheidende Rolle für die Temperaturverteilung und letztendlich
für die Verzüge im Bauteil. Nach dem Löten schrumpften die zusammengefügten
Bauteile. Während der Abkühlphase bildeten sich in Folge der unterschiedlichen
Ausdehnungskoeffizienten und des Kontraktionsverhaltens der Lötkomponenten
Zugeigenspannungen aus. Die Verschiebungen in x- und y-Richtung wurden
abgebaut. Allerdings verblieben in Folge der plastischen Verformung Formänderungen
im Bauteil, so dass die Verschiebung in x- und y-Richtung nicht vollständig
abgebaut worden sind. Sie betrug 0,0127 mm in y-Richtung im oberen Bauteil und
0,011 mm im unteren Bauteil.
44

Verschiebung [mm]
0.8
0.6
0.4
0.2
0
-0.2
Abkühlrate = 35K/min
Verschiebung in der x- Richtung
Verschiebung in der y- Richtung
Spannung in der x- Richtung
Spannung in der y- Richtung
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000
30
20
10
0
-10
Spannung [MPa]
-0.4
-0.6
-20
-0.8
Zeit [s]
Unteres Bauteil
-30
Verschiebung [mm]
0.8
0.6
0.4
0.2
0
-0.2
Abkühlrate = 35K/min
Verschiebung in der x- Richtung
Verschiebung in der y- Richtung
Spannung in der x- Richtung
Spannung in der y- Richtung
0
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000
-10
30
20
10
Spannung [MPa]
-0.4
-0.6
-20
-0.8
Zeit [s]
Oberes Bauteil
-30
45

Abb. 6.13: Spannungs- und Verschiebungsverläufe im unteren Bauteil (rechts) und im
oberen Bauteil (links) (X20Cr13)
6.5 Einfluss der Kanalgeometrie
Berechnungen mit einer Änderung der Geometrie bzw. Form der Kühlkanäle im
unteren Bauteil ergaben abnehmende Beträge der maximalen Eigenspannungen im
Grundwerkstoff. Eine Abrundung der scharfen Kanten der Kühlkanäle mit einem
Radius r = 0. 5mm
führte zu einer stärkeren Abnahme der Zugeigenspannungen. Bei
einer Abkühlrate von 100 K/min entstanden Zugeigenspannungen von 7,6 MPa,
weiterhin war die Spannungsverteilung inhomogen, was zu einer örtlichen Spannungskonzentration
und schließlich zum Versagen führen kann. Abb. 6.14 lässt
erkennen, dass eine Abrundung der scharfen Kanten einen Abbau der Zugspannungen
bewirkt hat, außerdem wird deutlich, dass sich im Bauteil homogene Druckspannungen
gebildet haben.
46

X20Cr13
- 11.6 MPa 7.6 MPa
R = 0.5 mm
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 100 K/min
X20Cr13
Mart.+ Aust.
Abkühlrate = 100 K/min
Sx = -11.6 MPa
Sx = 7.6 MPa
Abb. 6.14: Spannungsverteilung im unteren Bauteil (X20Cr13)
Die Spannungsverläufe der berechneten Spannungskomponentenσ xx , σ
yy , σ
zz verdeutlichen,
dass während der Aufheizphase geringere Spannungen aufgetreten sind.
Diese Spannungen wurden bei jeder Haltezeit während des Aufheizvorganges
abgebaut, da im Bauteil keine Temperaturgradienten vorhanden sind. Auf Grund der
Temperaturunterschiede zwischen dem Rand- und Kernbereich beim Abkühlen und
des unterschiedlichen Kontraktionsverhaltens aller Komponenten traten Zugeigen-
47

spannungen auf. Diese Spannungen erreichten bei einer Geometrie ohne Abrundung
der Kanäle und mit einer Abkühlrate von 100 K/min ein Maximum von 28,6 MPa. In
Abb. 6.15 wird dargestellt, dass die Abrundung der scharfen Kanten der Kühlkanäle
zu einer Reduzierung der maximalen Zugeigenspannungen im Bauteil führen.
Darüber hinaus kehrten sich die Zugspannungen nach der Martensitbildung in
Druckspannungen um. Schließlich blieben Restspannungen von -4.8 MPa in y-
Richtung im unteren Bauteil erhalten.
Abkühlrate = 100 K/min
Spannung [MPa]
50
40
30
20
10
0
-10
-20
-30
-40
-50
0 300 600 900 1200 1500
Temperatur [K]
Abkühlen
Aufheizen
Sxx Syy Szz
Abrundung
X20Cr13
(Mart.+Aust.)
48

Abkühlrate = 100 K/min
Spannung [MPa]
50
40
30
20
10
0
-10
-20
-30
-40
-50
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Ms = 573 K
Aufheizen
Temperatur [K]
Sxx Syy Szz
Abb. 6.15: Spannungsverlauf im unteren Bauteil (X20Cr13)
49

7 Demonstratorfertigung
7.1 Verfahrensschritte
Für die Verifizierung des Modells und zur Demonstration wurden Einzelteile mittels
im Werkzeugbau vorhandenen Standardverfahren (Drehen, Fräsen, Schleifen, etc.)
angefertigt. Die Geometrien der Demonstratoreinzelteile sind identisch mit denen des
Simulationsmodells, ebenso kamen beide aufgeführten Stahlwerkstoffe zum Einsatz.
Die Fertigung der Einzelteile erfolgte an der Forschungsstelle. Anschließend wurden
die Teile einem Spannungsarmglühen unterzogen. Dabei wurden beide Chargen
(getrennt nach Werkstoffen) komplett bei einem Unternehmen geglüht. Nach der
Wärmebehandlung wurden die Einzelteile in der Forschungsstelle mit bereitgestelltem
Lot komplettiert und den Teilnehmern des projektbegleitenden Ausschusses zum
Löten übergeben. Während des Lötens wurden die Temperaturen im Bauteil
aufgezeichnet. Je nach Anzahl der verfügbaren Sensoren konnte aus den Ergebnissen
ein Temperaturprofil erstellt werden. Nach dem Löten erfolgte für alle gelöteten
Teile eine Ultraschallprüfung der Fügezone.
7.2 Temperaturmessungen
Um die Bauteiltemperatur während des Lötprozesses aufzuzeichnen, sind Sensoren
an verschiedenen Positionen im Bauteil höhenversetzt und tiefenversetzt positioniert
worden. Dafür wurden zusätzlich Bohrungen mit einem Durchmesser von 1,7 mm an
den Einzelteilen angebracht.
1200
100
1000
80
60
Temperatur [°C]
800
600
400
200
0
Pos.1.1
Pos.1.4
[Pos.1.4 - Pos.1.1]
40
20
0
-20
-40
-60
-80
Temperaturdifferenz [K]
-200
-100
0 5000 10000 15000 20000 25000
Zeit [s]
50

Pos.1.1
Pos.1.4
Mart.-Stahl
Abb. 7.1: Temperaturmessung X20Cr 13
Die von den Sensoren während des Lötprozesses aufgezeichneten Temperaturen
sind exemplarisch in den folgenden Abbildungen dargestellt. Bei dem X20Cr 13
entstehen während des Aufheizens Temperaturdifferenzen im Bauteil von bis zu
74,8 K. Der Grund dafür liegt darin, dass das Aufwärmen von Bauteilen mit komplexen
Innengeometrien inhomogen verläuft.
In Abb. 7.2 sind weitere Ergebnisse für den Stahl X20Cr13 dargestellt. Die Temperaturdifferenzen
zwischen dem oberen und dem unteren Bauteil betrugen maximal
108 K bei der Abkühlung und bis 60 K bei der Erwärmung. Abb. 7.2 verdeutlicht,
dass das Erwärmen bzw. das Abkühlen des unteren Bauteils auf Grund der unterschiedlichen
Geometrien (Wanddicken) schneller als beim oberen Bauteil verlaufen
ist. Weiterhin wurden wieder Temperaturdifferenzen beim Abkühlen im oberen
Bauteil gemessen. Die aufgezeichneten Temperaturen an den Messorten B3 und B4
belegen, dass Temperaturdifferenzen in Höhe von 76 K entstanden sind. Diese
ungleichmäßige Erwärmung führte zur Ausbildung höherer Temperaturgradienten,
die eine Formänderung bewirken.
51

Temperatur [°C]
1200
1000
800
600
400
Heizung
Pos.B1
Pos.B2
Pos.B3
Pos.B4
Pos.B5
200
0
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000
Zeit [s]
CrNi X20Cr -Stahl 13
Thermoelementposition
Abb. 7.2: Temperaturmessung X20Cr13
Die Diagramme belegen, dass während des Lötzyklus größere Temperaturdifferenzen
zwischen dem unteren und dem oberen Bauteil entstanden sind. Diese erreichten
beim Erwärmen bis zu 95 K. Während des Abkühlens sind die Temperaturunterschiede
zwischen dem unteren und dem oberen Bauteil größer geworden. Dabei
waren Temperaturdifferenzen von 180 K vorhanden. Diese können zu thermisch
induzierten Maß- und Formänderungen im Werkstück und zu höheren Zugeigenspannungen
führen, die ein Versagen des Werkstoffs bewirken können.
52

Temperatur [°C]
1200
1000
800
600
400
Soll Heizung
Messstelle2
Messstelle1
Messstelle3
Messstelle4
Messstelle Un.
Mart.Stahl
200
Messstelle- unten
0
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000
Zeit [s]
Abb. 7.3: Temperaturmessungen X20Cr13
Mit dem X5CrNi18-10 wurden ebenfalls Experimente zur Bestimmung der Temperaturen
im Bauteil durchgeführt (Abb. 7.2). Ebenso wie beim X20Cr13 entstehen bei
einem X5CrNi18-10 größere Temperaturdifferenzen. Die größten Temperaturunterschiede
betrugen 60,2 K.
1200
100
80
1000
60
Temperatur [°C]
800
600
400
200
Pos.2.1
Pos.2.4
[Pos.2.4 - Pos.2.1]
40
20
0
-20
-40
-60
Temperaturdifferenz [K]
-80
0
-100
0 5000 10000 15000 20000 25000
Zeit [s]
53

Pos.2.1
Pos.2.4
CrNi-Stahl
Abb. 7.4: Temperaturmessungen X5CrNi18-10
Die experimentellen Messungen der Temperatur belegen, dass während des
Hochtemperaturlötens von Bauteilen mit komplexen Innengeometrien größere
Temperaturunterschiede in den zusammengefügten Komponenten entstehen. Die
Bauteile werden von außen durch Strahlung und von innen durch Wärmeleitung
erwärmt. An den Kühlkanälen können Konvektionseffekte auftreten. Diese bewirken
örtliche Überhitzungen und führen anschließend zu einer inhomogenen Erwärmung
bzw. Abkühlung des Bauteils. Darüber hinaus hat die Wandstärke bzw. die Geometrie
der gelöteten Komponenten einen entscheidenden Einfluss auf die Temperaturverteilung
und damit auf die Spannungszustände im Lötverbund. Beim Löten von
Werkstoffen mit komplexen Innengeometrien können thermische Spannungen in der
Abkühl- bzw. Aufheizphase auftreten, die zum Versagen des Bauteils führen.
Um die Ergebnisse der Simulation zu überprüfen, wurden Experimente mit
vorgegebenen Temperaturzyklen durchgeführt. Der Vergleich zwischen den
errechneten und experimentell ermittelten Temperaturabweichungen ist für zwei
definierte Punkte in Abb. 7.6 dargestellt. Die Daten wurden bei einem Bauteil aus
X5CrNi18-10 an der Oberfläche gemessen. Bei den Auswertungen wurde ein
maximaler Temperaturunterschied von 20 K zwischen der Simulation und dem
Experiment an der Position B3 während der Abkühlphase festgestellt.
54

T [K]
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0 4000 8000 12000 16000 20000 24000
t [s]
Tsim [K] Texp [K] Tsim - Texp [K]
100
80
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
Temperaturdifferenz [K]
Abb. 7.5: Temperaturverlauf X5CrNi18-10
T [K]
1400
1200
100
80
60
1000
40
800
20
0
600
-20
400
-40
200
-60
-80
0
-100
21500 22000 22500 23000 23500 24000
Temperaturdifferenz [K]
t [s]
Tsim [K] Texp [K] Tsim - Texp [K]
Abb. 7.6: Temperverlauf (Detail von Abb. 7.5) X5CrNi18-10
55

7.3 Messung der Verschiebung
Während des Abkühlens ändert sich die Gitterstruktur des Grundwerkstoffs. Das kfz-
Austenitgitter wandelt sich diffusionslos in das krz-Gitter des Martensits um. Die
Umwandlung ist mit komplizierten Scher- und Verformungsvorgängen verbunden
[Sch04]. Nach der Umwandlung bleibt der Kohlenstoff im krz-Gitter des Martensits
zwangsgelöst. Er verursacht eine Verzerrung des krz-Gitters in z-Richtung. Die
Martensitbildung bewirkt eine Volumenänderung im Bauteil. Sie ist eine Ursache der
plastischen Verformung, da die Dichte des Martensits (7,68 g/cm 3 ) bei Raumtemperatur
kleiner als die Dichte des Austenits (7,80 g/cm 3 ) ist (Sys08).
Daher wurden die Verformung der Bauteile experimentell ermittelt und mit den
Simulationsergebnissen verglichen. Die Messungen der Verschiebungen in z-
Richtung erfolgte mit Hilfe eines Messtasters. Für die Bestimmung der Verschiebungen
wurde ein Kreis mit einem Durchmesser von 110 mm auf der Oberfläche als
Messweg ausgewählt [Abb. 7.7]. Entlang dieses Messweges wurden Verschiebungen
für acht Punkte ausgewertet. Die Messungen ergaben, dass nach dem Löten die
Bauteile aus X20Cr13 in z-Richtung verformt waren.
Die Ergebnisse verdeutlichen, dass alle Proben aus X20Cr13 am Ende des Lötzyklus
verformt waren. Die maximalen Werte der Verschiebungen sind in Abb. 7.8 dargestellt.
Durch das Einbringen von unsymmetrischen, temperierten Kanälen im Bauteil
bildeten sich während des Lötzyklus unterschiedliche Temperaturgradienten aus.
Diese führten zu inhomogenen thermischen Verformungen. Während der Abkühlphase
wurden sie durch das unterschiedliche Kontraktionsverhalten behindert,
dadurch entstanden höhere inhomogene Spannungszustände, die nach Überschreiten
der Fließgrenze zum Versagen führen können.
4
5
6
3
7
2
10 mm
1
8
Abb. 7.7: Messtaster für die Ermittlung der Verzüge in z-Richtung
56

Probe 1: 1.4201
120
100
dz[µm]
80
60
40
20
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Punkte
Probe 2: 1.4201
120
100
dz[µm]
80
60
40
20
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Punkte
Probe 3: 1.4201
dz[µm]
160
140
120
100
80
60
40
20
0
-20
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Punkte
Abb. 7.8: Messung der Verformung in z-Richtung
57

Bei dem Bauteil aus X5CrNi18-10 wurde durch die Simulation und die experimentellen
Untersuchungen eine Volumenverkleinerung festgestellt.
Die Simulation belegt, dass das Bauteil sich nach dem Löten in die negative z-
Richtung verzieht. Die maximalen Verschiebungen zeigten sich an der Oberfläche
(Abb.7.9 und Abb.7.10).
25.500
Probe 4: 1.4301
300
Uz [mm]
25.200
24.900
24.600
24.300
200
100
0
-100
-200
Differenz [µm]
24.000
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Punkte
Vor dem Löten Nach dem Löten Differenz[µm]
-300
Abb. 7.9: Messung der Verschiebung in z-Richtung bei dem Bauteil aus X5CrNi18-10
Abb. 7.10: Verschiebung in z-Richtung im Bauteil aus X5CrNi18-10
58

7.4 Ultraschallprüfungen
Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurden Ultraschallprüfungen der Lötverbindung
für unterschiedliche Proben durchgeführt. Die Ergebnisse verdeutlichen,
dass nach dem Löten bei einer Probe eine flächige Fehlstelle in der Fügezone
aufgetreten ist. Abb. 7.11. beinhaltet das Ergebnis der Ultraschallprüfung für die
fehlerhafte Fügeverbindung (gelbe Pfeile) sowie einer i. O. Probe.
Abb. 7.11: Ergebnisse der Ultraschallprüfung für (links, Werkstoff 1.4301) rechts: Werkstoff
1.4021)
Zur Untersuchung des Fehlers wurde das Bauteil (1.4301) entlang der Ebene AB
geschnitten. In Abb. 7.12 ist ersichtlich, dass kein Zusatzwerkstoff im Spalt vorhanden
ist. Das flüssige Lot wurde in die Kühlkanäle hineingetrieben. Eine mögliche
Erklärung ist, dass die Temperatur im mittleren Bereich am Anfang der Abkühlphase
immer noch im Bereich der Löttemperatur gelegen hat. Auf Grund des Temperaturgradienten
treten auch während der Abkühlphase Spannungen auf. Im Kontaktbereich
zwischen Lotschicht und Einzelteil treten Zugeigenspannungen von 33 MPa bei
einer Oberflächentemperatur von 400° K auf. Darüber hinaus sind lokale Spannungsspitzen
von 100 MPa im Bauteil entstanden. Diese führen zu lokalen plastischen
Deformationen bzw. Mikrorissen.
59

B
A
Ultraschall-
CrNi-Stahl
Schnitt-AB
Abb. 7.12: Fügezone
In Abb. 7.13 werden die Spannungs- und Temperaturverteilung im unteren Bauteil
während der Abkühlphase bei 400 K dargestellt.
ΔT= 7 K
X5CrNi18-10
T[K]
400
401
402
403
404
405
406
407
408
σ XX
[ MPa
]
-130
-103
- 69
- 35
-1.3
33
67
100
Abb 7.13: Spannungs- und Temperaturverteilung im unteren Bauteil
60

8 Charakterisierung der Fügezone
8.1 Lichtmikroskopie
Die durchgeführten Ultraschallprüfungen wiesen darauf hin, dass bei einem gelöteten
Bauteil (1.4301) im mittleren Bereich Hohlräume nach dem Löten vorhanden sind.
Zur Analyse dieser Fehlstellen wurde das Bauteil vertikal getrennt. Wie in
Abb. 8.1 enthalten, sind Fehlstellen in der Lötverbindung zu erkennen. Um die
Fügezone im Lotbereich zu analysieren, wurden ausgewählte Proben des Bauteils
mit Hilfe eines Lichtmikroskops untersucht.
3 2 1
3
2
4
1
CrNi-Stahl
Abb. 8.1: Probenzuordnung nach dem Trennen
Bereits bei der Probenvorbereitung war die Probe im ersten Bereich (1) ohne äußere
Krafteinwirkung zu trennen.
Bei dem eingesetzten Lotwerkstoff (L-Ni 2) sind Metalloide wie Bor, Phosphor und
Silizium, welche die Liquidustemperatur der Nickel-Chrom-Matrix herabsetzen,
verwendet worden; damit wurden Löttemperaturen zwischen 1000°C und 1200°C
realisierbar [Bus92]. Ein großer Nachteil dieser Metalloide ist die Bildung von
Hartstoffteilchen in der Lötfuge. Die Bildung dieser Hartphasen entsteht durch eine
schlechte Durchmischung der aus dem Grund- und Lotwerkstoff diffundierten
Elementen [Bus92]. Diese Phasen sind inhomogen, hart, spröde und nicht verformbar.
Die Verteilung dieser Phasen in der Lötnaht führt bei dynamischen Beanspruchungen
zur Abnahme der Verbindungsfestigkeit und letztendlich zum Versagen
[Wie01]. Die Hartphasen treten als durchgängiges Band in der Lötnaht auf.
61

In Abb. 8.2 wird eine Lötverbindung zwischen einem Warmarbeitsstahl und einem
boridisch-silizidischen Lot dargestellt.
Abb. 8.2: Warmarbeitsstahl gelötet mit einem boridisch-silizidischen Lot
[Wie01]
Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurden Untersuchungen der Lötverbindung
mittels Lichtmikroskopie durchgeführt. Die Ergebnisse haben belegt, dass in der
Lötnahtmitte der Proben Hartstoffteilchen vorliegen. In Abb. 8.3 sind die Aufnahmen
des dritten Bereichs dargestellt.
LNi-2
CrNi-Stahl(1.4301)
LNi-2
CrNi-Stahl(1.4301)
Abb. 8.3: Lötnahtgefüge, Lot: L-Ni 2, Löttemperatur 1050°C/30min
62

Die Anwendung des Nickelbasislots (7%Cr; 4.5%Si; 3.1%B; 3%Fe;

Verbindung und letztendlich zum Versagen der Verbindung. Weitere Untersuchungen
mittels Lichtmikroskopie verdeutlichten, dass die Trennung der Lötverbindung
erwartungsgemäß entlang des Sprödphasenbandes aufgetreten ist, Abb. 8.6.
LNi-2
CrNi-Stahl
Abb. 8.6: Mikroskopische Aufnahme der Lötverbindung (Bereich 1)
8.2 Röntgenspektroskopie
Die EDX-Analyse wurde in verschiedenen Punkten durchgeführt. An der Position 1
ist eine deutliche Anreicherung des Elements Cr zu erkennen. Eine quantitative
Analyse des Elementes Bor war nicht möglich. Die Messungen an den Positionen 2
und 3 wiesen ein deutliches Nickelsignal auf. Weiterhin war die Konzentration des
Elements Silizium an der Position 2 größerer als an den Positionen 1 und 3.
CrNi-Stahl
1
2
LNi-2
3
CrNi-Stahl
Abb. 8.7: EDX-Analyse an den markierten Punkten
64

a) EDX-Spektrum der Position 1
5000
CrKα
4000
Intensität
3000
2000
NiLβ
NiLα
FeLβ
FeLα
FeKα
1000
MnLβ
MnKα
MnLα
SiKβ
CrKβ
NiKα
CrLβ
SiKα
FeKβ
CrLα
MnKβ
NiKβ
0
0 5 10
b) EDX-Spektrum der Position 2
Energie
keV
3000
NiKα
2500
Intensität
2000
1500
NiLα
FeLα
MnLα
SiKα
1000
500
0
CrLβ
CrLα
NiLβ
FeLβ
MnLβ
SiKβ
FeKα
MnKα
CrKα
MnKβ
CrKβ
FeKβ
NiKβ
0 5 10
c) EDX-Spektrum der Position 3
Energie
keV
3500
3000
Intensität
2500
2000
1500
NiLβ
NiLα
FeLα
MnLα
NiKα
1000
500
0
CrLβ
CrLα
FeLβ
MnLβ
SiKβ
SiKα
CrKα
MnKα
CrKβ
FeKα
MnKβ
FeKβ
NiKβ
0 5 10
Energie
keV
65

Es wurden zusätzlich Punktanalysen (WDX Analysen) durchgeführt, um die Elemente
innerhalb der Fügezone zu bestimmen. Diese Analysen gaben Aufschluss über die
Verteilung der boridischen und silizidischen Phasen sowie auch die Verteilung
anderer Elemente in der Lötverbindung. Da das EDX-Verfahren für Atome mit
niedriger Ordnungszahl nur geringe Genauigkeiten ermöglichen, wurde die WDX-
Analyse gewählt, um Rückschlüsse über das Element Bor in der Probe zu erhalten.
CrNi-Stahl
Riss
P 1
P 3 P 2
LNi-2
CrNi-Stahl
BSE-Bild
Abb. 8.8: Punktanalyse an drei Punkten
Die Ergebnisse der WDX-Analyse sind in Abb. 8.8 dargestellt. In den Punkten P1, P2
und P3 ist zu sehen, dass sich Chromboride von der Art CrB in der Lötverbindung
ausgebildet haben. Diese Phasen sind hart und spröde und führen zur Abnahme der
Verbindungsfestigkeit und letztendlich zur Werkstofftrennung [Bus92]. In Abb. 8.9 ist
die Verteilung der Elemente Bor (links) und Chrom (rechts) dargestellt. In der Tabelle
wurde der Anteil eines jeden Elementes zusammengefasst.
Weitere WDX-Analysen wurden für das Element Silizium durchgeführt. Die Messungen
belegen, dass Silizide in der Lötverbindung vorhanden sind. In Abbildung 8.10 ist
die Verteilung des Siliziums dargestellt, es liegt konzentriert in der Lötnahtmitte vor.
Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass bei dem eingesetzten Lot (L-
Ni 2) Sprödphasen (Silizide und Boride) auftreten können. Diese Hartphasen haben
einen negativen Einfluss auf die Lötverbindung.
66

Bor
Chrom
P 3 P 1
P 2
At-%
P 1
P 2
P 3
B
46,37%
35,4
37,99
Si
1,15
0,00
0,01
Cr
43,08
56,25
51,04
Mn
0,14
0,11
0,15
Fe
2,56
3,49
3,00
Ni
6,71
4,74
7,82
Abb. 8.9: Chromboridverteilung in der Lötverbindung (WDX-Analyse)
Silizide Silizium
Silizide
Abb. 8.10: Siliziumverteilung in der Lötnahtmitte
67

9 Erstellen eines interaktiven Moduls
Das Modellieren des Hochtemperaturlötens wurde mit dem kommerziellen FEM-
Code Ansys [Version 10 bzw. 11] durchgeführt. Dieses zeichnet sich durch vielfältige
Möglichkeiten der FEM-Simulation aus und ist weltweit anerkannt. Aus dem komplexen
Umfang resultiert jedoch auch, dass umfassende Kenntnisse in der Bedienung
und Erfahrung notwendig sind, um das Werkzeug „Ansys“ auch entsprechend nutzen
zu können. Mit einem interaktiven Modul soll die Bedienung wesentlich vereinfacht
werden. Dabei sollen die variablen Parameter wie Bauteilgeometrie, Werkstoffe und
Temperatur-Zeit-Zyklen vom User abgefragt und verarbeitet werden. Alle weiteren
notwendigen Eingaben sind, wissenschaftlich fundiert, als Ergebnis des Forschungsvorhabens
festgelegt und im Modul hinterlegt. So wird beispielsweise die Berechnung
entkoppelt, d.h. getrennt nach thermischer und mechanischer Analyse,
durchgeführt.
Das Modul besteht aus einem Abfragemodul, über das die Abfragen erfolgen, und
einem Skriptgenerator, der alle notwendigen Daten zum automatischen Einlesen in
Ansys aufbereitet. So wird jeweils für das Pre- und Post-Processing ein Skript
erzeugt. In diesen Skripten sind Werkstoffdaten, Prozessparameter und Modellgeometrien
sowie Pfade für die automatisierte Auswertung festgelegt.
Das Abfragemodul besteht aus nur zwei Masken die im nachfolgenden abgebildet
sind. In der ersten Eingabemaske werden Informationen über die Bauteile bzw. das
Lot abgefragt. Es sind jeweils die Geometrien als SAT-File (ACIS-Standard) zu laden
sowie die Werkstoffe zu definieren. Die Werkstoffe sind dabei aus einem Pull-Down-
Menü auszuwählen. Für die im menü-enthaltenen Werkstoffe liegen alle notwendigen
temperaturabhängigen Daten vor und sind im Skriptgenerator implementiert. Im Fall
nicht enthaltener Werkstoffe besteht die Möglichkeit, die notwendigen Daten
temperaturabhängig in eine Tabelle einzutragen. Die festzulegenden Werkstoffkennwerte
F ( T i
) während des Lötprozesses sind:
• Wärmeleitfähigkeit
• Dichte
• E- Modul
• Poissonszahl und Wärmeausdehnungskoeffizient
• Spezifische Wärme
• Ausdehnungskoeffizienten
• Streckgrenze
• Gesamte Dehnung sowie die plastische Dehnung
68

Abb. 9.1:
Eingabemaske 1 (Geometrie, und Werkstoffe)
Weiterhin wird als Vorbereitung für die Generierung der zweiten Eingabemaske die
Anzahl der Wertepaare des Temperatur-Zeit-Zyklus abgefragt. Nach Ausführen der
ersten Eingabemaske wird die zweite Eingabemaske automatisch aktiviert [Abb. 9.2].
In der zweiten Eingabemaske wird der Temperatur-Zeit-Zyklus des Lötprozesses
definiert.
Nach Festlegen der Werkstoffeigenschaften und Einstellen der thermischen Randbedingungen
in der zweiten Eingabemaske kann der Anwender die Lösungsphase
aktivieren und die Eingabemaske bzw. das Skript wird generiert und im Arbeitsverzeichnis
gespeichert.
Ist Ansys auf dem Rechner lokal verfügbar, so kann die Berechnung direkt gestartet
werden. Die Berechnungen können beliebig im Batch-Betrieb durchgeführt werden,
so dass diese im Hintergrund laufen. Verfügt das Unternehmen nicht über eine
69

Ansys-Lizenz können die erzeugten Skripte an ein entsprechend ausgestattetes
Rechenzentrum übergeben werden (Filetransfer, CD, etc.). Die erstellten Skripte sind
dann nur einzulesen und die Berechnung zu starten.
Abb. 9.2:
Eingabemaske 2 (Temperatur-Zeit-Zyklus)
Nach der Berechnung liegen Ergebnisdateien vor. Diese können wiederum automatisiert
ausgewertet werden, beispielsweise können Listen mit Temperatur- oder
Spannungswerten ausgegeben werden. Die Listenwerte können dann in Tabellenkalkulationsprogrammen
wie Excel eingelesen und weiter verarbeitet werden, um die
Bereiche der maximalen Werte zu bestimmen. Für einen ersten Überblick ist auch
die Ausgabe von Diagrammen bzw. Modelldarstellung mit Spannungs- bzw.
Temperaturverteilung (mit Zeit- oder Ortsbasis) sinnvoll. Eine detaillierte Auswertung
einzelner Kontenpunkte ist jedoch automatisiert nicht möglich.
70

10 Schlussfolgerungen
10.1 Wissenschaftlich technologischer Nutzen
Als wissenschaftlich-technisches Ergebnis liegt eine simulationsgestützte Beschreibung
der resultierenden Eigenspannungen sowie der erzielbaren Form- und
Lagetoleranzen in Folge des Hochtemperaturlötens vor. Im Gegensatz zu bisherigen
Modellrechnungen wird der gesamte Lötzyklus (Aufheiz- und Abkühlzyklus) simuliert.
Damit lassen sich die Eigenspannungen und die Verformungen im gesamten
Lötprozess berechnen. Somit ist eine Optimierung der Konstruktion und der Prozessführung
für spezielle konstruktive Anforderungen möglich. Hieraus wurden Konstruktions-
und Verfahrensstrategien zum prozesssicheren Löten von temperierbaren
Werkzeugen abgeleitet und kmU zur Verfügung gestellt.
10.2 Wirtschaftlicher Nutzen, insbesondere für kmU
Temperierbare Werkzeuge werden mittels CAD konstruiert und vorwiegend in
kleinen und mittleren Lohnlötbetrieben gefertigt. Basierend auf den CAD Daten kann
nun mittels einer FEM-Software der Fügeprozess und die Konstruktion iterativ
optimiert werden, so dass Entwicklungszeit und Ausschuss minimiert werden. Eine
umgehende Umsetzung der Ergebnisse in die Praxis wird durch eine Anwendungsorientierung
(Demonstrator) der Untersuchungen gewährleistet. Durch die industrielle
Nutzung der erarbeiteten Erkenntnisse können neue Anwendungsfelder erschlossen
werden. Die wirtschaftlichen Vorteile des betrachteten Prozesses sind durch die
integrierte Anlagentechnik bestimmt, in der das Fügen und Wärmebehandeln
durchgeführt werden kann. Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten ist das Projekt
auch insofern von Bedeutung, als optimierte Konstruktions- und Verfahrensstrategien
zu vermindertem Ausschuss bzw. verminderter Nacharbeit und einer höheren
Werkzeugstandzeit führen.
10.3 Neuigkeitsgehalt
Die Kopplung von CAD mit FEM ist erstmalig für das Hochtemperaturlöten zur
kombinierten Optimierung von Bauteil- und Prozessdesign für kmU verfügbar. So ist
es bereits anhand von Werkstoffdatenblättern möglich, die Dimensionierung und
Gestaltung der Bauteile hinsichtlich des Fügeprozesses durchzuführen. Hieraus
ergeben sich neue Gestaltungsmöglichkeiten, die zum Erschließen neuer Anwendungsgebiete
genutzt werden können. Dieses wird insbesondere da der Fall sein, wo
heute die Bauteilgröße durch die im Lötprozess entstehenden Eigenspannungen
begrenzt ist. Durch das interaktive Modul wird es kmU ermöglicht, kommerzielle
Software zu nutzen. Die Bedienung wird durch das Abfragen der notwendigen
Eingaben erleichtert. Komplexe Werkstoffgesetze sowie die automatisierte Netzgenerierung,
die beide im Forschungsvorhaben wissenschaftlich untersucht wurden,
71

werden mit den im Modul hinterlegten Routinen, der kommerziellen Software
übergeben.
Neben den Anwendungen im Formwerkzeugbau können die Ergebnisse beispielsweise
zum Löten von Heißkanalverteilern sowie Einspritzdüsen für Großdieselmotore
genutzt werden.
72

11 Zusammenfassung und Ausblick
Das vorliegende Forschungsvorhaben umfasste die Modellbildung des Hochtemperaturlötens
von temperierten Werkzeugen und die Entwicklung eines interaktiven
Moduls zur vereinfachten Bedienung. Die Arbeiten dienen dazu, Spannungen,
Verzüge und Temperaturfelder während des Lötprozesses zu berechnen. Die FEM-
Methode ermöglicht die Untersuchung der während des Lötzyklus entstehenden
Eigenspannungen unter Berücksichtigung unterschiedlicher Abkühlraten (Temperaturgradienten).
Dadurch lässt sich zum einen der Temperatur-Zeit-Verlauf optimieren
und zum anderen wird das Überschreiten der tolerierbaren Spannungen im Grundbzw.
Lotwerkstoff während des Lötprozesses verhindert. Die Simulation mittels FEM-
Methode ist nicht nur auf die untersuchten Demonstratorgeometrien beschränkt,
sondern kann für unterschiedliche Geometrien mit verschiedenen Komplexitäten
angewendet werden.
Die Kopplung von CAD mit FEM wird erstmalig für das Hochtemperaturlöten zur
kombinierten Optimierung von Bauteil- und Prozessdesign für kmU verfügbar. So ist
es bereits anhand von Werkstoffdatenblättern möglich, die Dimensionierung und
Gestaltung der Bauteile hinsichtlich des Fügeprozesses durchzuführen. Hieraus
ergeben sich neue Gestaltungsmöglichkeiten, die zum Erschließen neuer Anwendungsgebiete
genutzt werden können. Dieses wird insbesondere da der Fall sein, wo
heute die Bauteilgröße durch die im Lötprozess entstehenden Eigenspannungen
begrenzt ist. Neben den Anwendungen im Formwerkzeugbau können die Ergebnisse
beispielsweise zum Löten von Heißkanalverteilern sowie Einspritzdüsen für Großdieselmotore
genutzt werden.
Aufbauend auf den Forschungsergebnissen wurde in diesem Zusammenhang eine
interaktive Benutzeroberfläche für das Simulationsprogramm erstellt, die auch die
kmU, die über kein Personal mit FEM-Kenntnissen verfügen, in die Lage versetzt,
qualitative Berechnungen durchzuführen. Dadurch können konstruktive und fertigungstechnische
Anpassungen beim kmU bewertet werden, die das Ergebnis des
Fertigungsprozesses kostensparend positiv beeinflussen.
Temperierbare Werkzeuge werden mittels CAD konstruiert und vorwiegend die
Einzelteile in kmu gefertigt und von Lohnlötbetrieben mittels Hochtemperaturlöten
gefügt. Basierend auf den bereits vorhandenen CAD-Daten kann mittels einer FEM-
Software der Fügeprozess und die Konstruktion analysiert und iterativ optimiert
werden, so dass Entwicklungszeit und Ausschuss minimiert werden. Durch die
industrielle Nutzung der erarbeiteten Erkenntnisse können neue Anwendungsfelder
erschlossen werden. Die wirtschaftlichen Vorteile des betrachteten Prozesses sind
73

durch die integrierte Anlagentechnik bestimmt, in der das Fügen und Wärmebehandeln
durchgeführt werden kann.
Die während dieser Arbeit ermittelten Ergebnisse geben einen Einblick in die beim
Löten auftretenden Eigenspannungen im Grund- und Lotwerkstoff. Darüber hinaus
wurden experimentelle Untersuchungen der Temperaturverläufe im Bauteil zur
Validierung des entwickelten Modells und zur Demonstration durchgeführt. Die
Untersuchungen belegen, dass die Aufheizung bzw. die Abkühlung des Bauteils
während des Lötprozesses inhomogen ist.
Dies ist eine Bestätigung der Berechnungen, die ergaben, dass mit zunehmender
Abkühlrate höhere Temperaturgradienten im Bauteil entstehen. Der Randbereich
kühlte schneller ab als der Kernbereich. Die Temperaturunterschiede betrugen bis zu
35 K. Dies kann erhebliche Verzüge und Spannungen im Lotverbund hervorrufen,
welche die Lebensdauer des Werkzeuges beschränken.
1600
T[K]
Temperatur [K]
1400
1200
1000
800
600
400
200
10K/min
30min
30min
30min
Zyklus1_(Abkühlrate=35K/min)
Zyklus2_(Abkühlrate=100K/min)
0
0 3000 6000 9000 12000
T[K]
Zeit [s]
T[K]
Abb. 11.1: Temperatur-Zeit-Zyklus
Neben der Anpassung des Lötzyklus weist auch die Geometrie einen Einfluss auf die
Spannungsentstehung auf. Es wurden Berechnungen auf der Grundlage von
Geometrieanpassungen des Bauteils durchgeführt. Diese belegen, dass mit
geringfügigen Anpassungen, die die Bauteilfunktion nicht beeinträchtigen, die
Spannungen im Bauteil gezielt beeinflusst werden können. So wurden die scharfkantigen
Übergänge der Kühlkanäle im unteren Bauteil abgerundet. Dieses Vorgehen
resultiert in einer Abnahme der Spannungsspitzen.
74

X20Cr13
- 11.6 MPa 7.6 MPa
R = 0.5 mm
Abkühlrate = 100 K/min
Abkühlrate = 100 K/min
Abb. 11.2: Einfluss der Geometrieänderung
Die Finite-Elemente-Methode ist als Werkzeug der numerischen Simulation auch im
industriellen Alltag eingeführt. Im Forschungsvorhaben wurden werkstoffseitig
Gefüge mit Phasenumwandlungen wie Martensitbildung beim schnellen Abkühlen in
Form von Werkstoffgesetzen implementiert. Für eine Vielzahl von thermischen
Prozessen sind jedoch noch Lösungen zu erarbeiten, die zu einem zu einer Verkürzung
der langen Rechenzeiten führen und zum anderen gleichzeitig die Anforderungen
aus dem Prozess, wie die unterschiedlichen Aggregatzustände und Bildung von
weiten Phasen wie Silizide und Boride berücksichtigt.
Das Forschungsvorhaben wurde aus Haushaltmitteln des Bundesministeriums für
Wirtschaft und Technologie [BMWi] über die Arbeitsgemeinschaft industrieller
Forschungsvereinigungen [Otto von Guericke] e.V. [AiF] [AiF-Nr.: 14.814 BR
DVS.Nr. 07.03.2-2] gefördert und von der Forschungsvereinigung Schweißen und
verwandte Verfahren e.V. des DVS unterstützt. Für die Unterstützung sei gedankt.
Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.
Univ.- Prof. Dr.-Ing. J. Wilden
Verantwortlicher Projektleiter
75

12 Publikationen
12.1 Veröffentlichungen
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,
Internationales Kolloquium Hart- und Hochtemperaturlöten und Diffusionsschweißen
Eurogress Aachen, 2007
Zur Veröffentlichung angenommen:
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of the Simulation Methods and Strategic for Joining of
Tools with complex Geometries by High Temperature Brazing, Brazing & Soldering Conference
(IBSC), April 26-29, 2009, Florida, Orlando
12.2 Vorträge
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of Equitable Methods and Strategies for Joining of
Tempered Assembly Using the High-Temperature-Brazing. Konferenz „Löten 2008“, 10 -
12 September 2008, Togliatti, Russland
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of Equitable Methods and Strategies for Joining of
Tempered Assembly Using the High Temperature Brazing; Congress and Exhibition on
Advanced Materials and Processes MSE, 1-4 September 2008, Nürnberg, Germany
Als Vortrag bestätigt:
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of the Simulation Methods and Strategic for Joining of
Tools with complex Geometries by High Temperature Brazing, Brazing & Soldering Conference
(IBSC), April 26-29, 2009, Florida, Orlando
12.3 Poster
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,
Internationales Kolloquium Hart- und Hochtemperaturlöten und Diffusionsschweißen
Eurogress Aachen, 2007
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,
Die Verbindungsspezialisten 2007, Congress Center Basel-Schweiz
76

13 Literaturverzeichnis
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78

Anhang:
Temperaturverläufe der bei PbA-Mitgliedern durchgeführten Lötversuche
Messstelle _Unten = B5
Zuordnung der Messpositionen

Siemens AG
Werkstoff: 1.4201
Temperaturmessungen: 1.4201
Temperatur [°C]
1200
1000
800
600
400
Soll Heizung
Messstelle2
Messstelle1
Messstelle3
Messstelle4
Messstelle Un.
200
0
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000
Zeit [s]
Temperatur-Zeit-Zyklus
Ultraschall-Prüfung : 1.4201

Bodycote Wärmebehandlung GmbH:
Werkstoff: 1.4301
Temperaturmessungen: 1.4301
Temperatur [°C]
1200
1000
800
600
400
Heizung
Pos.B1
Pos.B2
Pos.B3
Pos.B4
Pos.B5
200
0
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000
Zeit [s]
Ultraschall-Prüfung: 1.4301

Ultraschall-Prüfung: 1.4201

Vacuheat GmbH:
Werkstoff: 1.4201/1.4301
Temperaturmessungen: 1.4201/1.4301
Temperatur[°C]
1200
1000
800
600
400
200
0
60
40
20
0
-20
-40
-60
0 5000 10000 15000 20000
Zeit[s]
Differenz[K]
Soll-H Ist-H Oben Unten Unten-Oben
Ultraschall-Prüfung: 1.4301

Ultraschalprüfung: 1.4201

Listemann AG:
Werkstoff: 1.4201
Temperaturmessungen: 1.4201
1200
100
1000
80
60
Temperatur [°C]
800
600
400
200
0
Pos.1.1
Pos.1.4
[Pos.1.4 - Pos.1.1]
40
20
0
-20
-40
-60
-80
Temperaturdifferenz [K]
-200
-100
0 5000 10000 15000 20000 25000
Zeit [s]
Werkstoff: 1.4301
Temperaturmessungen: 1.4301
1200
100
80
1000
60
Temperatur [°C]
800
600
400
200
Pos.2.1
Pos.2.4
[Pos.2.4 - Pos.2.1]
40
20
0
-20
-40
-60
Temperaturdifferenz [K]
-80
0
-100
0 5000 10000 15000 20000 25000
Zeit [s]

Reuter Technologie GmbH:
Werkstoff: 1.4301
Temperaturmessung: 1.4301
1200
Temperatur [°C]
1000
800
600
400
Prog.Temp
Ofen Temp.
Chrg.Auß.
Chrg.Inn.
M4011
M4012
200
0
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000
Zeit [s]
Ultraschall-Prüfung: 1.4301

Werkstoff: 1.4201
Temperaturmessung: 1.4201
1200
1000
800
Prog.Temp.
Ofen Temp.
Chrg.Auß.
Chrg.Inn.
M4011
M4012
Temperatur [°C]
600
400
200
0
0 10000 20000 30000 40000 50000 60000
Zeit [s]
Ultraschall-Prüfung: 1.4201

ISBN: 978-3-96870-120-2