SB_14.814B
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2008<br />
Abschlussbericht<br />
DVS-Forschung<br />
Entwicklung von lötgerechten<br />
Konstruktionsund<br />
Verfahrens strategien/<br />
-empfehlungen zum Fügen<br />
von temperierbaren<br />
Werkzeugen mittels<br />
Hochtemperaturlöten
Entwicklung von lötgerechten<br />
Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen<br />
zum<br />
Fügen von temperierbaren<br />
Werkzeugen mittels<br />
Hochtemperaturlöten<br />
Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben<br />
IGF-Nr.: 14.814 B<br />
DVS-Nr.: 07.052<br />
Technische Universität Ilmenau<br />
Förderhinweis:<br />
Das IGF-Vorhaben Nr.: 14.814 B / DVS-Nr.: 07.052 der Forschungsvereinigung Schweißen und<br />
verwandte Verfahren e.V. des DVS, Aachener Str. 172, 40223 Düsseldorf, wurde über die AiF im<br />
Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF)<br />
vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen<br />
Bundestages gefördert.
Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek<br />
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen<br />
Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind online abrufbar<br />
unter: http://dnb.dnb.de<br />
© 2008 DVS Media GmbH, Düsseldorf<br />
DVS Forschung Band 121<br />
Bestell-Nr.: 170230<br />
I<strong>SB</strong>N: 978-3-96870-120-2<br />
Kontakt:<br />
Forschungsvereinigung Schweißen<br />
und verwandte Verfahren e.V. des DVS<br />
T +49 211 1591-0<br />
F +49 211 1591-200<br />
forschung@dvs-hg.de<br />
Das Werk ist urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, auch die der Übersetzung in andere Sprachen, bleiben<br />
vorbehalten. Ohne schriftliche Genehmigung des Verlages sind Vervielfältigungen, Mikroverfilmungen und die<br />
Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen nicht gestattet.
Name der Forschungsstelle(n)<br />
/<br />
IGF-Vorhaben-Nr. / GAG<br />
Bewilligungszeitraum<br />
Schlussbericht für den Zeitraum : _ .<br />
zu dem aus Haushaltsmitteln des BMWi über die<br />
geförderten IGF-Forschungsvorhaben<br />
Normalverfahren<br />
Fördervariante ZUTECH<br />
Forschungsthema :<br />
Für ein ZUTECH-Vorhaben sind folgende zusätzliche Angaben zu machen:<br />
Der fortgeschriebene Plan zum Ergebnistransfer in die Wirtschaft<br />
ist beigefügt<br />
liegt bereits vor<br />
wird fristgerecht nachgereicht<br />
Ort, Datum<br />
Unterschrift der/des Projektleiter(s)<br />
IGF-Leitfaden Juni 2005 IGF-Vordruck der AiF [4.1.10]
Zusammenfassung<br />
Das Forschungsziel, lötgerechte Konstruktions- und Verfahrensstrategien zum<br />
Hochtemperaturlöten mit prozessintegrierter Wärmebehandlung von temperierbaren<br />
Formwerkzeugen zu entwickeln, wurde erreicht. Im Rahmen des Forschungsvorhabens<br />
wurde ein Modell des Lötprozesses erstellt, in dem auch Umwandlungen der<br />
Werkstoffe berücksichtigt sind. Die Validierung des Modells erfolgte unter anderem<br />
mit experimentellen Messungen wie der Temperaturverläufe bei der Demonstratorfertigung.<br />
Diese belegen, dass während des Hochtemperaturlötens von Bauteilen mit<br />
komplexen Innengeometrien größere Temperaturgradienten in den Komponenten<br />
entstehen. Die Bauteile wurden an der Oberfläche durch Strahlung erwärmt. Es<br />
traten wärmeleitungsbedingt Temperaturgradienten auf, die zu einem inhomogenen<br />
Erwärmen bzw. Abkühlen des Bauteils führen. Die Temperaturdifferenzen bewirken<br />
neben der Änderung der Werkstoffeigenschaften, auf Grund der Wärmebehandlung,<br />
Spannungen. Übersteigen diese die Festigkeitswerte der Grundwerkstoffe bzw. des<br />
Lotes treten Verformungen bzw. Rossbildung auf. Mit dem Modell ist es möglich,<br />
Geometrien bzw. die Prozessführung simulationstechnisch zu bewerten und<br />
anzupassen. Um kmU, die über kein speziell im Bereich FEM-Kenntnisse qualifiziertes<br />
Personal verfügen, die gewonnen Erkenntnisse nutzbar zur Verfügung zu stellen,<br />
wurde darüber hinaus eine interaktive Benutzeroberfläche für die genutzte Modellierungssoftware<br />
erarbeitet. Durch die Eingabe „einfacher“ Daten, wie z.B. Werkstoffe<br />
(Grundwerkstoffe, Lot), Lötspaltbreite und Temperatur-Zeit-Zyklus sowie den Import<br />
der Bauteilgeometrien können Simulationen gestartet werden, die als Ergebnisse<br />
konkrete Informationen zum resultierenden Eigenspannungszustand und den zu<br />
erwartenden kritischen Bauteilbereichen, in denen es zum Versagen kommen kann,<br />
liefert. Durch die Bereitstellung lötgerechter Konstruktionsstrategien wird der<br />
Fertigungsprozess insgesamt positiv beeinflusst.<br />
Das Forschungsvorhaben wurde aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums für<br />
Wirtschaft und Technologie [BMWi] über die Arbeitgemeinschaft industrieller<br />
Forschungsvereinigungen [Otto von Geuricke] e.V. [AiF] [AiF-Nr.: 14.814 BR<br />
DVS.Nr. 07.03.2-2] gefördert und von der Forschungsvereinigung Schweißen und<br />
verwandte Verfahren e.V. des DVS unterstützt. Für die Unterstützung sei gedankt.<br />
Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.<br />
Univ.- Prof. Dr.-Ing. J. Wilden<br />
Verantwortlicher Projektleiter
Projektbegleitender Ausschuss<br />
Bodycote Wärmebehandlung GmbH<br />
Herr Dr.-Ing. D. Ashoff<br />
Holzner Straße 39<br />
58708 Menden<br />
Siemens AG<br />
Herr Dr.-Ing. I. Reinkensmeier<br />
Nonnendammallee 104<br />
13629 Berlin<br />
Listemann AG<br />
Herr Dr.-Ing. M. H. Boretius<br />
Gewerbeweg 18, Mauren,<br />
9493 Liechtenstein<br />
Vacuheat GmbH<br />
Herr Dr. L. Martinez<br />
Hohensteiner Str. 11-13<br />
09212 Limbach–Oberfrohna<br />
Reuter Technologie GmbH<br />
Herr K.-H. Reuter<br />
Röntgenstraße 1<br />
63755 Alzenau<br />
Witzemann GmbH<br />
Herr A. Aushauer<br />
Östliche Karl-Friedrich-Str. 134<br />
75175 Pforzheim<br />
Robert Bosch GmbH<br />
Herr F. Wetzl<br />
Postfach 106050<br />
70049 Stuttgart<br />
Zigerlig TEC GmbH<br />
Herr B.Zigerlig<br />
Dorfstrasse 85 f<br />
5417 Untersiggenthal
Inhaltsverzeichnis<br />
1 Einleitung 1<br />
2 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche<br />
Problemstellung 3<br />
2.1 Motivation 3<br />
2.2 Zielsetzung 3<br />
2.3 Methodischer Ansatz 4<br />
3 Stand der Technik 7<br />
4 Grundlagen 11<br />
4.1 Hochtemperaturlöten 11<br />
4.2 Eigenspannungen 12<br />
4.3 Finite Elemente Methode 13<br />
5 Modellbildung 18<br />
5.1 Demonstratorgeometrie 18<br />
5.2 Vernetzungsstrategien 19<br />
5.3 Lotschichtvernetzung 20<br />
5.4 Werkstoffdaten und Werkstoffkennwerte 21<br />
5.5 Werkstoffgesetz 26<br />
5.6 Rand- und Anfangsbedingungen 28<br />
5.7 Lösungsphase [Solver] 30<br />
5.8 Post-Processing 31<br />
6 Ergebnisse und Diskussion 33<br />
6.1 Ermittlung der Temperaturverteilung 33<br />
6.2 Einfluss der Abkühlrate 34<br />
6.3 Ermittlung der Spannungsverteilung und Spannungsverläufe 35<br />
6.4 Ermittlung der Verschiebungen im Bauteil 43
6.5 Einfluss der Kanalgeometrie 46<br />
7 Demonstratorfertigung 50<br />
7.1 Verfahrensschritte 50<br />
7.2 Temperaturmessungen 50<br />
7.3 Messung der Verschiebung 56<br />
7.4 Ultraschallprüfungen 59<br />
8 Charakterisierung der Fügezone 61<br />
8.1 Lichtmikroskopie 61<br />
8.2 Röntgenspektroskopie 64<br />
9 Erstellen eines interaktiven Moduls 68<br />
10 Schlussfolgerungen 71<br />
10.1 Wissenschaftlich technologischer Nutzen 71<br />
10.2 Wirtschaftlicher Nutzen, insbesondere für kmU 71<br />
10.3 Neuigkeitsgehalt 71<br />
11 Zusammenfassung und Ausblick 73<br />
12 Publikationen 76<br />
12.1 Veröffentlichungen 76<br />
12.2 Vorträge 76<br />
12.3 Poster 76<br />
13 Literaturverzeichnis 77
Einleitung<br />
Das stoffschlüssige Fügeverfahren Hochtemperaturlöten ist in vielen Bereichen der<br />
thermischen Fügetechnik von großer Bedeutung. Der Einsatz dieses Verfahrens<br />
erfolgt unter anderem im Reaktorbau, im Turbinenbau sowie zur Herstellung von<br />
Wärmetauschern und temperierten Werkzeugen. Es stellt eine Alternative zum<br />
Schmelzschweißen dar, denn im Gegensatz zum Schweißen lassen sich beim Löten<br />
Heißrisse durch die homogene Temperaturverteilung über das ganze Werkstück<br />
vermeiden. Weiterhin können Verbunde erzeugt werden, die mit anderen Verfahren<br />
schwer realisierbar sind. Ein Nachteil dieses Fügeverfahrens ist, dass das gesamte<br />
Bauteil auf die erforderliche Löttemperatur erwärmt werden muss. Dies führt bei nicht<br />
artgleichen Werkstoffen, unterschiedlichen Wandstärken oder unsymmetrischen<br />
Geometrien bei größeren Bauteilen auf Grund der unterschiedlichen Wärmeableitung<br />
zu unterschiedlicher Wärmeausdehnung.<br />
Die dadurch entstehenden Eigenspannungen führen zu unerwünschten Maßänderungen<br />
mit erhöhten Nacharbeitskosten oder zu Kantenversatz und somit zur<br />
Unbrauchbarkeit der Bauteile. Darüber hinaus beschränken die entstehenden<br />
Eigenspannungen durch Rissbildung, beispielsweise bei Spritzgusswerkzeugen an<br />
den Kühlkanälen, die Einsatzdauer der gefügten Komponenten.<br />
Hochtemperaturgelötete temperierbare Formwerkzeuge haben beispielsweise eine<br />
hohe Bedeutung beim Herstellen von Kunststoffbauteilen gewonnen. Integrierte<br />
Kühlkanäle sind hierbei notwendig, um die Temperatur beim Giessen steuern zu<br />
können und Anhaftung, Überhitzen oder Verzug des zu verarbeitenden Werkstoffes<br />
vermeiden zu können. In einer Hälfte des Werkzeuges werden durch spanendes<br />
Bearbeiten konzentrische Kühlkanäle eingebracht. Anschließend werden die beiden<br />
Hälften mittels Hochtemperaturlöten miteinander gefügt. Als Grundwerkstoff kommen<br />
auf Grund der hohen thermodynamischen und mechanischen Belastung und der<br />
erforderlichen Korrosionsbeständigkeit Werkzeugstähle zum Einsatz.<br />
Die wissenschaftlich-technische Aufgabenstellung des Forschungsvorhabens besteht<br />
darin, eine simulationsgestützte Vorhersage der resultierenden Eigenspannungen zu<br />
ermöglichen sowie die aus dem Hochtemperaturlöten resultierende Form- und<br />
Lagetoleranz zu ermitteln. Auf Basis der Simulationsergebnisse sind lötgerechte<br />
Konstruktions- und Verfahrensstrategien beziehungsweise –empfehlungen zum<br />
prozesssicheren Fügen von temperierbaren Werkzeugen abzuleiten, um so eine<br />
hohe Qualität und lange Standzeit der Bauteile zu erreichen. Die Korrelation der<br />
experimentellen und theoretischen Ergebnisse führt zu abgesicherten Konstruktionsund<br />
Verfahrensrichtlinien für das Hochtemperaturlöten. Die entwickelten Gestaltungsrichtlinien<br />
erleichtern kmU die Anwendung des vorgestellten Hochtemperaturlö-<br />
1
tens. Weiterhin wird das zu erarbeitende interaktive Modul es ermöglichen, Geometrien<br />
und Temperatur-Zeit-Zyklen für den Lötprozess simulationstechnisch zu<br />
bewerten und anzupassen.<br />
2
2 Wissenschaftlich-technische und wirtschaftliche Problemstellung<br />
2.1 Motivation<br />
Hochtemperaturlöten von temperierbaren Formwerkzeugen hat eine zunehmende<br />
Bedeutung erlangt und wird vorwiegend in kleinen und mittelständischen Lohnlötbetrieben<br />
verwendet. Für die am häufigsten eingesetzten Werkstoffe sind Löttemperaturen<br />
von 1000-1050°C ideal, da so eine prozessintegrierte Wärmebehandlung<br />
durchgeführt werden kann und dadurch die Zykluszeit verringert wird. Als Lotwerkstoffe<br />
kommen aus Kostengründen Nickelbasislote zum Einsatz, die allerdings mit<br />
zunehmender Spaltbreite zur Sprödphasenbildung [Boride und Silizide] neigen.<br />
Nicht artgleiche Werkstoffe, unterschiedliche Wandstärken oder unsymmetrische<br />
Geometrien innerhalb eines Bauteils führen auf Grund der unterschiedlichen<br />
Wärmeleitung bei größeren Bauteilen zu unterschiedlicher Wärmeausdehnung. Die<br />
dadurch entstehenden Eigenspannungen führen zu unerwünschten Maßänderungen<br />
mit erhöhten Nacharbeitskosten oder zu Kantenversatz und somit zur Unbrauchbarkeit<br />
des Werkzeuges [N.N.03]. Darüber hinaus können sie während des Betriebs zur<br />
Rissbildung in den Werkzeugen, insbesondere an den Temperierkanälen, führen.<br />
Weitere Probleme resultieren aus der maximal erreichbaren Positioniergenauigkeit.<br />
Die Kenntnis der Eigenspannungszustände und deren Wirkung auf das Versagen<br />
von Bauteilen sind daher von großer praktischer Bedeutung. Es besteht daher der<br />
Forschungsbedarf an Methoden, mit denen die aus dem Lötprozess resultierenden<br />
Eigenspannungen vor dem Fügen bestimmt werden können. Die Methode der Finiten<br />
Elemente bietet die Möglichkeit, die Prozessparameter entkoppelt zu betrachten, um<br />
ein umfassendes Prozessverständnis zu schaffen.<br />
Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten ist daher die Optimierung der Konstruktionsund<br />
Verfahrensstrategie beim Löten von großer Bedeutung, da als Folge weniger<br />
Ausschuss produziert wird, sich die Nacharbeit vermindert und die Fertigungs- und<br />
Betriebsicherheit sowie die Werkzeugstandzeit erhöht werden. Hierdurch ergibt sich<br />
insbesondere eine Zeit- und Kostenreduktion, die dazu beitragen kann, die Wettbewerbsfähigkeit<br />
der kmU zu steigern.<br />
2.2 Zielsetzung<br />
Ziel des Forschungsvorhabens ist das Entwickeln von lötgerechten Konstruktionsund<br />
Verfahrensstrategien zum Hochtemperaturlöten mit prozessintegrierter Wärmebehandlung<br />
von temperierbaren Formwerkzeugen. Insbesondere werden den<br />
3
konstruktiven Aspekten zum Gewährleisten der optimalen Lötspaltbreite, zum<br />
Begrenzen der Form- und Lagetoleranzen sowie dem Minimieren der Eigenspannungen<br />
nach dem Löten Rechnung getragen. Die Simulation des Lötprozesses unter<br />
Berücksichtigung der temperaturabhängigen Werkstoffeigenschaften und der<br />
eingesetzten Temperatur-Zeit-Zyklen gibt Aufschluss über die ausdehnungs- und<br />
schrumpfungsbedingte Verschiebung sowie die resultierenden Eigenspannungen.<br />
Hieraus lassen sich Strategien zur konstruktiven Auslegung sowie zur Prozessführung<br />
ableiten, aus denen entsprechende Empfehlungen für kmU herausgearbeitet<br />
werden. Die Korrelation der theoretischen (Modellentwicklung) mit den experimentellen<br />
Ergebnissen führt zu abgesicherten Konstruktions- und Verfahrensrichtlinien für<br />
das Hochtemperaturlöten. Darüber hinaus bewirkt der Einsatz kommerziell verfügbarer<br />
Standard CAD- und FEM-Software den Transfer in kmU. Die bisher komplexe<br />
Bedienung von Simulationssystemen wird durch das Erarbeiten eines interaktiven<br />
Moduls zur Eingabe der Werkstoffe (Grundwerkstoffe, Lot), Lötspaltbreite und<br />
Temperatur-Zeit-Zyklus sowie für den Import der Bauteilgeometrien erleichtert. Im<br />
Modul sind auch Werkstoffgesetze und eine automatisiertes Vernetzen und Generieren<br />
des Lotes zu implementieren.<br />
2.3 Methodischer Ansatz<br />
Das prozesssichere Fügen von temperierbaren Formwerkzeugen ist nicht alleine<br />
durch modifizierte Lote oder eine modifizierte Prozessführung zu beherrschen. Der<br />
durch unterschiedliche Wärmeableitung bedingte Versatz der Bauteilhälften gegeneinander<br />
stellt ebenso wie die beim Abkühlen entstehenden Eigenspannungen eine<br />
Problematik dar. Im Rahmen des Forschungsvorhabens werden folgende wissenschaftlich-technischen<br />
Ergebnisse angestrebt:<br />
• Minimieren der Eigenspannungen<br />
• Minimieren des Fertigungsaufwandes<br />
• Konstruktions- und Verfahrensempfehlungen<br />
Entwicklung eines Modelles für das automatisierte Berechnen der Eigenspannungen<br />
und Verzug. Eingabe über interaktives Modul, dass ein Ansysskript für das automatisierte<br />
Preprocessing aus den Geometrie- und Werkstoffdaten sowie dem Temperatur-Zeit-Verlauf<br />
erstellt. Dieses wird dann ans FEM-Programm übergeben. Neben<br />
dem Skript sind für umwandlungsfähige Stähle die Werkstoffdaten inklusive der<br />
Phasenumwandlung zu implementieren.<br />
Für die Vorhersage der Eigenspannungen und des Verzuges wird exemplarisch für<br />
einen Demonstrator das FEM-Modell erstellt. Der Demonstrator wurde sowohl im<br />
4
Modell als auch in den verifizierenden Experimenten mittels Wärmestrahlung über<br />
die Bauteiloberfläche und Wärmeleitung im Inneren des Bauteils erwärmt. Aus den<br />
Simulationsstudien resultierte als Ergebnis der Einfluss unterschiedlicher Abkühlraten<br />
auf die Verformung und den Eigenspannungszustand der einzelnen Segmente<br />
sowie Konstruktionsempfehlungen beispielsweise bezüglich der Kühlkanalgeometrie.<br />
Unter Berücksichtigung der temperaturabhängigen Werkstoffdaten und durch das<br />
Implementieren von phasenabhängigen Werkstoffkennwerten wurden in den Studien<br />
die lokalen Eigenspannungen berechnet, so dass die Rissbildung an den Kühlkanälen<br />
vorhergesagt werden kann. Die durch die Simulation ermittelten Ergebnisse<br />
wurden durch experimentelle Untersuchungen bestätigt. Des Weiteren wurde<br />
ausgehend von der Simulation die Geometrie der Kühlkanäle verändert, um den<br />
Verzug sowie die Eigenspannungen zu minimieren. In Abb. 2.1 werden die wichtigsten<br />
Arbeitsschritte während des Forschungsvorhabens dargestellt.<br />
Werkstoffeigenschaften:<br />
α ( T );<br />
ν ( T );<br />
E ( T );<br />
λ ( T );<br />
ρ T ; C T ; ε T ; T<br />
( ) ( ) ( ) ( )<br />
p<br />
σ f<br />
- Randbedingungen<br />
- Temperatur-Zeit-Zyklus<br />
- Lötspaltbreite<br />
CAD System<br />
CATIA, Parasolid<br />
Pro/Engineer, Unigraphics,.<br />
Thermische Analyse:<br />
- Berechnung der Temperaturverteilung<br />
T x,<br />
y,<br />
z,<br />
t<br />
LDREAD<br />
Strukturanalyse:<br />
σ , ε =<br />
( )<br />
( x,<br />
y,<br />
z,<br />
T t)<br />
f ,<br />
Experimentelle<br />
Untersuchungen<br />
Abb. 2.1: Vorgehensweise zur Modellierung des Lötprozesses<br />
Die Modellierung des Lötprozesses wird mit Hilfe des kommerziellen FEM-Codes<br />
ANSYS (Version 10 bzw. 11) durchgeführt.<br />
Die Berechnungen des Temperatur- und Spannungsfeldes erfolgen thermomechanisch<br />
entkoppelt, d.h. die thermische und die mechanische Analyse werden in<br />
getrennten Durchläufen ermittelt. Als erstes wird die Temperaturfeldberechnung<br />
durchgeführt. Die thermischen Ergebnisse und die vernetzten Geometrien sind<br />
Eingangsgrößen für die Strukturanalyse. Weiterhin werden bei der mechanischen<br />
Berechnung zusätzliche Randbedingungen berücksichtigt, insbesondere die<br />
Einspannung des Bauteils. Sowohl in der thermischen als auch in der mechanischen<br />
Analyse werden die Lötkomponenten homogen und isotrop betrachtet.<br />
Die Berechnung des Verzuges und der Eigenspannungen erfolgt transient, wobei die<br />
lokalen Temperaturen als Knotenlast implementiert werden. Die abgespeicherten<br />
5
Ergebnisse der Berechnungen werden im Post-Processing dargestellt. Durch eine<br />
Anpassung der Konstruktion und der Lötprozessparameter kann eine Minimierung<br />
des Verzuges und des Spannungszustandes erzielt werden und damit eine Optimierung<br />
des Lötprozesses.<br />
6
3 Stand der Technik<br />
In der Urform- und Umformtechnik nimmt die geregelte Temperierung von Werkzeugen<br />
mit steigender Tendenz eine zeit- und somit kostenbestimmende Funktion ein.<br />
Stellvertretend sind hier die Kunststoffverarbeitung mittels Spritzgießen und Heiß-/<br />
Warm-Prägen sowie verwandte Prozesse (PIM) zu nennen. Zunehmend werden die<br />
Verfahrenstechniken der Werkzeugtemperierung jedoch auch weiteren Formgebungsverfahren<br />
zugänglich gemacht. Untersuchungen zum Temperieren von<br />
Warmumformwerkzeugen, namentlich beim Schmieden [Müs02], Druckgießen oder<br />
Tiefziehen [Mey05] belegen, dass damit eine Verbesserung der Bauteilqualität und<br />
kürzere Zykluszeiten sowie höhere Umformgrade [Haf02] erzielt werden können. Der<br />
Trend zum Einsatz von konturangepasster Temperaturführung im Werkzeug ist<br />
deshalb gegenwärtig in allen Bereichen der Formgebung zu erkennen, wobei das<br />
Verarbeiten von Kunststoffen eine Vorreiterrolle einnimmt.<br />
In der Tabelle 1 sind die derzeitigen Vor- und Nachteile von fluidischer Temperierung<br />
zusammengefasst.<br />
Tabelle 1:<br />
Vor- und Nachteile fluidischer Temperierung, nach [Ehr02, Sch01]<br />
Temperierung<br />
mittels Fluiden<br />
Vorteile<br />
• einfacher Werkzeugaufbau<br />
• Flexibilität des Formeinsatzes<br />
bei Verwendung von<br />
Stammwerkzeugen<br />
• Verwendung standardisierter<br />
Temperiertechnologie<br />
• Temperiertechnik und -<br />
steuerung außerhalb des<br />
Werkzeuges<br />
Nachteile<br />
• Aufwendiger Formenbau durch<br />
geometrieangepassten Verlauf<br />
der Temperierkanäle<br />
• Fügeprozess (Vakuumlöten,<br />
Diffusionsschweißen)<br />
Ein wesentlicher Nachteil herkömmlich gefertigter Temperierkanäle liegt in der<br />
mangelnden Konturanpassung bezüglich der Formgeometrie. Häufig wird die Lage<br />
der Kanäle als letzter Schritt bei der Werkzeugkonstruktion festgelegt. Um einen<br />
aufwendigen Formenbau zu vermeiden werden sich treffende Bohrungen mit großen<br />
Querschnitten um die Kontur gelegt, stellenweise verschlossen und mit Anschlüssen<br />
versehen.<br />
Mit den konventionell eingesetzten Verfahren im Werkzeug- und Formenbau können<br />
die konstruktiv optimierten und konturangepassten Kanalstrukturen nicht oder nur mit<br />
7
hohem Aufwand erzeugt werden, beispielsweise durch sich kreuzende Bohrungen.<br />
Um die bisherige Trägheit fluidischer Systeme auf Grund der langen Wärmeleitungswege<br />
zu überwinden, werden gegenwärtig verstärkt generative Verfahren, die<br />
eine geometrieangepasste Führung von Fluidkanälen ermöglichen, für den Einsatz<br />
im Werkzeugbau untersucht und bewertet. Durch das Zerlegen eines Werkzeuges in<br />
mehrere Teile ist es möglich, in die entstehenden Einzellagen Kanäle spanend oder<br />
erosiv einzuarbeiten. Anschließend werden die Teile durch Löt- oder Schweißverfahren<br />
zu einem Werkzeugrohling verbunden. Die eigentliche Kavität wird abschließend<br />
in den Rohling eingebracht. Im Vergleich zu einfachen Bohrungen wird eine Anpassung<br />
der Temperierkanäle an die Kontur zumindest in einzelnen Ebenen erzielt.<br />
Um ein Eindringen von Temperiermedien in die Kavität zu verhindern, ist ein<br />
vollflächiges Verbinden der Einzelteile unumgänglich. Werden Innenstrukturen mit<br />
Fluiden beaufschlagt, so ist eine dichte Verbindung der Lamellen zwingend erforderlich.<br />
Zum Fügen wird deshalb häufig das Vakuumlöten eingesetzt [Lis06], wie in<br />
Abbildung 3.1 dargestellt. Aus Kostengründen wird die Anzahl der Fügestellen so<br />
gering wie möglich gehalten. Für die Einzelteilfertigung werden die Verfahren<br />
genutzt, die im konventionellen Werkzeugbau Standard sind. Durch eine Kombination<br />
von Fügeprozess und anschließender Wärmebehandlung können Zusatzkosten<br />
eingespart werden.<br />
Abbildung 3.1: Mehrteiliger Spritzguss-Formeinsatz [Lis06]<br />
Die heutigen Fertigungstechnologien ermöglichen das Herstellen von komplizierten<br />
Formteilen mit hoher Maßgenauigkeit. Bauteile mit Hohlräumen für Temperierkanäle<br />
können wie beschrieben mehrteilig gefertigt und anschließend miteinander gefügt<br />
werden [Han89]. Für Applikationen in der Kunststoffspritztechnik kommen Werkzeugstähle<br />
zum Einsatz, da diese hervorragende Festigkeits- und Korrosionseigenschaften<br />
aufweisen [Gul89, Wie01, NN02].<br />
8
Eine wirtschaftliche Prozessfolge zur Herstellung derartiger Bauteile ist das Hochtemperaturlöten<br />
mit prozessintegrierter Wärmebehandlung. Neben der Wirtschaftlichkeit<br />
spielen auch die anwendungstechnischen Vorteile des Hochtemperaturlötens<br />
eine bedeutende Rolle. Es wird mit sehr engen Lötspalten gearbeitet, wodurch die<br />
Bauteile vor dem Löten sehr präzise zu fixieren sind. Enge Lötspalte bewirken einen<br />
hohen kapillaren Fülldruck, so dass eine gute Spaltfüllung erfolgt. Ferner entstehen<br />
keine Gaseinschlüsse und auch schwierig zu erreichende Fügespalten werden<br />
vollständig mit Lot ausgefüllt [Gul89]. Für das Löten von Werkzeugstählen sind<br />
Löttemperaturen von 1000-1050 °C ideal, da in diesem Temperaturbereich die<br />
Austenitisierungstemperatur liegt [Wie01, Mül90]. Auf Grund der Neigung von<br />
Nickelbasisloten zur Sprödphasenbildung bei größerem Lötspalte wurden in der<br />
Vergangenheit Lote auf Kupfer- bzw. Edelmetallbasis entwickelt. Die etablierten<br />
Nickelbasislote bieten jedoch eine höhere Verbindungsfestigkeit und bessere<br />
Korrosionseigenschaften als Kupferlegierungen. Nachteilig wirken sich die Begleitelemente<br />
Bor und Silizium aus, die zum Senken der Liquidustemperatur eingesetzt<br />
werden. In Abhängigkeit von den Lötspaltbreiten kommt es zur Bildung von spröden<br />
Phasen, welche die Gebrauchseigenschaften verschlechtern [Mül90]. Einige<br />
Lösungsansätze zur Vermeidung von intermetallischen Phasen mittels modifizierter<br />
Lotwerkstoffe werden in [Wie01] vorgestellt. Dabei wird dem pulverförmigen Lot ein<br />
„Füllstoff“ bis zu 10 Gew.-% aus Cr bzw. NiCr mit einer Korngröße < 50 µm beigemischt.<br />
Die Menge des Zusatzwerkstoffes hängt sowohl von der Spaltbreite als auch<br />
von den Fließeigenschaften des Lotes ab.<br />
Die Bildung intermetallischer Phasen ist von der Größe des Lötspaltes abhängig.<br />
Wenn es gelingt, den Lötspalt im Prozess auf eine Breite von unter 50 µm zu<br />
begrenzen, können die spröden intermetallischen Phasen sicher vermieden werden.<br />
Beim gegenwärtigen Stand der Technik ist diese Forderung auf Grund von Bauteilverzug,<br />
in Folge inhomogener Temperaturverteilung während des Aufheizens, nicht<br />
immer prozesssicher zu erfüllen.<br />
Besonders vorteilhaft beim Hochtemperaturlöten von Stählen ist auch die prozessintegrierte<br />
Wärmebehandlung. Da die Wärmebehandlung und der Lötvorgang in einem<br />
Arbeitsgang erfolgen, wird als Löttemperatur die Austenitisierungstemperatur bei<br />
Werkzeugstählen bzw. die optimale Lösungsglühtemperatur bei austenitischen<br />
Stählen gewählt, um so die optimalen Werkstoffeigenschaften einzustellen [Wie01].<br />
Im Gegensatz zu vielen anderen Fertigungsprozessen, bei denen das Prozess- und<br />
Bauteildesign rechnergestützt entwickelt wird, erfolgt die Bauteil- und Prozessauslegung<br />
beim Löten vorwiegend auf der Basis von Erfahrungswerten und Experimenten.<br />
Die Optimierung von Bauteil und Prozess ist sehr zeit- und kostenaufwendig.<br />
9
Darüber hinaus ist eine fundierte Toleranzbetrachtung unter Lötbedingungen äußerst<br />
aufwendig. Lötfehler können nur im Anschluss an den Prozess detektiert werden,<br />
wobei sich beispielsweise ultraschallgestützte Methoden bewährt haben [Mar01].<br />
Um Fehler im Vorfeld vermeiden zu können, bieten sich die heute verfügbaren<br />
Berechnungsmethoden an. Hierbei gilt es, den gesamten Temperatur-Zeit-Zyklus<br />
eines zu lötenden Bauteils abzubilden und die entstehenden Verschiebungen und<br />
Eigenspannungen zu berechnen.<br />
Simulationsstudien thermischer Eigenspannungen unter Berücksichtigung von<br />
Temperaturgradienten beim Löten von Stahl mit Keramiken werden in [Liu98] und<br />
[Wie98] dargestellt. Berechnungen von Eigenspannungen in Metall-Metall-<br />
Verbindungen werden in [Dut02], [Eig99], [Sah03] und [Suz03] beschrieben. Diese<br />
Untersuchungen beschränken sich jedoch auf die Simulation der Abkühlphase. Der<br />
Einfluss der Geometrie auf die Verformung wird belegt. Die Rechnungen erfolgen auf<br />
der Basis temperaturabhängiger Werkstoffkennwerte. Die Ergebnisse stimmen gut<br />
mit den Messungen überein. Bei Phasenumwandlungen in Stahlwerkstoffen können<br />
jedoch zum Teil erhebliche Abweichungen zwischen den gemessenen und berechneten<br />
Eigenspannungen auftreten [Eig99].<br />
Umfangreiche FEM-Berechnungen zur Ermittlung von Eigenspannungszuständen<br />
und der Verformung gelöteter Werkzeuge werden in [Sch00] beschrieben. Die<br />
Betrachtungen sind auf symmetrische Stahl-Hartmetall-Verbunde (Modell für HM-<br />
Bohrer) beschränkt. Auch in diesen Betrachtungen wird der Verzug der Bauteile erst<br />
nach dem Löten auf Grund unterschiedlicher Wärmedehnungen berechnet. Zur<br />
Beschreibung des Werkstoffverhaltens wurden dafür die Schubspannungs-<br />
Scherungs-Kurven für die verwendeten Lotwerkstoffe bei quasistatischer Belastung<br />
ermittelt. Die Verifizierung der Berechnungen erfolgt durch eine experimentelle<br />
Ermittlung der Eigenspannungen mittels röntgenographischer Verfahren.<br />
Aus der zitierten Literatur lässt sich schlussfolgern, dass die Berechnung prozessbedingter<br />
Eigenspannungen beim Löten grundsätzlich möglich ist. Eine wissenschaftlich<br />
fundierte, vernetzte Vorgehensweise beginnend bei der Konstruktion über den<br />
gesamten Lötzyklus bis hin zur Toleranzbetrachtung am fertigen Bauteil, einschließlich<br />
einer Bewertung der Eigenspannungen, ist der Literatur nicht zu entnehmen und<br />
steht kmU derzeit nicht zur Verfügung.<br />
10
4 Grundlagen<br />
4.1 Hochtemperaturlöten<br />
Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde als Fügeverfahren das Hochtemperaturlöten<br />
verwendet. Hierbei werden die zu lötenden Werkstücke sowie das Lot in<br />
einem Vakuumofen auf die Löttemperatur erwärmt [Abb. 4.1].<br />
Abb. 4.1:<br />
Vakuumofenanlagen TPS/IPSEN/WELLMANN [Direct Industry]<br />
Beim Hochtemperaturlöten kommt kein Flussmittel zum Einsatz, so dass fehlerfreie<br />
Lötverbindungen entstehen. [Zar88]. Die Lötstellen sind durch einen hohen Füllgrad<br />
gekennzeichnet und weisen überdies keine Fremdeinschlüsse oder Gasporen sowie<br />
Oxidation auf. Das Hochtemperaturlöten ermöglicht das Zusammenfügen von<br />
verschiedenartigen Werkstoffen mit unterschiedlichen Geometrien.<br />
In Abb. 4.2 werden als Beispiel für den Einsatz des Hochtemperaturlötens die<br />
Fertigung von Wärmetauschern und die Herstellung von Turbinenbauteilen dargestellt.<br />
Abb. 4.2:<br />
Plattenwärmetauscher [GEA Ecoflex] / [APV] Gasturbinen [Bodycote]<br />
Nickelbasislote werden in Form von Drahtformteilen, Folien, Pasten oder Pulver auf<br />
der Oberfläche der zu lötenden Bauteile aufgebracht. Eine hohe Oxidationsbeständigkeit<br />
wird durch einen Chromanteil erreicht. Die Liquidustemperatur wird durch die<br />
Elemente Bor und Silizium gesenkt. Weiterhin fördert das Element Bor die Diffusion<br />
11
des Lotwerkstoffs in den Grundwerkstoff. Die alternative Verwendung von Silizium<br />
und Phosphor führt hingegen zu einer Reduzierung der Diffusion [Zar88].<br />
4.2 Eigenspannungen<br />
Eigenspannungen sind Spannungen im Innern eines Werkstückes, die ohne Eingriff<br />
von äußeren mechanischen Beanspruchungen vorhanden sind. Unabhängig von der<br />
Entstehungsursache wird zwischen drei Arten von Eigenspannungen unterschieden<br />
( Ι ., ΙΙ.<br />
und ΙΙΙ . Art) [Rad02].<br />
Ι ΙΙ ΙΙΙ<br />
σ = σ + σ + σ<br />
[4.1]<br />
Die Eigenspannungen der Ι . Art werden auch Makroeigenspannungen genannt. Sie<br />
erstrecken sich über den makroskopischen Bereich und werden über mehrere<br />
Kristallite ermittelt. Beim Abkühlen von mehrphasigen Werkstoffen können Spannungen<br />
der ersten Art infolge von Temperaturgradienten oder Phasenumwandlungen<br />
auftreten.<br />
Der Mittelwert der Eigenspannungen Ι . Art ist definitionsgemäß über große Bereiche<br />
eines Bauteils konstant, damit sind diese Spannungen phasenunabhängig [Sch00,<br />
Pyz97] und durch<br />
⎡<br />
=<br />
⎢<br />
⎣<br />
∫<br />
∫<br />
σ<br />
ES<br />
ES Ι<br />
σ , ⎢ ⎥<br />
[4.2]<br />
dv<br />
dv⎤<br />
⎥<br />
⎦<br />
viele Körner<br />
gegeben. Die Eigenspannungen zweiter Art werden als Mikroeigenspannungen<br />
bezeichnet. Sie entstehen in mehrphasigen Werkstoffen als Folge der unterschiedlichen<br />
thermischen Ausdehnungskoeffizienten der einzelnen Phasen. In Hartphasen<br />
bilden sich beispielsweise sogenannte Mikrodruckeigenspannungen, da die Hartphasen<br />
einen geringeren thermischen Ausdehnungskoeffizienten als die Metallmatrix<br />
besitzen. Aus Gleichgewichtsgründen sind die Eigenspannungen in der Metallmatrix<br />
Mikrozugeigenspannungen. Die Eigenspannungen der ΙΙ . und ΙΙΙ . Art sind phasenabhängig<br />
und können beispielsweise durch Versetzungswechselwirkung entstehen.<br />
Diese Spannungen können als gegenseitige Verspannung der Phasen bezeichnet<br />
werden [Rad02].<br />
⎡<br />
ES<br />
⎤<br />
ΙΙ ∫ σ dv<br />
ES , ES,<br />
Ι<br />
σ = ⎢ ⎥ −σ<br />
[4.3]<br />
⎢ ⎥<br />
⎣ ∫ dv<br />
⎦<br />
ein Korn<br />
ES ES , Ι ES , ΙΙ<br />
[ σ −σ<br />
−σ<br />
]<br />
an einer Stelle<br />
ES , ΙΙΙ<br />
σ =<br />
[4.4]<br />
12
Abb. 4.3 beinhaltet die schematische Darstellung eines Verlaufs der Spannungskomponente<br />
σ<br />
y<br />
längs einer x-Achse.<br />
Abb. 4.3:<br />
Überlagerung von Eigenspannungen erster, zweiter und dritter Art in einer<br />
Kristallitstruktur [Wol73]<br />
Zur Untersuchung der Eigenspannungszustände werden sowohl Berechnungsverfahren<br />
als auch experimentelle Methoden eingesetzt.<br />
Für die Berechnung der Eigenspannungen in den Bauteilen werden analytische und<br />
numerische Verfahren der Kontinuumsmechanik verwendet. Thermische Eigenspannungen<br />
zählen zu den Eigenspannungen der Ι . Art [Wol73]. Die Temperaturdifferenzen<br />
im Bauteil verursachen unterschiedliche Wärmeausdehnungen zwischen Randund<br />
Kernbereich, diese behindern sich gegenseitig, wodurch Eigenspannungen im<br />
Bauteil entstehen. Zum Ermitteln der Eigenspannungen während des Lötprozesses<br />
wurde im Rahmen des Forschungsvorhabens die Methode der Finiten Elemente<br />
verwendet. Diese Vorgehensweise ist bei komplexen Randbedingungen, geometrischen<br />
Verhältnissen und Lasten vorteilhaft.<br />
4.3 Finite Elemente Methode<br />
Die Aufgabe der Kontinuumsmechanik besteht darin, die Kinematik und die Statik<br />
eines Kontinuums unter dem Einfluss von kinematischen und statischen Randbedingungen<br />
zu beschreiben. Diese Aufgabe ist erfüllt, wenn der Verzerrungstensor und<br />
Spannungstensor in jedem Punkt des betrachteten Kontinuums ermittelt worden ist.<br />
Zu diesem Zweck stehen Gleichungssysteme (partielle Differentialgleichungen) zur<br />
Verfügung, die mit Hilfe von Näherungsmethoden gelöst werden können, d.h. die bei<br />
den Energieintegralen auftretenden unbekannten Feldgrößen (z.B. Verschiebungen)<br />
13
werden durch Ansatzfunktionen approximiert. Die FE-Methode basiert auf einer<br />
Energieformulierung und in der Regel wird das Prinzip der virtuellen Verschiebungen<br />
und das Prinzip vom Minimum des Gesamtpotentials oder auch das HAMILTONsche<br />
Prinzip angewandt [Kno91].<br />
Das Gesamtpotential eines Systems ist eine Addition der Verzerrungsenergie mit<br />
dem Gesamtpotential aller äußeren Lasten [4.5].<br />
Π = U + Π<br />
a<br />
= U - W<br />
[4.5]<br />
1<br />
Π =<br />
2<br />
∫<br />
σεdv −<br />
∫<br />
updv −<br />
∫<br />
uqds<br />
[4.6]<br />
wobei<br />
W die Arbeit der äußeren Lasten,<br />
σ innere mechanische Spannungen,<br />
ε Dehnung,<br />
p Volumen Kräfte,<br />
q Oberflächenkräfte,<br />
und u Verschiebungen sind.<br />
Wird die Forderung δ Π = 0 verwendet, so werden die gesuchten Verschiebungen in<br />
der gesamten Struktur ermittelt. Das Verschiebungsfeld wird mittels Finiten Elementen<br />
in diskrete Teilbereiche unterteilt. Die Verschiebungen sind durch die Ansatzfunktionen<br />
festgelegt. Übliche Ansatzfunktionen sind Polynome von linearer oder<br />
quadratischer Ordnung. Die Freiheitsgrade bestimmen die Zahl der Knotenverschiebungen<br />
jedes Elements, weiterhin sind die Knotenverschiebungen bei zwei aneinandergrenzenden<br />
Elementen an gemeinsamen Knoten identisch. Durch die Ansatzfunktion<br />
kann das Verschiebungsfeld diskret ausgedrückt und anschließend das<br />
Potential in einer Matrizenform dargestellt werden [Sch00] [4.7].<br />
1<br />
Π = U 2<br />
1<br />
Π = 2<br />
T<br />
∫<br />
v<br />
T<br />
T<br />
T<br />
( ND) EDN dvU − p N dvU − q N dsU<br />
T<br />
[ U K U ] − ( f + f + f )U<br />
p<br />
q<br />
t<br />
∫<br />
v<br />
∫<br />
s<br />
[4.7]<br />
[4.8]<br />
N : Matrix der Ansatzfunktion<br />
D : Matrix der Differentialoperator<br />
E : Matrix der elastischen Konstanten<br />
14
U : Vektor der Knotenverschiebungen aller Elemente<br />
f<br />
p<br />
, f<br />
t<br />
und f<br />
q<br />
sind die äußeren Lastvektoren<br />
Nach dem Variationsprinzip δ Π = 0 und bei bekanntem äußerem Lastvektor wird im<br />
elastischen Fall die Knotenverschiebung berechnet mit [4.9].<br />
U<br />
= K<br />
− 1<br />
.<br />
∗<br />
f<br />
[4.9]<br />
Dadurch ergibt sich der Verzerrungstensorε ij<br />
:<br />
( + u )<br />
1<br />
ε<br />
ij<br />
= u<br />
i,<br />
j j,<br />
i<br />
[4.10]<br />
2<br />
Nach dem Hook´schen Gesetz kann der Spannungstensor abgeleitet werden.<br />
Für nichtlineares Werkstoffverhalten wurde der Verzerrungstensor in einen elastischen,<br />
einen thermischen und einen plastischen Anteil geteilt.<br />
ε = ε + ε + ε<br />
[4.11]<br />
ij<br />
p<br />
ij<br />
th<br />
ij<br />
e<br />
ij<br />
th<br />
th th<br />
ε<br />
ij<br />
ist der thermische Verzerrungsanteil und wird durch ε<br />
ij<br />
α ( T ) ΔTδ<br />
ij<br />
th<br />
gegeben, wobei ( T )<br />
= [4.12]<br />
α die temperaturabhängigen Ausdehnungskoeffizienten sind.<br />
p<br />
Der plastische Anteil ε<br />
ij<br />
wird berechnet, wenn die Fließbedingung F=0 erfüllt ist. Die<br />
Fließfunktion kann auch durch ein Potential beschrieben werden.<br />
1<br />
− σ<br />
F<br />
3<br />
Die nach von Mises vorgeschlagene Fließfunktion ist durch ( )<br />
2<br />
[4.13] gegeben [Sch00].<br />
Φ σ<br />
ij<br />
1<br />
= Sij<br />
S<br />
2<br />
σ<br />
F<br />
ist die Fließgrenze bei einachsiger Beanspruchung und S ij<br />
der diviatorische<br />
Anteil des Spannungstensors. Die Fließfläche ist im Spannungsraum durch die<br />
Mantelfläche eines Zylinders dargestellt. Die plastische Verzerrung wurde mittels der<br />
assoziierten Normalenregel gerechnet.<br />
ij<br />
p ∂Φ<br />
& ε<br />
ij<br />
= λ [4.14] wobei λ ein Skalarer ist, der sich aus<br />
∂σ<br />
ij<br />
pl<br />
3ε<br />
v<br />
λ = [4.15] ergibt<br />
2σ<br />
ij<br />
pl<br />
ε<br />
v<br />
: ist die plastische Vergleichsdehnung oder die effektive plastische Verzerrung,<br />
die die Verfestigung eines Werkstoffs definiert [Bäk02].<br />
Darüber hinaus können plastische Verformungen durch eine Phasenumwandlung<br />
generiert werden. Diese sind stets mit einer Verzerrung und einer Volumenänderung<br />
des Gefüges verknüpft. Während eines thermo-mechanischen Verfahrens (Löten<br />
15
oder Schweißen) kommt es bei einer schnellen Abkühlung zur Martensitbildung im<br />
Grundwerkstoff. Diese Umwandlung erzeugt eine plastische Verformung im Gefüge.<br />
Leblond und Giusti haben ein Modell zur Beschreibung der Verformungsvorgänge<br />
eingeführt [Zao95].<br />
PT ⎛ 3K<br />
⎞<br />
dε ij<br />
= ⎜ ⎟ Sij<br />
( 1−<br />
m)dm<br />
[4.16]<br />
⎝ 2 ⎠<br />
PT<br />
⎛ 5 ⎞⎛ ΔV<br />
⎞<br />
wobei dε<br />
ij<br />
die Umwandlungsverformung, K = ⎜ ⎟⎜<br />
⎟ / R<br />
p<br />
die Volumenänderung<br />
⎝ 3 ⎠⎝<br />
V ⎠<br />
während der Umwandlung , R p<br />
die Fließgrenze der austenitischen Phase, S<br />
ij<br />
der<br />
Spannungsdeviator und m der umgewandelte Volumenanteil der Martensitphase ist.<br />
Dieser Zusammenhang wird verwendet, wenn eine plastische Verformung durch eine<br />
Volumenänderung entsteht.<br />
Die Berechnung der Verschiebungen und Spannungen in einem Kontinuum ist<br />
derzeit mit Hilfe zahlreicher Programme möglich. Die Lösung der Differentialgleichungen<br />
erfolgt automatisch nach Vernetzung des Modells und Eingabe der<br />
Randbedingungen.<br />
Eine numerische Berechnung der Eigenspannungen und Verformungen in einer Lötbzw.<br />
Schweißverbindung beginnt mit dem Pre-Processing und endet mit dem Post-<br />
Processing.<br />
Im Pre-Processing werden die Geometriemodelle erstellt und untereinander vernetzt,<br />
anschließend werden die Randbedingungen aufgebracht. Nach dem Implementieren<br />
der Werkstoffdaten und Werkstoffgesetze erfolgt die Berechnung der Eigenspannungen.<br />
Im Post–Processing werden die Ergebnisse graphisch und auch tabellarisch<br />
dargestellt.<br />
Das Aufheizen der Bauteile erfolgt von außen durch Strahlung der Oberfläche.<br />
Zwischen Oberflächen und Umgebung werden Infrarotstrahlungen ausgetauscht, der<br />
Wärmestrom wird durch das Stefan-Boltzmann-Gesetz beschrieben.<br />
4 4<br />
( T − )<br />
Q & = ε . ∗σ<br />
∗ A∗<br />
T<br />
[4.17]<br />
rad<br />
IR<br />
2<br />
1<br />
ε<br />
IR<br />
ist der Emissionskoeffizient, σ ist die Stefan-Boltzmann-Konstante.<br />
Die Wärmeenergie wird im Bauteil während des Lötzyklus von warmen zu kalten<br />
Bereichen durch Wärmeleitung transportiert.<br />
Der Wärmefluss in festen Körpern ist nach dem Fourier‘schen Gesetz gegeben.<br />
16
& T2<br />
− T1<br />
= λ ∗ ∗ A<br />
[4.18]<br />
d<br />
Q Ltg<br />
wobei λ die Wärmeleitfähigkeit des Körpers, d [m] die Schichtdicke und A [W/m.K]<br />
die Kontaktfläche ist. In Abb. 4.4 ist das Prinzip des Wärmeflusses nach Fourier<br />
dargestellt.<br />
Abb. 4.4:<br />
Wärmefluss nach dem Fourier‘schen Gesetz<br />
Für die Beschreibung der Wärmeströmungen und Temperaturänderungen im Bauteil<br />
werden grundsätzlich die Grundgleichungen der Wärmeleitung verwendet. Die<br />
Energiebilanz für ein dreidimensionales Volumenelement setzt sich aus drei Teilen<br />
zusammen [Kno91].<br />
Teil 1: Wärmeabfuhr aus dem Element, diese wird durch die lokale Änderung der<br />
Wärmestromdichte q generiert.<br />
Teil 2: Änderung der gespeicherten Wärmemenge durch zeitliche Temperaturänderungen.<br />
Teil 3: Wärmezufuhr durch lokal verteilte Wärmequellen<br />
∂q<br />
∂q<br />
∂q<br />
∂z<br />
⎛ ∂T<br />
⎞<br />
⎜ ρ<br />
p ⎟<br />
[4.19]<br />
⎝ ∂t<br />
⎠<br />
x y z<br />
( + + ) dxdydzdt + c dxdydzdt = f dxdydz<br />
∂x<br />
∂y<br />
Das Ersetzen der Wärmestromdichte q ( x y,<br />
z,<br />
t)<br />
ergibt die Wärmeleitungsgleichung:<br />
, durch den Temperaturgradienten<br />
⎛<br />
⎜<br />
⎝<br />
2<br />
2<br />
2<br />
∂ T ∂ T ∂ T ⎞ ∂T<br />
x<br />
+ λy<br />
+ λz<br />
+ cp<br />
=<br />
x y z<br />
⎟ ρ<br />
2<br />
2<br />
∂ ∂ ∂ ⎠ ∂t<br />
λ<br />
2<br />
f<br />
[4.20]<br />
17
5 Modellbildung<br />
Für eine FEM-Simulation müssen zunächst Randbedingungen wie Geometrien,<br />
Werkstoffeigenschaften, Elementtypen, Art der Vernetzung und Kontakteigenschaften<br />
definiert werden. Ebenso ist im Fall des Hochtemperaturlötens der Temperaturzyklus<br />
des zu berechnenden Lötprozesses zu berücksichtigen. Im Allgemeinen<br />
erfordert die Bedienung von kommerzieller Software spezielle Kenntnisse im Bereich<br />
der FEM-Simulation. Aus der Entwicklung des interaktiven Moduls, dass der<br />
eigentlichen Simulation vor- und nachgeschaltet wird, resultiert eine wesentliche<br />
Erleichterung der Bedienung der Berechnungssoftware. Somit erhält der Anwender<br />
Unterstützung im Pre- und Post-Processing mit automatisierten Routinen.<br />
5.1 Demonstratorgeometrie<br />
Von den Mitgliedern des projektbegleitenden Ausschusses wurde ein Spritzgießeinsatz<br />
als Demonstratorgeometrie gemeinsam festgelegt. Dieser besteht aus zwei<br />
Einzelteilen und ist an ein Spritzgießwerkzeug für die Fertigung von CD-Rohlingen<br />
angelehnt. Im Folgenden sind die Fertigungszeichungen der Einzelteile dargestellt.<br />
10,00 10,00<br />
1,7<br />
120,00<br />
20,00<br />
Abb. 5.1:<br />
Fertigungszeichnungen und 3D-Modelle (Durchmesser 120 mm), unteres<br />
Bauteil [links], oberes Bauteil [rechts])<br />
18
Die Bauteile haben einen Durchmesser von jeweils 120 mm und eine Dicke von<br />
20 mm bzw. 6 mm. Unter Berücksichtigung der Randbedingungen ergaben sich die<br />
in Abb. 7.1 dargestellten Modellgeometrien. Für die geometrische Darstellung und<br />
den Geometrieimport der Bauteile wurden die Modelle mittels CAD-Systemen (u. a.<br />
Autodesk, AutoCad, Autesdesk Inventor, SolidWorks) erstellt. Die Demonstratoren<br />
dienen zum einen der Verifizierung der Simulationsergebnisse und zum anderen zum<br />
Nachweis der industriellen Umsetzbarkeit.<br />
5.2 Vernetzungsstrategien<br />
Die Vernetzung hat entscheidenden Einfluss auf die Genauigkeit der Simulationsergebnisse.<br />
Im Forschungsvorhaben wurden zum einen unterschiedliche Elementtypen<br />
untersucht und zum anderen die automatisierte Netzgenerierung.<br />
Bevor ein Bauteilvolumen vernetzt werden kann, muss zunächst der Elementtyp<br />
festgelegt werden. Er bestimmt die Form des Vernetzungsgitters und die Freiheitsgrade<br />
für die Berechnung. Für die thermische und die Strukturberechnung sind<br />
unterschiedliche Elementtypen nötig, da der Freiheitsgrad im ersten Fall die Temperatur<br />
und im zweiten Fall die Verformung ist. Es gibt auch Elementtypen, die beide<br />
Freiheitsgrade besitzen, allerdings eignen sie sich nicht für nichtlineare Berechnungen<br />
mit Berücksichtigung der plastischen Werkstoffeigenschaften.<br />
Die Hexaeder-Elemente werden generell bevorzugt, da sie ein besseres Anpassungsverhalten<br />
besitzen und genauere Ergebnisse liefern. Die Tetraeder-Elemente<br />
haben meist eine deutlich zu hohe Steifigkeit und sind deshalb in Bereichen mit<br />
starken Geometrieveränderungen ungünstig [Wol73]. Sie eignen sich hingegen gut<br />
für unregelmäßige Gitter, wie sie beim Import von CAD-Geometrien entstehen und<br />
sind für transiente Temperaturberechnungen vorgesehen.<br />
Eine Vernetzung sollte möglichst gleichmäßig sein, d.h. die Größe der Elemente<br />
sollte lokal nicht zu stark variieren. Um Rechenzeit zu sparen, wird das Netz nur in<br />
bestimmten Bereichen verfeinert und im restlichen Bereich des simulierten Volumens<br />
grob vernetzt. So wurden im Forschungsvorhaben nur die Lötschicht und die<br />
Kontaktoberflächen des Bauteils automatisch fein vernetzt. In Abb. 5.2 sind verwendete<br />
Vernetzungen dargestellt. Die Netzgenerierung erfolgt wie beschrieben<br />
automatisch. Wie dargestellt, wird das Netz den komplexen Geometrien der Formteile<br />
angepasst.<br />
19
Abb. 5.2:<br />
Modellvernetzung (Netzverfeinerung an den Kontaktoberflächen)<br />
5.3 Lotschichtvernetzung<br />
Für die Lotschichtvernetzung stehen verschiedene Möglichkeiten zur Verfügung.<br />
Zwei automatisierbare Varianten wurden im Forschungsvorhaben systematisch<br />
untersucht. Die Lotschicht kann durch Rotation oder Extrudieren eines zweidimensionalen<br />
Netzes erzeugt werden.<br />
Letztendlich wurde das Extrudieren benutzt, da es die Möglichkeit einer Verfeinerung<br />
des Netzes in der vertikalen Richtung bietet, wodurch eine erhöhte Rechengenauigkeit<br />
in Bezug auf die auftretenden Eigenspannungen in der Lotschicht erzielt wird.<br />
Die Extrusion hat dabei weiterhin den Vorteil, dass sich durch sie auch nicht<br />
rotationssymmetrische Lotschichten erzeugen lassen.<br />
Die in der Simulation und im Experiment genutzte Lotschicht hat einen Durchmesser<br />
von 120 mm und eine Dicke von 50 µm. Die Vernetzung der Lotschicht wurde mit<br />
Tetraeder-Elementen durchgeführt.<br />
20
Tetraeder-Elemente<br />
Hexaeder-Elemente<br />
120 mm<br />
Z<br />
50 µm<br />
Z<br />
50 µm<br />
X<br />
Spaltbreite = 50 µm<br />
X<br />
Abb. 5.3:<br />
Lotschichtvernetzung durch Extrusion (links) und Rotation (rechts)<br />
5.4 Werkstoffdaten und Werkstoffkennwerte<br />
Neben der temperaturabhängigen Ausdehnung treten ab bestimmten Temperaturen<br />
auch Änderungen der Stoffeigenschaften auf. Im Fall des kombinierten Hochtemperaturlötens<br />
und Wärmebehandelns ist dies gewünscht. Jedoch wirken sich die<br />
Änderungen im Werkstoff(gefüge) auch auf die Spannungen aus. Es wurden deshalb<br />
im interaktiven Modul temperaturabhängige Werkstoffgesetze hinterlegt. Von den<br />
Mitgliedern des projektbegleitenden Ausschusses erfolgte die Auswahl der zwei<br />
ersten Werkstoffe, die in der Modellbildung und der experimentellen Verifizierung<br />
genutzt zum Einsatz kamen: die Stähle X20Cr13 (1.4021) und X5CrNi18-10<br />
(1.4301). Die notwendigen temperaturabhängigen Daten wurden der Literatur [u. a.<br />
Mat99] und dem Softwarepaket Sysweld entnommen. Vor der Umwandlung des<br />
Stahles (X20Cr13) sind die Kennwerte des austenitischen Gefüges und nach der<br />
Umwandlung die des martensitischen Gefüges gültig. Die temperaturabhängigen<br />
Charakteristika wie Elastizitätsmodul, Wärmleitfähigkeit, Dichte, spezifische Wärme,<br />
Querkontraktionszahl und die Ausdehnungskoeffizienten werden in den Tabellen 5.1<br />
bis 5.3 sowie in Abb. 5.4 und 5.5 zusammenfassend dargestellt.<br />
21
Tab. 5.1: Temperaturabhängige Werkstoffdaten für den Stahl X5CrNi1810 [Mat99]<br />
Tab. 5.2: Temperaturabhängige Werkstoffdaten für den Stahl X20Cr13 [Smi02]<br />
Tab. 5.3: Chemische Zusammensetzung von X20Cr13 und X5CrNi18-10 [DIN 17440]<br />
22
C(6)<br />
C(1)<br />
740<br />
1600<br />
720<br />
1400<br />
C p [J/Kg.K]<br />
700<br />
680<br />
660<br />
640<br />
Austensit Austenit<br />
C p [J/Kg.K]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
Martensit<br />
620<br />
0 500 1000 1500 2000 2500 3000<br />
Temperatur [°C]<br />
0<br />
0 200 400 600 800 1000 1200 1400<br />
Temperatur [°C]<br />
PHASE 6<br />
PHASE 1<br />
250000<br />
250000<br />
E-Modul [MPa]<br />
200000<br />
Austensit Austenit<br />
150000<br />
100000<br />
50000<br />
0<br />
0 500 1000 1500 2000<br />
E-Modul [MPa]<br />
200000<br />
Martensit<br />
150000<br />
100000<br />
50000<br />
0<br />
0 500 1000 1500 2000<br />
Temperatur [ °C]<br />
Temperatur [ °C]<br />
30000<br />
24000<br />
18000<br />
12000<br />
6000<br />
0<br />
1000 1100 1200 1300 1400 1500<br />
600<br />
500<br />
Strckgrenze [MPa]<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
0<br />
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600<br />
Temperatur [°C]<br />
Austenit<br />
Martensit<br />
Abb. 5.4: Temperaturabhängige Werkstoffkennwerte vor (links) und nach (rechts)<br />
der Umwandlung des Stahls X20Cr13<br />
23
7,90E-06<br />
7,80E-06<br />
Dichte [Kg/mm 3 ]<br />
7,70E-06<br />
7,60E-06<br />
7,50E-06<br />
7,40E-06<br />
7,30E-06<br />
Martensit<br />
Austenit<br />
7,20E-06<br />
7,10E-06<br />
0 500 1000 1500 2000<br />
Temperatur [°C]<br />
Abb. 5.5: Thermomechanische Werkstoffkennwerte des Grundwerkstoffes (X20Cr13)<br />
[Sys08]<br />
Als Lotwerkstoff für die Modellierung und die experimentelle Verifizierung wurde<br />
L-Ni 2 eingesetzt. Die chemische Zusammensetzung und die thermomechanischen<br />
Werkstoffeigenschaften wurden der Literatur entnommen [Jia08]. Diese Daten<br />
wurden im Pre-Processing tabellarisch eingegeben.<br />
T<br />
[°C]<br />
λ<br />
[Wm/°C]<br />
Cp<br />
[J/°C.Kg]<br />
α<br />
[°C -1 ]<br />
E<br />
[GPa]<br />
ν<br />
σs<br />
[MPa]<br />
Solidus/Liquidus<br />
20 25.59 469.51 13.5e-6 205 0.296 424<br />
971/999 [°C]<br />
400 29.18 577.73 16.8e-6 183 0.306 386<br />
900 33.58 1161.34 21.3e-6 127 0.328 255<br />
Tab. 5.4: Temperaturabhängige Werkstoffeigenschaften des Lotes B-Ni2 [Jia08]<br />
Der Stahl X20Cr13 wurde aus dem austenitischen Bereich abgeschreckt und erhielt<br />
so ein martensitisches Gefüge. Die Abkühlung muss so schnell erfolgen, dass keine<br />
Diffusionsvorgänge auftreten können, die zur Bildung anderer Phasen führen. Die<br />
Abkühlrate soll über der oberen kritischen Abkühlrate liegen. Im ZTU-Diagramm<br />
[Abb. 5.6] wird die Abhängigkeit der auftretenden Phasen von der Abkühlrate<br />
dargestellt. Für den Stahl X20Cr13 beträgt die obere kritische Abkühlrate 1 K/s und<br />
die untere kritische Abkühlrate 0,14 K/s.<br />
Sofern die obere Abkühlrate erreicht ist, besteht das Gefüge zu 98% aus Martensit.<br />
Unterhalb der unteren kritischen Abkühlrate findet keine Martensitphasenbildung im<br />
24
Gefüge statt. Nach dem Koistinen-Marburger-Modell kann der Martensitanteil für jede<br />
Abkühlrate ermittelt werden. In Abb. 5.7 wird der Prozentsatz der Martensitphase in<br />
Abhängigkeit von der Abkühlrate dargestellt. Für jede Abkühlrate und mit Hilfe des<br />
ZTU-Schaubilds (Abb. 5.6) wurden die Phasenanteile gerechnet.<br />
In der Abkühlphase und im Fall größere Abkühlrate erhöht sich im Temperaturbereich<br />
zwischen 200°C und 100°C die Streckgrenze durch den zunehmenden<br />
Martensitanteil im Gefüge. Die Volumenänderung im Grundwerkstück infolge dessen<br />
thermischer Dehnung und auch der Phasenumwandlung hat einen großen Einfluss<br />
auf die Spannungsausbildung im Lötverbund.<br />
Während der Berechnung wurden temperaturabhängige thermische Ausdehnungskoeffizienten<br />
für jede Phase in das Modell implementiert, um den Volumensprung bei<br />
der Phasenumwandlung des Stahls (X20Cr13) zu berücksichtigen. In Abb. 5.8 sind<br />
Dilatometerkurven des Stahles X20Cr13 während Aufheiz- und Abkühlzyklen<br />
dargestellt [Sys08]. Die thermische Dehnung hat mit zunehmender Temperatur<br />
zugenommen. Bei T=Ms=300°C (Abkühlrate = 0,14 K/s) wandelt sich die Austenitphase<br />
in die Martensitphase um. Diese Umwandlung war von einer Volumenänderung<br />
begleitet, die zu Spannungen führen kann.<br />
Abb. 5.6: ZTU-Schaubild des rost- und säurebeständigen Stahls X20Cr13 [Voß01]<br />
25
Martensit %<br />
P(T<br />
) = 1−<br />
exp( −b<br />
⋅(<br />
Ms −T<br />
))<br />
100<br />
90<br />
80<br />
70<br />
60<br />
Mf<br />
50<br />
40<br />
30<br />
Abkühlgeschwindigkeit = 1 K/Sek.<br />
20<br />
10<br />
Abkühlgeschwindigkeit = 0,07 K/Sek.<br />
T [K]<br />
0<br />
250 300 350 400 450 500 550 600 650 700<br />
Abb. 5.7: Koistinen-Marburger-Modell für die Martensitumwandlung [Sys08]<br />
0.025<br />
0.02<br />
Epsilon[%]<br />
0.015<br />
0.01<br />
0.005<br />
0<br />
-0.005<br />
Mf<br />
Aufheizen<br />
Abkühlen<br />
0 500 1000 1500 2000<br />
Ms<br />
As<br />
Af<br />
-0.01<br />
T[°C]<br />
Abb.5.8: Dilatometerkuven des Werkstoffs X20Cr13 [Sysweld]<br />
5.5 Werkstoffgesetz<br />
Für eine korrekte Simulation, besonders bei zyklischen Belastungen und komplexen<br />
Geometrien, muss das Werkstoffverhalten bekannt sein. Im Rahmen dieser Arbeit<br />
wurde mit einem kinematischen Verfestigungsmodell gerechnet, dabei handelt es<br />
sich um eine Verschiebung der Fließfläche des Werkstoffs in Richtung Zugbelastung.<br />
Das bekannteste Beispiel dafür ist der Bauschinger-Effekt [Abb. 5.9].<br />
26
Abb. 5.9: Bauschinger-Effekt [Ansys]<br />
Zur Modellierung der temperaturabhängigen Verfestigung wurden Spannungs-<br />
Dehnungskurven in das Modell eingesetzt. Die Kennwerte wurden der Software<br />
Sysweld [Abb. 5.10] entnommen sowie in das interaktive Modul für die Übergabe in<br />
das FEM-Programm (Ansys) implementiert .<br />
Austenit<br />
Martensit<br />
σ [ MPa]<br />
σ [ MPa]<br />
Abb. 5.10: Spannungs-Dehnungskurven (X20Cr13) [Sys08]<br />
In der Modellierung wurde das von Mises- und Hill-Modell angewendet:<br />
F<br />
1/2<br />
[ 3/2 ( S − X) : ( S − X)<br />
] − σ ≤ 0<br />
= [5.1]<br />
p th<br />
( ε − ε − ε )<br />
f<br />
σ = C :<br />
[5.2]<br />
∂F<br />
= λ<br />
∂σ<br />
ε& p<br />
[5.3]<br />
27
p<br />
dX = α dε<br />
[5.4]<br />
X : Verschiebungstensor<br />
α :<br />
σ<br />
f<br />
Materialkonstante<br />
: Streckgrenze<br />
S :Spannungsdeviator<br />
σ : Spannungstensor<br />
λ : Plastischer Multiplikator<br />
5.6 Rand- und Anfangsbedingungen<br />
Im Pre-Processing werden die Rand- und Anfangsbedingungen typischerweise vom<br />
Benutzer eingegeben. Bei einer thermischen transienten Analyse muss die Starttemperatur<br />
vorgegeben werden (T 0 = 300 K). Die Bauteile werden an der Oberfläche auf<br />
Löttemperatur erwärmt. Der Temperatur-Zeit-Zyklus wird tabellarisch eingegeben,<br />
die Anzahl der zeitabhängigen Lasten wird vom Benutzer bestimmt. Im Rahmen des<br />
Forschungsvorhabens wurden die Einzelteile nach mit dem projektbegleitenden<br />
Ausschuss festgelegten Zyklen stufenweise mit einer Aufheizrate von 10 K/min auf<br />
die Löttemperatur von 1323 K erwärmt. Die Lötzeit betrug 30 min. Nach dem Löten<br />
wurden die Bauteile mit verschiedenen Abkühlraten auf Raumtemperatur abgekühlt.<br />
Der Einfluss der Abkühlrate auf den Spannungszustand wurde analysiert. Es wurden<br />
Berechnungen mit unterschiedlichen Temperatur-Zeit-Zyklen durchgeführt. Für den<br />
ersten Zyklus wurde mit einer Abkühlrate von 35 K/min gerechnet. Die Ergebnisse<br />
wurden dann mit denen einer Berechnung mit einer Abkühlrate von 100 K/min<br />
verglichen. Das untere Bauteil wurde auf der Ebene z=0 positioniert. Die auf dem<br />
Lötgestell aufliegende Seite des unteren Bauteils konnte nur in der x-y Richtung frei<br />
bewegt werden.<br />
Ein weiterer wichtiger Aspekt des Lötprozesses ist der thermomechanische Kontakt.<br />
Hier sollte die Art des Kontakts bestimmt werden, d.h. welche Effekte und Vereinfachungen<br />
bei der Modellierung berücksichtigt werden sollen. Es wurde ein Makro<br />
[Procedure] erstellt und im Pre-Processing abgerufen. Für eine thermo-mechanische<br />
Analyse wurden bestimmte Elementtypen ausgewählt, (CONTA174, TARGE170),<br />
wie in Abb. 5.11 dargestellt. Für Conta174 gibt es beispielsweise zwölf Keyoptionen<br />
[KEYOPT], die die Art und die Eigenschaften des Kontaktes beschreiben. Außerdem<br />
wird das Kontaktstatut auch durch bestimmte Realkonstanten [Ansys] eingestellt. In<br />
Tab. 5.5 sind die unterschiedlichen Konstanten dargestellt.<br />
28
Abb. 5.11: Elementtypen [Conta174/Target170]<br />
29
Name<br />
FKN<br />
FTOLN<br />
ICONT<br />
PINB<br />
CNOF<br />
Beschreibung<br />
Normal penalty stiffness factor<br />
Penetration tolerance faktor<br />
Initial contact closure<br />
Pinball region<br />
Contact surface offset<br />
FKOP Contact opening stiffness or contact<br />
damping<br />
FKT<br />
COHE<br />
TCC<br />
FHTG<br />
<strong>SB</strong>CT<br />
Tangent contact stiffness factor<br />
Contact cohesion<br />
Thermal contact conductance<br />
Frictional heating factor<br />
Stefan-Boltzmann constant<br />
Tab. 5.5: CONTA174 Real Constants [Ansys]<br />
Das Bauteil und das Lot sind während des Lötzyklus permanent miteinander in<br />
Kontakt [Bonded oder No Separation]. Weiterhin werden aus Konvergenzgründen<br />
und zur Vereinfachung des Modells keine Reibungseffekte bzw. keine Energiegenerierung<br />
während der Berechnungen berücksichtigt. Vor dem Löten ist eine geringe<br />
Wärmeleitung entlang der Kontaktflächen vorhanden, das Kontaktstatut ändert sich<br />
während des Haltens der Löttemperatur bzw. beim Abkühlen zu einem guten<br />
thermischen und strukturellen Kontakt.<br />
5.7 Lösungsphase [Solver]<br />
In der Lösungsphase werden die durch die Finite-Elemente-Methode generierten<br />
Differenzialgleichungen gelöst, die Ergebnisse sind knotenbezogene Werte. Ansys<br />
generiert eine Ergebnisdatei [Jobname.RST,RTH]. Als Lösungsverfahren wurde die<br />
Newton-Raphson-Methode verwendet. Es handelt sich um ein iteratives Lösungsverfahren<br />
der nichtlinearen Gleichungen. Die am häufigsten verwendeten Iterationsschemen<br />
sind in [5.5] angegeben [Abb. 5.12] [Bat02].<br />
30
Δ<br />
( i−1)<br />
t+Δt<br />
t+Δt<br />
( i−1)<br />
R = R − F<br />
[5.5]<br />
t+Δt<br />
t+Δt<br />
mit<br />
t+Δt<br />
K<br />
U<br />
U<br />
( i−1)<br />
( i)<br />
(0)<br />
=<br />
=<br />
ΔU<br />
t+Δt<br />
U;<br />
t<br />
( i)<br />
U<br />
= ΔR<br />
( i−1)<br />
+ ΔU<br />
t+Δt<br />
( i−1)<br />
F<br />
( i)<br />
(0)<br />
=<br />
t<br />
F<br />
In Abb. 5.12 wird der Lösungsprozess für ein System mit einem einzigen Freiheitsgrad<br />
dargestellt.<br />
Last<br />
t +<br />
Δt<br />
R<br />
t<br />
+Δ<br />
t<br />
R<br />
−<br />
t<br />
+<br />
Δ<br />
t<br />
F<br />
(0)<br />
t<br />
+Δ<br />
t<br />
R<br />
−<br />
t<br />
+<br />
Δ<br />
t<br />
F<br />
(1)<br />
Steigerung<br />
t +<br />
Δt<br />
K<br />
(1)<br />
Steigerung<br />
t +<br />
Δt<br />
K<br />
(0)<br />
t<br />
R<br />
ΔU<br />
(1)<br />
ΔU<br />
(2)<br />
U<br />
t<br />
t +<br />
Δt<br />
U<br />
Verschiebung<br />
Abb. 5.12: Newton-Raphson-Iteration [Bat02]<br />
Bei der Modellierung von thermomechanischen Problemen wird die Lösungsphase in<br />
zwei Etappen unterteilt. Als erstes wird die thermische Analyse durchgeführt, dabei<br />
werden Knotentemperaturen, Temperaturgradienten und die Temperaturverteilung<br />
im Bauteil ermittelt. Die Ergebnisse der thermischen Analyse werden als Lasten für<br />
die Strukturanalyse angewendet [Body Force Loads]. Die Ergebnisdateien werden<br />
dann in die Strukturanalyse eingelesen, um die thermischen Eigenspannungen zu<br />
berücksichtigen.<br />
5.8 Post-Processing<br />
Für die Auswertung der Ergebnisse stehen zwei Postprozessoren zur Verfügung. Der<br />
allgemeine Postprozessor [Post1] und der Postprozessor für den Zeitbereich<br />
[Post26]. Der Postprozessor [Post1] wird für die Auswertung der Ergebnisse über<br />
31
das gesamte Modell für spezifische Lastschritte und Zwischenschritte verwendet<br />
[Swa92].<br />
Der Postprozessor [Post26] wird verwendet, um Analyseergebnisse an bestimmten<br />
Punkten und Bereichen im Modell als Funktion der Zeit zu ermitteln. Der Prozessor<br />
[Post26] kann die Ergebnisse graphisch oder in Form von tabellarischen Listen<br />
darstellen. Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurden Spannungen, Verschiebungen<br />
und Verformungen als Funktion der Zeit und der Temperatur dargestellt.<br />
In Abb. 5.13 sind die Arbeitsschritte zusammengefasst.<br />
feste<br />
Voreinstellungen<br />
vom Anwender<br />
einstellbar<br />
Lösungsalgorithmus<br />
Vernetzung<br />
Solver<br />
Werkstoffauswahl<br />
Lotauswahl<br />
Temperatur-Zeit-Zyklus<br />
Gasabschreckung<br />
Postprocessing<br />
voreingestellte<br />
Parameter<br />
Datenträger<br />
Anwenderspezifische<br />
Parameter<br />
Werkstoffmatrix<br />
Referenzen (Lage<br />
und Einspannung)<br />
Bezugsund<br />
Randbedingungen<br />
Ergebnisdarstellung<br />
Temperaturverteilung<br />
T(x,t)<br />
Spannungsverteilung<br />
σ(x,t,T)<br />
Verschiebung Δx (x,t,T)<br />
CAD<br />
System<br />
CATIA, Parasolid<br />
Pro/Engineer, UniGraphics, ...<br />
Abb. 5.13: Vorgehensweise<br />
Datenimport<br />
ANSYS<br />
Datenimport<br />
Berechnung<br />
Auch das automatisierte Post-Processing wurde in das interaktive Modul implementiert,<br />
bspw. das Anzeigen der Spannungen entlang eines definierten Pfades im<br />
Bauteil.<br />
32
6 Ergebnisse und Diskussion<br />
6.1 Ermittlung der Temperaturverteilung<br />
Temperaturanalysen werden zur Berechnung der Temperaturverteilung und<br />
thermischer Größen wie Wärmestromdichte und Wärmeverlust verwendet. Während<br />
des Lötprozesses entstehen Temperaturgradienten im Bauteil, da das Aufwärmen<br />
bzw. das Abkühlen von außen erfolgt.<br />
In Abb. 6.1 sind ausgewählte Lötzyklen dargestellt. Die Bauteile wurden mit einer<br />
Aufheizrate von 10 K/min stufenweise durchgewärmt, nach Erreichen der Temperatur<br />
1073 K wurde diese 30 min gehalten, dann wurden die Bauteile weiter auf 1193 K<br />
erwärmt, diese Temperatur wurde wiederum 30 min gehalten. Auf diesem Wege<br />
sollte ein gleichmäßiges Durchwärmen der Bauteile erreicht und damit zusätzliche<br />
Spannungen infolge von Temperaturgradienten vermieden werden. Anschließend<br />
wurden die Bauteile auf die Löttemperatur erhitzt. Das Lot fing an zu schmelzen und<br />
das Grundwerkstück wurde benetzt. Nach dem Löten wurden die Bauteile abgekühlt.<br />
Die Abkühlrate betrug 35 K/min während des ersten Zyklus und 100 K/min bei dem<br />
zweiten Lötzyklus.<br />
1600<br />
T[K]<br />
Temperatur [K]<br />
1400<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
10K/min<br />
30min<br />
30min<br />
30min<br />
Zyklus1_(Abkühlrate=35K/min)<br />
Zyklus2_(Abkühlrate=100K/min)<br />
0<br />
0 3000 6000 9000 12000<br />
T[K]<br />
Zeit [s]<br />
T[K]<br />
Abb. 6.1: Temperatur-Zeit-Zyklen<br />
33
6.2 Einfluss der Abkühlrate<br />
Ein wichtiger Parameter beim Löten ist die Abkühlrate. Die Berechnungen belegen,<br />
dass mit zunehmender Abkühlrate höhere Temperaturgradienten im Bauteil entstanden<br />
sind. Bei hoher Abkühlrate kühlte sich der Randbereich schneller ab als der<br />
Kernbereich, was zu einem hohen Temperaturgradienten geführt hat. In Abb. 6.1<br />
werden beispielhaft die Temperaturverteilungen im oberen Bauteil (1.4021) dargestellt.<br />
Bei einer Abkühlrate von 35 K/min betrug die Temperaturdifferenz zwischen<br />
dem Rand- und Kernbereich 10 K. Ein Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min führte<br />
erwartungsgemäß zu zunehmenden Temperaturgradienten im Bauteil. Die Temperaturunterschiede<br />
zwischen dem Rand- und Kernbereich erreichten bis zu 35 K. Dies<br />
kann erhebliche Verzüge und Spannungen im Lotverbund hervorrufen, welche die<br />
Lebensdauer des Werkzeuges beschränken.<br />
ΔT= 35 K<br />
ΔT= 10 K<br />
T[K]<br />
T[K]<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Abb. 6.1:<br />
Temperaturverteilung im oberen Bauteil [X20Cr13]<br />
Die eingebrachten Kühlkanäle im unteren Bauteil bewirken eine ungleichmäßige<br />
Erwärmung bzw. Abkühlung. Weiterhin belege die Simulation, dass die Temperaturgradienten<br />
umso größer sind, je dicker die zu lötenden Werkstückquerschnitte sind.<br />
Bei einer Abkühlrate von 35 K/min bildeten sich Temperaturunterschiede von 5 K im<br />
unteren Bauteil aus. Diese betrugen 25 K bei einer Abkühlrate von 100 K/min. In<br />
Abb. 6.2 wird der Einfluss der Abkühlrate auf das Abkühlverhalten des unteren<br />
Bauteils dargestellt.<br />
34
ΔT= 25 K<br />
ΔT= 5 K<br />
T[K]<br />
T[K]<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Abb. 6.2: Temperaturverteilung im unteren Bauteil [X20Cr13]<br />
Die Untersuchungen zum Einfluss der Abkühlrate auf den Lötverbund ergaben, dass<br />
durch die Erhöhung der Abkühlrate größere Temperaturdifferenzen im Bauteil<br />
entstehen.<br />
6.3 Ermittlung der Spannungsverteilung und Spannungsverläufe<br />
Bei 600 K wurden die Spannungsverteilungen für zwei verschiedene Abkühlkurven<br />
ermittelt. Abb. 6.3 beinhaltet die berechneten Spannungskomponenten<br />
σ<br />
xx<br />
im oberen<br />
Bauteil. Rechts sind die mit einer Abkühlrate von 35 K/min berechneten Spannungskomponenten<br />
in x-Richtung dargestellt. Die Spannungsverteilung ergab, dass<br />
während der Abkühlphase Zugeigenspannungen entstanden sind. Diese betrugen 49<br />
MPa an der Kontaktoberfläche. Bei einer Abkühlrate von 100 K/min war die Spannungsintensität<br />
im Kontaktbereich deutlich höher als bei einer Abkühlrate von<br />
35 K/min (linkes Bild).<br />
Am Ende des ersten Lötzyklus (Abkühlrate = 35 K/min) blieben Restspannungen in<br />
Form von Zugspannungen im Bauteil. Die Zugeigenspannungen traten infolge der<br />
unterschiedlichen thermischen Kontraktion von Stahl und Lotwerkstoff auf. Die<br />
Beträge dieser Spannungen sind von der Abkühlrate abhängig. Je höher die<br />
Abkühlrate ist, umso höher ist der Spannungszustand im Lötverbund.<br />
35
σ XX<br />
[ MPa ]<br />
σ XX<br />
[ MPa<br />
]<br />
-164<br />
-129<br />
-93<br />
-164<br />
-129<br />
-93<br />
-57<br />
-22<br />
-57<br />
-22<br />
x<br />
y<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
13<br />
49<br />
84<br />
120<br />
x<br />
y<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
13<br />
49<br />
84<br />
120<br />
1500<br />
1200<br />
Temperatur [K]<br />
900<br />
600<br />
600 [K]<br />
300<br />
0<br />
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000<br />
Time[s]<br />
Abb. 6.3: Spannungsverteilung in x-Richtung im oberen Bauteil (X20Cr13)<br />
Auch im unteren Bauteil traten lediglich Zugeigenspannungen auf. Die Beträge der<br />
berechneten Zugeigenspannungen waren geringer als die im oberen Bauteil. In der<br />
Abkühlphase und bei Erreichen einer Temperatur von 600 K bildeten sich Zugeigenspannungen<br />
von 29 MPa im unteren Bauteil aus (Abb. 6.5). Die Spannungsverteilung<br />
belegt, dass ein Erhöhen der Abkühlrate von 35 K/min auf 100 K/min erwartungsgemäß<br />
zu einer größeren Spannungsintensität im Kontaktbereich führt.<br />
σ XX<br />
[ MPa<br />
]<br />
-124<br />
-90<br />
σ XX<br />
[ MPa<br />
]<br />
-124<br />
-90<br />
-73<br />
-73<br />
-48<br />
-22<br />
-48<br />
-22<br />
3<br />
29<br />
3<br />
29<br />
x<br />
y<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
54<br />
80<br />
x<br />
y<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
54<br />
80<br />
Abb. 6.4: Spannungsverteilung im unteren Bauteil (X20Cr13)<br />
36
Die Spannungsverläufe im Lötverbund verdeutlichen, dass während der Aufheizphase<br />
geringere Spannungen im Grund- und Lotwerkstoff aufgetreten sind. In Abb. 6.5<br />
sind in ausgewählten Knoten des oberen Bauteils die berechneten Spannungsverläufe<br />
dargestellt. Der Spannungsverlauf im oberen Bauteil weist Zugspannungen<br />
während des Aufheizens aus.<br />
X20Cr13<br />
Abb. 6.5: Untersuchter Bereich im oberen Bauteil<br />
Diese Zugspannungen können einen Wert von bis zu 7,4 MPa erreichen, sie werden<br />
nach einem Durchwärmen des Bauteils bzw. nach einer Homogenisierung der<br />
Temperaturverteilung im Bauteil abgebaut.<br />
Beim Abkühlen auf Raumtemperatur und auf Grund der verschiedenen physikalischen<br />
Eigenschaften der gefügten Komponenten, insbesondere deren unterschiedliche<br />
thermische Ausdehnungskoeffizienten, sind komplizierte, inhomogene Spannungszustände<br />
im Bauteil entstanden, die zum Verzug des Bauteils und zu Rissen<br />
führen können. Bei einer Abkühlrate von 35 K/min bildeten sich im oberen Bauteil<br />
Zugspannungen, die ein Maximum von 21,6 MPa in y-Richtung erreicht haben. Ein<br />
Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min führte zur Steigerung der Spannungszustände<br />
im Bauteil. Die maximale Spannungskomponente in y-Richtung betrug 85 MPa.<br />
Das kfz-Austenitgitter wandelte sich in das krz-Gitter des Martensits um. Die<br />
maximalen Zugeigenspannungen wurden auf Grund eines Volumensprunges zu<br />
Druckspannungen.<br />
Am Ende des Lötzyklus wurde ein Gleichgewicht zwischen den thermischen<br />
Spannungen und den Umwandlungsspannungen erzielt und es verblieben schließlich<br />
Restspannungen in Form von Zugspannungen. Diese Spannungen beeinflussen die<br />
37
mechanischen Werkstoffeigenschaften des Bauteils negativ und können letztendlich<br />
zum Versagen des Lötverbundes führen.<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Spannung[MPa]<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
-100<br />
0 300 600 900 1200 1500<br />
Ms = 573 K<br />
Aufheizen<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Spannung [MPa]<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
-100<br />
0 300 600 900 1200 1500<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abb. 6.6: Spannungsverlauf im oberen Bauteil (X20Cr 13) bei verschiedenen Abkühlraten<br />
38
Beim Abschrecken des erwärmten Bauteils trat zwischen der rascher abkühlenden<br />
Oberfläche und dem mittleren Bereich ein Temperaturunterschied auf, der zu<br />
Zugeigenspannungen im Bauteil führte. Ein Überschreiten dieser Spannungen führte<br />
zur Entstehung von Rissen im Bauteil.<br />
Im unteren Bauteil weisen die Spannungskurven ein ähnliches Profil wie beim oberen<br />
Bauteil auf. Während der Aufheizphase entstanden kaum Spannungen. Die Spannungsverläufe<br />
in einem ausgewählten Punkt des unteren Bauteils werden in Abb. 6.7<br />
dargestellt.<br />
z<br />
X20Cr13<br />
x<br />
Abb. 6.7: Untersuchter Bereich im unteren Bauteil (X20Cr 13)<br />
Bei einem Lötzyklus mit einer Abkühlrate von 35 K/min entstanden während des<br />
Abkühlens Druckspannungen im Bauteil. Ein Erhöhen der Abkühlrate auf 100 K/min<br />
bewirkte in Folge höherer Temperaturgradienten die Entstehung von Zugspannungen.<br />
Diese erreichten einen Wert von 23,14 MPa in y-Richtung. Auf Grund der<br />
Martensitbildung und in einer ähnlichen Weise wie beim oberen Bauteil kehrten sich<br />
die Zugspannungen in Druckspannungen um. Nach einem Gleichgewicht zwischen<br />
den Umwandlungs- und thermisch induzierten Eigenspannungen verblieben<br />
Restspannungen von 12,9 MPa.<br />
39
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Spannung [MPa]<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
-10<br />
-20<br />
-30<br />
-40<br />
-50<br />
0 200 400 600 800 1000 1200 1400<br />
Ms = 573 K<br />
Aufheizen<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Spannung[MPa]<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
-10<br />
-20<br />
-30<br />
-40<br />
-50<br />
0 200 400 600 800 1000 1200 1400<br />
Temperatur [K]<br />
Aufheizen<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abb. 6.8: Spannungsverlauf im unteren Bauteil (X20Cr 13) bei verschiedenen Abkühlraten<br />
Die Methode der Finiten Elemente bietet auch die Möglichkeit, die Spannungsspitzen<br />
im Grundwerkstoff in verschiedenen Bereichen zu ermitteln. In Abb. 6.9 erfolgt eine<br />
graphische Darstellung der Spannungsverteilung entlang eines Pfades (Weg). Die<br />
örtlichen Spannungsmaxima betrugen 2,5 MPa bei einer Abkühlrate von 35 K/min.<br />
40
Bei einer Abkühlrate von 100 K/min stiegen die maximalen Spannungen auf<br />
6,13 MPa.<br />
t = 10840 s<br />
X20Cr13<br />
Mart.-Aust.<br />
2.5 MPa<br />
6.13 MPa<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Abb. 6.9: Spannungsverteilung entlang eines Pfades im unteren Bauteil (X20Cr13)<br />
Der Spannungsverlauf im Lotwerkstoff lässt erkennen, dass während des Aufwärmens<br />
keine Spannungen im Lot entstanden sind. Die Lotfolie wurde homogen auf die<br />
Löttemperatur erwärmt. Die Oberflächenenergie des Lotwerkstoffs nahm mit<br />
zunehmender Temperatur ab, anschließend erfolgte eine spannungsfreie Benetzung<br />
des Grundwerkstoffes während der Haltezeit. In der Abkühlphase bildeten sich<br />
Druckspannungen im Lotwerkstoff. In Abb. 6.11 wird der Spannungsverlauf im<br />
Lotwerkstoff bei einem Temperatur-Zeit-Zyklus mit einer Abkühlrate von 35 K/min<br />
dargestellt. Dieser Spannungsverlauf lässt erkennen, dass im Lot Druckeigenspannungen<br />
während der Abkühlphase entstanden sind. Diese können bei einer Abkühlrate<br />
von 35K/min bis zu -280 MPa betragen. Ab einer bestimmten Temperatur zog<br />
sich das Lot zusammen und auf Grund der thermischen Ausdehnungskoeffizienten<br />
des Lot- und Grundwerkstoffs bildeten sich bei einer weiteren Abkühlung höhere<br />
Zugspannungen im Lot. Diese erreichten bis zu 119 MPa bei einer Abkühlrate von<br />
35 K/min.<br />
41
Lotwerkstoff<br />
x<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Spannung[MPa]<br />
300<br />
250<br />
200<br />
150<br />
100<br />
50<br />
0<br />
-50<br />
-100<br />
-150<br />
-200<br />
-250<br />
-300<br />
Aufheizen<br />
Abkühlen<br />
0 300 600 900 1200 1500<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
Spannung[MPa]<br />
300<br />
250<br />
200<br />
150<br />
100<br />
50<br />
0<br />
-50<br />
-100<br />
-150<br />
-200<br />
-250<br />
-300<br />
Aufheizen<br />
Abkühlen<br />
0 300 600 900 1200 1500<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abb. 6.10: Spannungsverlauf in der Lotschicht (L- Ni 2)<br />
42
6.4 Ermittlung der Verschiebungen im Bauteil<br />
In Abb. 6.11 sind die berechneten Verzüge in einem zylindrischen Koordinatensystem<br />
dargestellt. In der Aufheizphase dehnten sich die Bauteile in alle Richtungen<br />
aus. Die Ausdehnung des Bauteils in x- und z-Richtung während des Aufwärmens ist<br />
in Abb. 6.11 dargestellt. Die Auswertung der Bilder ergibt, dass die Ausdehnung zu<br />
Beginn der Aufwärmung 0,297 mm in x-Richtung und 0,128 mm in z-Richtung<br />
erreicht hat. Beim weiteren Erwärmen vergrößerte sich die Verschiebung und betrug<br />
0,8 mm in x-Richtung zum Zeitpunkt t = 9000 s und 0,339 mm in z-Richtung<br />
(X20Cr13).<br />
U xx max = 0.297 mm<br />
t = 3000 s<br />
U xx max = 0.838 mm<br />
t = 9000 s<br />
U zz max = 0.128 mm<br />
t = 3000 s<br />
U zz max = 0.339mm<br />
t = 9000 s<br />
Abb. 6.11: Verschiebungsverteilung im Bauteil (X20Cr13) während der Aufheizphase [x-<br />
Richtung (oben), z-Richtung (unten)]<br />
Während der Abkühlphase kehrten sich die Verschiebungen um. In Abb. 6.12 sind<br />
die Verschiebungen in x-Richtung dargestellt. Bei der Auswertung verdeutlichte sich,<br />
dass sich mit Erhöhung der Abkühlrate die Verformungsrate erhöht hat. In der<br />
Abkühlphase zog sich das Bauteil zusammen. Da die Bauteile über ein unterschiedli-<br />
43
ches Kontraktionsverhalten verfügen, entstanden infolge der Verformungsbehinderung<br />
Zugeigenspannungen im Bauteil.<br />
xx max 0.8 mm<br />
U xx max = 0.072 mm<br />
t t = = 10840 9000 s<br />
U xx max = 0.115 mm<br />
t = 11540 s<br />
Abkühlen Aufheizen<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
1500<br />
Abkühlen<br />
Abkühlrate = 35 K/min<br />
1200<br />
Temperatur [K]<br />
900<br />
600<br />
300<br />
0<br />
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000<br />
Time[s]<br />
Abb. 6.12: Verschiebungsverteilung im Bauteil während der Abkühlphase (X20Cr13)<br />
Abb. 6.13 stellt den zeitlichen Verlauf der Spannungen und der Verschiebung im<br />
oberen und unteren Bauteil dar. Die Ergebnisse werden für zwei Punkte im Randbereich<br />
ausgewertet. Es ist erkennbar, dass sich die Bauteile während des Aufheizens<br />
ausgedehnt haben. Die maximale Verschiebung in y-Richtung beträgt 0,597 mm im<br />
oberen Bauteil und 0,688 mm im unteren Bauteil (X20Cr13). In der Aufheizphase<br />
waren die Verformungen im unteren Bauteil größer als im oberen. Dabei spielt die<br />
Wandstärke eine entscheidende Rolle für die Temperaturverteilung und letztendlich<br />
für die Verzüge im Bauteil. Nach dem Löten schrumpften die zusammengefügten<br />
Bauteile. Während der Abkühlphase bildeten sich in Folge der unterschiedlichen<br />
Ausdehnungskoeffizienten und des Kontraktionsverhaltens der Lötkomponenten<br />
Zugeigenspannungen aus. Die Verschiebungen in x- und y-Richtung wurden<br />
abgebaut. Allerdings verblieben in Folge der plastischen Verformung Formänderungen<br />
im Bauteil, so dass die Verschiebung in x- und y-Richtung nicht vollständig<br />
abgebaut worden sind. Sie betrug 0,0127 mm in y-Richtung im oberen Bauteil und<br />
0,011 mm im unteren Bauteil.<br />
44
Verschiebung [mm]<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
-0.2<br />
Abkühlrate = 35K/min<br />
Verschiebung in der x- Richtung<br />
Verschiebung in der y- Richtung<br />
Spannung in der x- Richtung<br />
Spannung in der y- Richtung<br />
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
-10<br />
Spannung [MPa]<br />
-0.4<br />
-0.6<br />
-20<br />
-0.8<br />
Zeit [s]<br />
Unteres Bauteil<br />
-30<br />
Verschiebung [mm]<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
-0.2<br />
Abkühlrate = 35K/min<br />
Verschiebung in der x- Richtung<br />
Verschiebung in der y- Richtung<br />
Spannung in der x- Richtung<br />
Spannung in der y- Richtung<br />
0<br />
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000<br />
-10<br />
30<br />
20<br />
10<br />
Spannung [MPa]<br />
-0.4<br />
-0.6<br />
-20<br />
-0.8<br />
Zeit [s]<br />
Oberes Bauteil<br />
-30<br />
45
Abb. 6.13: Spannungs- und Verschiebungsverläufe im unteren Bauteil (rechts) und im<br />
oberen Bauteil (links) (X20Cr13)<br />
6.5 Einfluss der Kanalgeometrie<br />
Berechnungen mit einer Änderung der Geometrie bzw. Form der Kühlkanäle im<br />
unteren Bauteil ergaben abnehmende Beträge der maximalen Eigenspannungen im<br />
Grundwerkstoff. Eine Abrundung der scharfen Kanten der Kühlkanäle mit einem<br />
Radius r = 0. 5mm<br />
führte zu einer stärkeren Abnahme der Zugeigenspannungen. Bei<br />
einer Abkühlrate von 100 K/min entstanden Zugeigenspannungen von 7,6 MPa,<br />
weiterhin war die Spannungsverteilung inhomogen, was zu einer örtlichen Spannungskonzentration<br />
und schließlich zum Versagen führen kann. Abb. 6.14 lässt<br />
erkennen, dass eine Abrundung der scharfen Kanten einen Abbau der Zugspannungen<br />
bewirkt hat, außerdem wird deutlich, dass sich im Bauteil homogene Druckspannungen<br />
gebildet haben.<br />
46
X20Cr13<br />
- 11.6 MPa 7.6 MPa<br />
R = 0.5 mm<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
X20Cr13<br />
Mart.+ Aust.<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Sx = -11.6 MPa<br />
Sx = 7.6 MPa<br />
Abb. 6.14: Spannungsverteilung im unteren Bauteil (X20Cr13)<br />
Die Spannungsverläufe der berechneten Spannungskomponentenσ xx , σ<br />
yy , σ<br />
zz verdeutlichen,<br />
dass während der Aufheizphase geringere Spannungen aufgetreten sind.<br />
Diese Spannungen wurden bei jeder Haltezeit während des Aufheizvorganges<br />
abgebaut, da im Bauteil keine Temperaturgradienten vorhanden sind. Auf Grund der<br />
Temperaturunterschiede zwischen dem Rand- und Kernbereich beim Abkühlen und<br />
des unterschiedlichen Kontraktionsverhaltens aller Komponenten traten Zugeigen-<br />
47
spannungen auf. Diese Spannungen erreichten bei einer Geometrie ohne Abrundung<br />
der Kanäle und mit einer Abkühlrate von 100 K/min ein Maximum von 28,6 MPa. In<br />
Abb. 6.15 wird dargestellt, dass die Abrundung der scharfen Kanten der Kühlkanäle<br />
zu einer Reduzierung der maximalen Zugeigenspannungen im Bauteil führen.<br />
Darüber hinaus kehrten sich die Zugspannungen nach der Martensitbildung in<br />
Druckspannungen um. Schließlich blieben Restspannungen von -4.8 MPa in y-<br />
Richtung im unteren Bauteil erhalten.<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Spannung [MPa]<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
-10<br />
-20<br />
-30<br />
-40<br />
-50<br />
0 300 600 900 1200 1500<br />
Temperatur [K]<br />
Abkühlen<br />
Aufheizen<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abrundung<br />
X20Cr13<br />
(Mart.+Aust.)<br />
48
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Spannung [MPa]<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
-10<br />
-20<br />
-30<br />
-40<br />
-50<br />
0 200 400 600 800 1000 1200 1400<br />
Ms = 573 K<br />
Aufheizen<br />
Temperatur [K]<br />
Sxx Syy Szz<br />
Abb. 6.15: Spannungsverlauf im unteren Bauteil (X20Cr13)<br />
49
7 Demonstratorfertigung<br />
7.1 Verfahrensschritte<br />
Für die Verifizierung des Modells und zur Demonstration wurden Einzelteile mittels<br />
im Werkzeugbau vorhandenen Standardverfahren (Drehen, Fräsen, Schleifen, etc.)<br />
angefertigt. Die Geometrien der Demonstratoreinzelteile sind identisch mit denen des<br />
Simulationsmodells, ebenso kamen beide aufgeführten Stahlwerkstoffe zum Einsatz.<br />
Die Fertigung der Einzelteile erfolgte an der Forschungsstelle. Anschließend wurden<br />
die Teile einem Spannungsarmglühen unterzogen. Dabei wurden beide Chargen<br />
(getrennt nach Werkstoffen) komplett bei einem Unternehmen geglüht. Nach der<br />
Wärmebehandlung wurden die Einzelteile in der Forschungsstelle mit bereitgestelltem<br />
Lot komplettiert und den Teilnehmern des projektbegleitenden Ausschusses zum<br />
Löten übergeben. Während des Lötens wurden die Temperaturen im Bauteil<br />
aufgezeichnet. Je nach Anzahl der verfügbaren Sensoren konnte aus den Ergebnissen<br />
ein Temperaturprofil erstellt werden. Nach dem Löten erfolgte für alle gelöteten<br />
Teile eine Ultraschallprüfung der Fügezone.<br />
7.2 Temperaturmessungen<br />
Um die Bauteiltemperatur während des Lötprozesses aufzuzeichnen, sind Sensoren<br />
an verschiedenen Positionen im Bauteil höhenversetzt und tiefenversetzt positioniert<br />
worden. Dafür wurden zusätzlich Bohrungen mit einem Durchmesser von 1,7 mm an<br />
den Einzelteilen angebracht.<br />
1200<br />
100<br />
1000<br />
80<br />
60<br />
Temperatur [°C]<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
Pos.1.1<br />
Pos.1.4<br />
[Pos.1.4 - Pos.1.1]<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
-200<br />
-100<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000<br />
Zeit [s]<br />
50
Pos.1.1<br />
Pos.1.4<br />
Mart.-Stahl<br />
Abb. 7.1: Temperaturmessung X20Cr 13<br />
Die von den Sensoren während des Lötprozesses aufgezeichneten Temperaturen<br />
sind exemplarisch in den folgenden Abbildungen dargestellt. Bei dem X20Cr 13<br />
entstehen während des Aufheizens Temperaturdifferenzen im Bauteil von bis zu<br />
74,8 K. Der Grund dafür liegt darin, dass das Aufwärmen von Bauteilen mit komplexen<br />
Innengeometrien inhomogen verläuft.<br />
In Abb. 7.2 sind weitere Ergebnisse für den Stahl X20Cr13 dargestellt. Die Temperaturdifferenzen<br />
zwischen dem oberen und dem unteren Bauteil betrugen maximal<br />
108 K bei der Abkühlung und bis 60 K bei der Erwärmung. Abb. 7.2 verdeutlicht,<br />
dass das Erwärmen bzw. das Abkühlen des unteren Bauteils auf Grund der unterschiedlichen<br />
Geometrien (Wanddicken) schneller als beim oberen Bauteil verlaufen<br />
ist. Weiterhin wurden wieder Temperaturdifferenzen beim Abkühlen im oberen<br />
Bauteil gemessen. Die aufgezeichneten Temperaturen an den Messorten B3 und B4<br />
belegen, dass Temperaturdifferenzen in Höhe von 76 K entstanden sind. Diese<br />
ungleichmäßige Erwärmung führte zur Ausbildung höherer Temperaturgradienten,<br />
die eine Formänderung bewirken.<br />
51
Temperatur [°C]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
Heizung<br />
Pos.B1<br />
Pos.B2<br />
Pos.B3<br />
Pos.B4<br />
Pos.B5<br />
200<br />
0<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000<br />
Zeit [s]<br />
CrNi X20Cr -Stahl 13<br />
Thermoelementposition<br />
Abb. 7.2: Temperaturmessung X20Cr13<br />
Die Diagramme belegen, dass während des Lötzyklus größere Temperaturdifferenzen<br />
zwischen dem unteren und dem oberen Bauteil entstanden sind. Diese erreichten<br />
beim Erwärmen bis zu 95 K. Während des Abkühlens sind die Temperaturunterschiede<br />
zwischen dem unteren und dem oberen Bauteil größer geworden. Dabei<br />
waren Temperaturdifferenzen von 180 K vorhanden. Diese können zu thermisch<br />
induzierten Maß- und Formänderungen im Werkstück und zu höheren Zugeigenspannungen<br />
führen, die ein Versagen des Werkstoffs bewirken können.<br />
52
Temperatur [°C]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
Soll Heizung<br />
Messstelle2<br />
Messstelle1<br />
Messstelle3<br />
Messstelle4<br />
Messstelle Un.<br />
Mart.Stahl<br />
200<br />
Messstelle- unten<br />
0<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000<br />
Zeit [s]<br />
Abb. 7.3: Temperaturmessungen X20Cr13<br />
Mit dem X5CrNi18-10 wurden ebenfalls Experimente zur Bestimmung der Temperaturen<br />
im Bauteil durchgeführt (Abb. 7.2). Ebenso wie beim X20Cr13 entstehen bei<br />
einem X5CrNi18-10 größere Temperaturdifferenzen. Die größten Temperaturunterschiede<br />
betrugen 60,2 K.<br />
1200<br />
100<br />
80<br />
1000<br />
60<br />
Temperatur [°C]<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
Pos.2.1<br />
Pos.2.4<br />
[Pos.2.4 - Pos.2.1]<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
-80<br />
0<br />
-100<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000<br />
Zeit [s]<br />
53
Pos.2.1<br />
Pos.2.4<br />
CrNi-Stahl<br />
Abb. 7.4: Temperaturmessungen X5CrNi18-10<br />
Die experimentellen Messungen der Temperatur belegen, dass während des<br />
Hochtemperaturlötens von Bauteilen mit komplexen Innengeometrien größere<br />
Temperaturunterschiede in den zusammengefügten Komponenten entstehen. Die<br />
Bauteile werden von außen durch Strahlung und von innen durch Wärmeleitung<br />
erwärmt. An den Kühlkanälen können Konvektionseffekte auftreten. Diese bewirken<br />
örtliche Überhitzungen und führen anschließend zu einer inhomogenen Erwärmung<br />
bzw. Abkühlung des Bauteils. Darüber hinaus hat die Wandstärke bzw. die Geometrie<br />
der gelöteten Komponenten einen entscheidenden Einfluss auf die Temperaturverteilung<br />
und damit auf die Spannungszustände im Lötverbund. Beim Löten von<br />
Werkstoffen mit komplexen Innengeometrien können thermische Spannungen in der<br />
Abkühl- bzw. Aufheizphase auftreten, die zum Versagen des Bauteils führen.<br />
Um die Ergebnisse der Simulation zu überprüfen, wurden Experimente mit<br />
vorgegebenen Temperaturzyklen durchgeführt. Der Vergleich zwischen den<br />
errechneten und experimentell ermittelten Temperaturabweichungen ist für zwei<br />
definierte Punkte in Abb. 7.6 dargestellt. Die Daten wurden bei einem Bauteil aus<br />
X5CrNi18-10 an der Oberfläche gemessen. Bei den Auswertungen wurde ein<br />
maximaler Temperaturunterschied von 20 K zwischen der Simulation und dem<br />
Experiment an der Position B3 während der Abkühlphase festgestellt.<br />
54
T [K]<br />
1400<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
0 4000 8000 12000 16000 20000 24000<br />
t [s]<br />
Tsim [K] Texp [K] Tsim - Texp [K]<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
-100<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
Abb. 7.5: Temperaturverlauf X5CrNi18-10<br />
T [K]<br />
1400<br />
1200<br />
100<br />
80<br />
60<br />
1000<br />
40<br />
800<br />
20<br />
0<br />
600<br />
-20<br />
400<br />
-40<br />
200<br />
-60<br />
-80<br />
0<br />
-100<br />
21500 22000 22500 23000 23500 24000<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
t [s]<br />
Tsim [K] Texp [K] Tsim - Texp [K]<br />
Abb. 7.6: Temperverlauf (Detail von Abb. 7.5) X5CrNi18-10<br />
55
7.3 Messung der Verschiebung<br />
Während des Abkühlens ändert sich die Gitterstruktur des Grundwerkstoffs. Das kfz-<br />
Austenitgitter wandelt sich diffusionslos in das krz-Gitter des Martensits um. Die<br />
Umwandlung ist mit komplizierten Scher- und Verformungsvorgängen verbunden<br />
[Sch04]. Nach der Umwandlung bleibt der Kohlenstoff im krz-Gitter des Martensits<br />
zwangsgelöst. Er verursacht eine Verzerrung des krz-Gitters in z-Richtung. Die<br />
Martensitbildung bewirkt eine Volumenänderung im Bauteil. Sie ist eine Ursache der<br />
plastischen Verformung, da die Dichte des Martensits (7,68 g/cm 3 ) bei Raumtemperatur<br />
kleiner als die Dichte des Austenits (7,80 g/cm 3 ) ist (Sys08).<br />
Daher wurden die Verformung der Bauteile experimentell ermittelt und mit den<br />
Simulationsergebnissen verglichen. Die Messungen der Verschiebungen in z-<br />
Richtung erfolgte mit Hilfe eines Messtasters. Für die Bestimmung der Verschiebungen<br />
wurde ein Kreis mit einem Durchmesser von 110 mm auf der Oberfläche als<br />
Messweg ausgewählt [Abb. 7.7]. Entlang dieses Messweges wurden Verschiebungen<br />
für acht Punkte ausgewertet. Die Messungen ergaben, dass nach dem Löten die<br />
Bauteile aus X20Cr13 in z-Richtung verformt waren.<br />
Die Ergebnisse verdeutlichen, dass alle Proben aus X20Cr13 am Ende des Lötzyklus<br />
verformt waren. Die maximalen Werte der Verschiebungen sind in Abb. 7.8 dargestellt.<br />
Durch das Einbringen von unsymmetrischen, temperierten Kanälen im Bauteil<br />
bildeten sich während des Lötzyklus unterschiedliche Temperaturgradienten aus.<br />
Diese führten zu inhomogenen thermischen Verformungen. Während der Abkühlphase<br />
wurden sie durch das unterschiedliche Kontraktionsverhalten behindert,<br />
dadurch entstanden höhere inhomogene Spannungszustände, die nach Überschreiten<br />
der Fließgrenze zum Versagen führen können.<br />
4<br />
5<br />
6<br />
3<br />
7<br />
2<br />
10 mm<br />
1<br />
8<br />
Abb. 7.7: Messtaster für die Ermittlung der Verzüge in z-Richtung<br />
56
Probe 1: 1.4201<br />
120<br />
100<br />
dz[µm]<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9<br />
Punkte<br />
Probe 2: 1.4201<br />
120<br />
100<br />
dz[µm]<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9<br />
Punkte<br />
Probe 3: 1.4201<br />
dz[µm]<br />
160<br />
140<br />
120<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9<br />
Punkte<br />
Abb. 7.8: Messung der Verformung in z-Richtung<br />
57
Bei dem Bauteil aus X5CrNi18-10 wurde durch die Simulation und die experimentellen<br />
Untersuchungen eine Volumenverkleinerung festgestellt.<br />
Die Simulation belegt, dass das Bauteil sich nach dem Löten in die negative z-<br />
Richtung verzieht. Die maximalen Verschiebungen zeigten sich an der Oberfläche<br />
(Abb.7.9 und Abb.7.10).<br />
25.500<br />
Probe 4: 1.4301<br />
300<br />
Uz [mm]<br />
25.200<br />
24.900<br />
24.600<br />
24.300<br />
200<br />
100<br />
0<br />
-100<br />
-200<br />
Differenz [µm]<br />
24.000<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9<br />
Punkte<br />
Vor dem Löten Nach dem Löten Differenz[µm]<br />
-300<br />
Abb. 7.9: Messung der Verschiebung in z-Richtung bei dem Bauteil aus X5CrNi18-10<br />
Abb. 7.10: Verschiebung in z-Richtung im Bauteil aus X5CrNi18-10<br />
58
7.4 Ultraschallprüfungen<br />
Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurden Ultraschallprüfungen der Lötverbindung<br />
für unterschiedliche Proben durchgeführt. Die Ergebnisse verdeutlichen,<br />
dass nach dem Löten bei einer Probe eine flächige Fehlstelle in der Fügezone<br />
aufgetreten ist. Abb. 7.11. beinhaltet das Ergebnis der Ultraschallprüfung für die<br />
fehlerhafte Fügeverbindung (gelbe Pfeile) sowie einer i. O. Probe.<br />
Abb. 7.11: Ergebnisse der Ultraschallprüfung für (links, Werkstoff 1.4301) rechts: Werkstoff<br />
1.4021)<br />
Zur Untersuchung des Fehlers wurde das Bauteil (1.4301) entlang der Ebene AB<br />
geschnitten. In Abb. 7.12 ist ersichtlich, dass kein Zusatzwerkstoff im Spalt vorhanden<br />
ist. Das flüssige Lot wurde in die Kühlkanäle hineingetrieben. Eine mögliche<br />
Erklärung ist, dass die Temperatur im mittleren Bereich am Anfang der Abkühlphase<br />
immer noch im Bereich der Löttemperatur gelegen hat. Auf Grund des Temperaturgradienten<br />
treten auch während der Abkühlphase Spannungen auf. Im Kontaktbereich<br />
zwischen Lotschicht und Einzelteil treten Zugeigenspannungen von 33 MPa bei<br />
einer Oberflächentemperatur von 400° K auf. Darüber hinaus sind lokale Spannungsspitzen<br />
von 100 MPa im Bauteil entstanden. Diese führen zu lokalen plastischen<br />
Deformationen bzw. Mikrorissen.<br />
59
B<br />
A<br />
Ultraschall-<br />
CrNi-Stahl<br />
Schnitt-AB<br />
Abb. 7.12: Fügezone<br />
In Abb. 7.13 werden die Spannungs- und Temperaturverteilung im unteren Bauteil<br />
während der Abkühlphase bei 400 K dargestellt.<br />
ΔT= 7 K<br />
X5CrNi18-10<br />
T[K]<br />
400<br />
401<br />
402<br />
403<br />
404<br />
405<br />
406<br />
407<br />
408<br />
σ XX<br />
[ MPa<br />
]<br />
-130<br />
-103<br />
- 69<br />
- 35<br />
-1.3<br />
33<br />
67<br />
100<br />
Abb 7.13: Spannungs- und Temperaturverteilung im unteren Bauteil<br />
60
8 Charakterisierung der Fügezone<br />
8.1 Lichtmikroskopie<br />
Die durchgeführten Ultraschallprüfungen wiesen darauf hin, dass bei einem gelöteten<br />
Bauteil (1.4301) im mittleren Bereich Hohlräume nach dem Löten vorhanden sind.<br />
Zur Analyse dieser Fehlstellen wurde das Bauteil vertikal getrennt. Wie in<br />
Abb. 8.1 enthalten, sind Fehlstellen in der Lötverbindung zu erkennen. Um die<br />
Fügezone im Lotbereich zu analysieren, wurden ausgewählte Proben des Bauteils<br />
mit Hilfe eines Lichtmikroskops untersucht.<br />
3 2 1<br />
3<br />
2<br />
4<br />
1<br />
CrNi-Stahl<br />
Abb. 8.1: Probenzuordnung nach dem Trennen<br />
Bereits bei der Probenvorbereitung war die Probe im ersten Bereich (1) ohne äußere<br />
Krafteinwirkung zu trennen.<br />
Bei dem eingesetzten Lotwerkstoff (L-Ni 2) sind Metalloide wie Bor, Phosphor und<br />
Silizium, welche die Liquidustemperatur der Nickel-Chrom-Matrix herabsetzen,<br />
verwendet worden; damit wurden Löttemperaturen zwischen 1000°C und 1200°C<br />
realisierbar [Bus92]. Ein großer Nachteil dieser Metalloide ist die Bildung von<br />
Hartstoffteilchen in der Lötfuge. Die Bildung dieser Hartphasen entsteht durch eine<br />
schlechte Durchmischung der aus dem Grund- und Lotwerkstoff diffundierten<br />
Elementen [Bus92]. Diese Phasen sind inhomogen, hart, spröde und nicht verformbar.<br />
Die Verteilung dieser Phasen in der Lötnaht führt bei dynamischen Beanspruchungen<br />
zur Abnahme der Verbindungsfestigkeit und letztendlich zum Versagen<br />
[Wie01]. Die Hartphasen treten als durchgängiges Band in der Lötnaht auf.<br />
61
In Abb. 8.2 wird eine Lötverbindung zwischen einem Warmarbeitsstahl und einem<br />
boridisch-silizidischen Lot dargestellt.<br />
Abb. 8.2: Warmarbeitsstahl gelötet mit einem boridisch-silizidischen Lot<br />
[Wie01]<br />
Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurden Untersuchungen der Lötverbindung<br />
mittels Lichtmikroskopie durchgeführt. Die Ergebnisse haben belegt, dass in der<br />
Lötnahtmitte der Proben Hartstoffteilchen vorliegen. In Abb. 8.3 sind die Aufnahmen<br />
des dritten Bereichs dargestellt.<br />
LNi-2<br />
CrNi-Stahl(1.4301)<br />
LNi-2<br />
CrNi-Stahl(1.4301)<br />
Abb. 8.3: Lötnahtgefüge, Lot: L-Ni 2, Löttemperatur 1050°C/30min<br />
62
Die Anwendung des Nickelbasislots (7%Cr; 4.5%Si; 3.1%B; 3%Fe;
Verbindung und letztendlich zum Versagen der Verbindung. Weitere Untersuchungen<br />
mittels Lichtmikroskopie verdeutlichten, dass die Trennung der Lötverbindung<br />
erwartungsgemäß entlang des Sprödphasenbandes aufgetreten ist, Abb. 8.6.<br />
LNi-2<br />
CrNi-Stahl<br />
Abb. 8.6: Mikroskopische Aufnahme der Lötverbindung (Bereich 1)<br />
8.2 Röntgenspektroskopie<br />
Die EDX-Analyse wurde in verschiedenen Punkten durchgeführt. An der Position 1<br />
ist eine deutliche Anreicherung des Elements Cr zu erkennen. Eine quantitative<br />
Analyse des Elementes Bor war nicht möglich. Die Messungen an den Positionen 2<br />
und 3 wiesen ein deutliches Nickelsignal auf. Weiterhin war die Konzentration des<br />
Elements Silizium an der Position 2 größerer als an den Positionen 1 und 3.<br />
CrNi-Stahl<br />
1<br />
2<br />
LNi-2<br />
3<br />
CrNi-Stahl<br />
Abb. 8.7: EDX-Analyse an den markierten Punkten<br />
64
a) EDX-Spektrum der Position 1<br />
5000<br />
CrKα<br />
4000<br />
Intensität<br />
3000<br />
2000<br />
NiLβ<br />
NiLα<br />
FeLβ<br />
FeLα<br />
FeKα<br />
1000<br />
MnLβ<br />
MnKα<br />
MnLα<br />
SiKβ<br />
CrKβ<br />
NiKα<br />
CrLβ<br />
SiKα<br />
FeKβ<br />
CrLα<br />
MnKβ<br />
NiKβ<br />
0<br />
0 5 10<br />
b) EDX-Spektrum der Position 2<br />
Energie<br />
keV<br />
3000<br />
NiKα<br />
2500<br />
Intensität<br />
2000<br />
1500<br />
NiLα<br />
FeLα<br />
MnLα<br />
SiKα<br />
1000<br />
500<br />
0<br />
CrLβ<br />
CrLα<br />
NiLβ<br />
FeLβ<br />
MnLβ<br />
SiKβ<br />
FeKα<br />
MnKα<br />
CrKα<br />
MnKβ<br />
CrKβ<br />
FeKβ<br />
NiKβ<br />
0 5 10<br />
c) EDX-Spektrum der Position 3<br />
Energie<br />
keV<br />
3500<br />
3000<br />
Intensität<br />
2500<br />
2000<br />
1500<br />
NiLβ<br />
NiLα<br />
FeLα<br />
MnLα<br />
NiKα<br />
1000<br />
500<br />
0<br />
CrLβ<br />
CrLα<br />
FeLβ<br />
MnLβ<br />
SiKβ<br />
SiKα<br />
CrKα<br />
MnKα<br />
CrKβ<br />
FeKα<br />
MnKβ<br />
FeKβ<br />
NiKβ<br />
0 5 10<br />
Energie<br />
keV<br />
65
Es wurden zusätzlich Punktanalysen (WDX Analysen) durchgeführt, um die Elemente<br />
innerhalb der Fügezone zu bestimmen. Diese Analysen gaben Aufschluss über die<br />
Verteilung der boridischen und silizidischen Phasen sowie auch die Verteilung<br />
anderer Elemente in der Lötverbindung. Da das EDX-Verfahren für Atome mit<br />
niedriger Ordnungszahl nur geringe Genauigkeiten ermöglichen, wurde die WDX-<br />
Analyse gewählt, um Rückschlüsse über das Element Bor in der Probe zu erhalten.<br />
CrNi-Stahl<br />
Riss<br />
P 1<br />
P 3 P 2<br />
LNi-2<br />
CrNi-Stahl<br />
BSE-Bild<br />
Abb. 8.8: Punktanalyse an drei Punkten<br />
Die Ergebnisse der WDX-Analyse sind in Abb. 8.8 dargestellt. In den Punkten P1, P2<br />
und P3 ist zu sehen, dass sich Chromboride von der Art CrB in der Lötverbindung<br />
ausgebildet haben. Diese Phasen sind hart und spröde und führen zur Abnahme der<br />
Verbindungsfestigkeit und letztendlich zur Werkstofftrennung [Bus92]. In Abb. 8.9 ist<br />
die Verteilung der Elemente Bor (links) und Chrom (rechts) dargestellt. In der Tabelle<br />
wurde der Anteil eines jeden Elementes zusammengefasst.<br />
Weitere WDX-Analysen wurden für das Element Silizium durchgeführt. Die Messungen<br />
belegen, dass Silizide in der Lötverbindung vorhanden sind. In Abbildung 8.10 ist<br />
die Verteilung des Siliziums dargestellt, es liegt konzentriert in der Lötnahtmitte vor.<br />
Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass bei dem eingesetzten Lot (L-<br />
Ni 2) Sprödphasen (Silizide und Boride) auftreten können. Diese Hartphasen haben<br />
einen negativen Einfluss auf die Lötverbindung.<br />
66
Bor<br />
Chrom<br />
P 3 P 1<br />
P 2<br />
At-%<br />
P 1<br />
P 2<br />
P 3<br />
B<br />
46,37%<br />
35,4<br />
37,99<br />
Si<br />
1,15<br />
0,00<br />
0,01<br />
Cr<br />
43,08<br />
56,25<br />
51,04<br />
Mn<br />
0,14<br />
0,11<br />
0,15<br />
Fe<br />
2,56<br />
3,49<br />
3,00<br />
Ni<br />
6,71<br />
4,74<br />
7,82<br />
Abb. 8.9: Chromboridverteilung in der Lötverbindung (WDX-Analyse)<br />
Silizide Silizium<br />
Silizide<br />
Abb. 8.10: Siliziumverteilung in der Lötnahtmitte<br />
67
9 Erstellen eines interaktiven Moduls<br />
Das Modellieren des Hochtemperaturlötens wurde mit dem kommerziellen FEM-<br />
Code Ansys [Version 10 bzw. 11] durchgeführt. Dieses zeichnet sich durch vielfältige<br />
Möglichkeiten der FEM-Simulation aus und ist weltweit anerkannt. Aus dem komplexen<br />
Umfang resultiert jedoch auch, dass umfassende Kenntnisse in der Bedienung<br />
und Erfahrung notwendig sind, um das Werkzeug „Ansys“ auch entsprechend nutzen<br />
zu können. Mit einem interaktiven Modul soll die Bedienung wesentlich vereinfacht<br />
werden. Dabei sollen die variablen Parameter wie Bauteilgeometrie, Werkstoffe und<br />
Temperatur-Zeit-Zyklen vom User abgefragt und verarbeitet werden. Alle weiteren<br />
notwendigen Eingaben sind, wissenschaftlich fundiert, als Ergebnis des Forschungsvorhabens<br />
festgelegt und im Modul hinterlegt. So wird beispielsweise die Berechnung<br />
entkoppelt, d.h. getrennt nach thermischer und mechanischer Analyse,<br />
durchgeführt.<br />
Das Modul besteht aus einem Abfragemodul, über das die Abfragen erfolgen, und<br />
einem Skriptgenerator, der alle notwendigen Daten zum automatischen Einlesen in<br />
Ansys aufbereitet. So wird jeweils für das Pre- und Post-Processing ein Skript<br />
erzeugt. In diesen Skripten sind Werkstoffdaten, Prozessparameter und Modellgeometrien<br />
sowie Pfade für die automatisierte Auswertung festgelegt.<br />
Das Abfragemodul besteht aus nur zwei Masken die im nachfolgenden abgebildet<br />
sind. In der ersten Eingabemaske werden Informationen über die Bauteile bzw. das<br />
Lot abgefragt. Es sind jeweils die Geometrien als SAT-File (ACIS-Standard) zu laden<br />
sowie die Werkstoffe zu definieren. Die Werkstoffe sind dabei aus einem Pull-Down-<br />
Menü auszuwählen. Für die im menü-enthaltenen Werkstoffe liegen alle notwendigen<br />
temperaturabhängigen Daten vor und sind im Skriptgenerator implementiert. Im Fall<br />
nicht enthaltener Werkstoffe besteht die Möglichkeit, die notwendigen Daten<br />
temperaturabhängig in eine Tabelle einzutragen. Die festzulegenden Werkstoffkennwerte<br />
F ( T i<br />
) während des Lötprozesses sind:<br />
• Wärmeleitfähigkeit<br />
• Dichte<br />
• E- Modul<br />
• Poissonszahl und Wärmeausdehnungskoeffizient<br />
• Spezifische Wärme<br />
• Ausdehnungskoeffizienten<br />
• Streckgrenze<br />
• Gesamte Dehnung sowie die plastische Dehnung<br />
68
Abb. 9.1:<br />
Eingabemaske 1 (Geometrie, und Werkstoffe)<br />
Weiterhin wird als Vorbereitung für die Generierung der zweiten Eingabemaske die<br />
Anzahl der Wertepaare des Temperatur-Zeit-Zyklus abgefragt. Nach Ausführen der<br />
ersten Eingabemaske wird die zweite Eingabemaske automatisch aktiviert [Abb. 9.2].<br />
In der zweiten Eingabemaske wird der Temperatur-Zeit-Zyklus des Lötprozesses<br />
definiert.<br />
Nach Festlegen der Werkstoffeigenschaften und Einstellen der thermischen Randbedingungen<br />
in der zweiten Eingabemaske kann der Anwender die Lösungsphase<br />
aktivieren und die Eingabemaske bzw. das Skript wird generiert und im Arbeitsverzeichnis<br />
gespeichert.<br />
Ist Ansys auf dem Rechner lokal verfügbar, so kann die Berechnung direkt gestartet<br />
werden. Die Berechnungen können beliebig im Batch-Betrieb durchgeführt werden,<br />
so dass diese im Hintergrund laufen. Verfügt das Unternehmen nicht über eine<br />
69
Ansys-Lizenz können die erzeugten Skripte an ein entsprechend ausgestattetes<br />
Rechenzentrum übergeben werden (Filetransfer, CD, etc.). Die erstellten Skripte sind<br />
dann nur einzulesen und die Berechnung zu starten.<br />
Abb. 9.2:<br />
Eingabemaske 2 (Temperatur-Zeit-Zyklus)<br />
Nach der Berechnung liegen Ergebnisdateien vor. Diese können wiederum automatisiert<br />
ausgewertet werden, beispielsweise können Listen mit Temperatur- oder<br />
Spannungswerten ausgegeben werden. Die Listenwerte können dann in Tabellenkalkulationsprogrammen<br />
wie Excel eingelesen und weiter verarbeitet werden, um die<br />
Bereiche der maximalen Werte zu bestimmen. Für einen ersten Überblick ist auch<br />
die Ausgabe von Diagrammen bzw. Modelldarstellung mit Spannungs- bzw.<br />
Temperaturverteilung (mit Zeit- oder Ortsbasis) sinnvoll. Eine detaillierte Auswertung<br />
einzelner Kontenpunkte ist jedoch automatisiert nicht möglich.<br />
70
10 Schlussfolgerungen<br />
10.1 Wissenschaftlich technologischer Nutzen<br />
Als wissenschaftlich-technisches Ergebnis liegt eine simulationsgestützte Beschreibung<br />
der resultierenden Eigenspannungen sowie der erzielbaren Form- und<br />
Lagetoleranzen in Folge des Hochtemperaturlötens vor. Im Gegensatz zu bisherigen<br />
Modellrechnungen wird der gesamte Lötzyklus (Aufheiz- und Abkühlzyklus) simuliert.<br />
Damit lassen sich die Eigenspannungen und die Verformungen im gesamten<br />
Lötprozess berechnen. Somit ist eine Optimierung der Konstruktion und der Prozessführung<br />
für spezielle konstruktive Anforderungen möglich. Hieraus wurden Konstruktions-<br />
und Verfahrensstrategien zum prozesssicheren Löten von temperierbaren<br />
Werkzeugen abgeleitet und kmU zur Verfügung gestellt.<br />
10.2 Wirtschaftlicher Nutzen, insbesondere für kmU<br />
Temperierbare Werkzeuge werden mittels CAD konstruiert und vorwiegend in<br />
kleinen und mittleren Lohnlötbetrieben gefertigt. Basierend auf den CAD Daten kann<br />
nun mittels einer FEM-Software der Fügeprozess und die Konstruktion iterativ<br />
optimiert werden, so dass Entwicklungszeit und Ausschuss minimiert werden. Eine<br />
umgehende Umsetzung der Ergebnisse in die Praxis wird durch eine Anwendungsorientierung<br />
(Demonstrator) der Untersuchungen gewährleistet. Durch die industrielle<br />
Nutzung der erarbeiteten Erkenntnisse können neue Anwendungsfelder erschlossen<br />
werden. Die wirtschaftlichen Vorteile des betrachteten Prozesses sind durch die<br />
integrierte Anlagentechnik bestimmt, in der das Fügen und Wärmebehandeln<br />
durchgeführt werden kann. Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten ist das Projekt<br />
auch insofern von Bedeutung, als optimierte Konstruktions- und Verfahrensstrategien<br />
zu vermindertem Ausschuss bzw. verminderter Nacharbeit und einer höheren<br />
Werkzeugstandzeit führen.<br />
10.3 Neuigkeitsgehalt<br />
Die Kopplung von CAD mit FEM ist erstmalig für das Hochtemperaturlöten zur<br />
kombinierten Optimierung von Bauteil- und Prozessdesign für kmU verfügbar. So ist<br />
es bereits anhand von Werkstoffdatenblättern möglich, die Dimensionierung und<br />
Gestaltung der Bauteile hinsichtlich des Fügeprozesses durchzuführen. Hieraus<br />
ergeben sich neue Gestaltungsmöglichkeiten, die zum Erschließen neuer Anwendungsgebiete<br />
genutzt werden können. Dieses wird insbesondere da der Fall sein, wo<br />
heute die Bauteilgröße durch die im Lötprozess entstehenden Eigenspannungen<br />
begrenzt ist. Durch das interaktive Modul wird es kmU ermöglicht, kommerzielle<br />
Software zu nutzen. Die Bedienung wird durch das Abfragen der notwendigen<br />
Eingaben erleichtert. Komplexe Werkstoffgesetze sowie die automatisierte Netzgenerierung,<br />
die beide im Forschungsvorhaben wissenschaftlich untersucht wurden,<br />
71
werden mit den im Modul hinterlegten Routinen, der kommerziellen Software<br />
übergeben.<br />
Neben den Anwendungen im Formwerkzeugbau können die Ergebnisse beispielsweise<br />
zum Löten von Heißkanalverteilern sowie Einspritzdüsen für Großdieselmotore<br />
genutzt werden.<br />
72
11 Zusammenfassung und Ausblick<br />
Das vorliegende Forschungsvorhaben umfasste die Modellbildung des Hochtemperaturlötens<br />
von temperierten Werkzeugen und die Entwicklung eines interaktiven<br />
Moduls zur vereinfachten Bedienung. Die Arbeiten dienen dazu, Spannungen,<br />
Verzüge und Temperaturfelder während des Lötprozesses zu berechnen. Die FEM-<br />
Methode ermöglicht die Untersuchung der während des Lötzyklus entstehenden<br />
Eigenspannungen unter Berücksichtigung unterschiedlicher Abkühlraten (Temperaturgradienten).<br />
Dadurch lässt sich zum einen der Temperatur-Zeit-Verlauf optimieren<br />
und zum anderen wird das Überschreiten der tolerierbaren Spannungen im Grundbzw.<br />
Lotwerkstoff während des Lötprozesses verhindert. Die Simulation mittels FEM-<br />
Methode ist nicht nur auf die untersuchten Demonstratorgeometrien beschränkt,<br />
sondern kann für unterschiedliche Geometrien mit verschiedenen Komplexitäten<br />
angewendet werden.<br />
Die Kopplung von CAD mit FEM wird erstmalig für das Hochtemperaturlöten zur<br />
kombinierten Optimierung von Bauteil- und Prozessdesign für kmU verfügbar. So ist<br />
es bereits anhand von Werkstoffdatenblättern möglich, die Dimensionierung und<br />
Gestaltung der Bauteile hinsichtlich des Fügeprozesses durchzuführen. Hieraus<br />
ergeben sich neue Gestaltungsmöglichkeiten, die zum Erschließen neuer Anwendungsgebiete<br />
genutzt werden können. Dieses wird insbesondere da der Fall sein, wo<br />
heute die Bauteilgröße durch die im Lötprozess entstehenden Eigenspannungen<br />
begrenzt ist. Neben den Anwendungen im Formwerkzeugbau können die Ergebnisse<br />
beispielsweise zum Löten von Heißkanalverteilern sowie Einspritzdüsen für Großdieselmotore<br />
genutzt werden.<br />
Aufbauend auf den Forschungsergebnissen wurde in diesem Zusammenhang eine<br />
interaktive Benutzeroberfläche für das Simulationsprogramm erstellt, die auch die<br />
kmU, die über kein Personal mit FEM-Kenntnissen verfügen, in die Lage versetzt,<br />
qualitative Berechnungen durchzuführen. Dadurch können konstruktive und fertigungstechnische<br />
Anpassungen beim kmU bewertet werden, die das Ergebnis des<br />
Fertigungsprozesses kostensparend positiv beeinflussen.<br />
Temperierbare Werkzeuge werden mittels CAD konstruiert und vorwiegend die<br />
Einzelteile in kmu gefertigt und von Lohnlötbetrieben mittels Hochtemperaturlöten<br />
gefügt. Basierend auf den bereits vorhandenen CAD-Daten kann mittels einer FEM-<br />
Software der Fügeprozess und die Konstruktion analysiert und iterativ optimiert<br />
werden, so dass Entwicklungszeit und Ausschuss minimiert werden. Durch die<br />
industrielle Nutzung der erarbeiteten Erkenntnisse können neue Anwendungsfelder<br />
erschlossen werden. Die wirtschaftlichen Vorteile des betrachteten Prozesses sind<br />
73
durch die integrierte Anlagentechnik bestimmt, in der das Fügen und Wärmebehandeln<br />
durchgeführt werden kann.<br />
Die während dieser Arbeit ermittelten Ergebnisse geben einen Einblick in die beim<br />
Löten auftretenden Eigenspannungen im Grund- und Lotwerkstoff. Darüber hinaus<br />
wurden experimentelle Untersuchungen der Temperaturverläufe im Bauteil zur<br />
Validierung des entwickelten Modells und zur Demonstration durchgeführt. Die<br />
Untersuchungen belegen, dass die Aufheizung bzw. die Abkühlung des Bauteils<br />
während des Lötprozesses inhomogen ist.<br />
Dies ist eine Bestätigung der Berechnungen, die ergaben, dass mit zunehmender<br />
Abkühlrate höhere Temperaturgradienten im Bauteil entstehen. Der Randbereich<br />
kühlte schneller ab als der Kernbereich. Die Temperaturunterschiede betrugen bis zu<br />
35 K. Dies kann erhebliche Verzüge und Spannungen im Lotverbund hervorrufen,<br />
welche die Lebensdauer des Werkzeuges beschränken.<br />
1600<br />
T[K]<br />
Temperatur [K]<br />
1400<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
10K/min<br />
30min<br />
30min<br />
30min<br />
Zyklus1_(Abkühlrate=35K/min)<br />
Zyklus2_(Abkühlrate=100K/min)<br />
0<br />
0 3000 6000 9000 12000<br />
T[K]<br />
Zeit [s]<br />
T[K]<br />
Abb. 11.1: Temperatur-Zeit-Zyklus<br />
Neben der Anpassung des Lötzyklus weist auch die Geometrie einen Einfluss auf die<br />
Spannungsentstehung auf. Es wurden Berechnungen auf der Grundlage von<br />
Geometrieanpassungen des Bauteils durchgeführt. Diese belegen, dass mit<br />
geringfügigen Anpassungen, die die Bauteilfunktion nicht beeinträchtigen, die<br />
Spannungen im Bauteil gezielt beeinflusst werden können. So wurden die scharfkantigen<br />
Übergänge der Kühlkanäle im unteren Bauteil abgerundet. Dieses Vorgehen<br />
resultiert in einer Abnahme der Spannungsspitzen.<br />
74
X20Cr13<br />
- 11.6 MPa 7.6 MPa<br />
R = 0.5 mm<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abkühlrate = 100 K/min<br />
Abb. 11.2: Einfluss der Geometrieänderung<br />
Die Finite-Elemente-Methode ist als Werkzeug der numerischen Simulation auch im<br />
industriellen Alltag eingeführt. Im Forschungsvorhaben wurden werkstoffseitig<br />
Gefüge mit Phasenumwandlungen wie Martensitbildung beim schnellen Abkühlen in<br />
Form von Werkstoffgesetzen implementiert. Für eine Vielzahl von thermischen<br />
Prozessen sind jedoch noch Lösungen zu erarbeiten, die zu einem zu einer Verkürzung<br />
der langen Rechenzeiten führen und zum anderen gleichzeitig die Anforderungen<br />
aus dem Prozess, wie die unterschiedlichen Aggregatzustände und Bildung von<br />
weiten Phasen wie Silizide und Boride berücksichtigt.<br />
Das Forschungsvorhaben wurde aus Haushaltmitteln des Bundesministeriums für<br />
Wirtschaft und Technologie [BMWi] über die Arbeitsgemeinschaft industrieller<br />
Forschungsvereinigungen [Otto von Guericke] e.V. [AiF] [AiF-Nr.: 14.814 BR<br />
DVS.Nr. 07.03.2-2] gefördert und von der Forschungsvereinigung Schweißen und<br />
verwandte Verfahren e.V. des DVS unterstützt. Für die Unterstützung sei gedankt.<br />
Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.<br />
Univ.- Prof. Dr.-Ing. J. Wilden<br />
Verantwortlicher Projektleiter<br />
75
12 Publikationen<br />
12.1 Veröffentlichungen<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen<br />
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,<br />
Internationales Kolloquium Hart- und Hochtemperaturlöten und Diffusionsschweißen<br />
Eurogress Aachen, 2007<br />
Zur Veröffentlichung angenommen:<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of the Simulation Methods and Strategic for Joining of<br />
Tools with complex Geometries by High Temperature Brazing, Brazing & Soldering Conference<br />
(IBSC), April 26-29, 2009, Florida, Orlando<br />
12.2 Vorträge<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of Equitable Methods and Strategies for Joining of<br />
Tempered Assembly Using the High-Temperature-Brazing. Konferenz „Löten 2008“, 10 -<br />
12 September 2008, Togliatti, Russland<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of Equitable Methods and Strategies for Joining of<br />
Tempered Assembly Using the High Temperature Brazing; Congress and Exhibition on<br />
Advanced Materials and Processes MSE, 1-4 September 2008, Nürnberg, Germany<br />
Als Vortrag bestätigt:<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Development of the Simulation Methods and Strategic for Joining of<br />
Tools with complex Geometries by High Temperature Brazing, Brazing & Soldering Conference<br />
(IBSC), April 26-29, 2009, Florida, Orlando<br />
12.3 Poster<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen<br />
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,<br />
Internationales Kolloquium Hart- und Hochtemperaturlöten und Diffusionsschweißen<br />
Eurogress Aachen, 2007<br />
Wilden, J.; Jahn, S.; Baallaoui, A.: Entwicklung von lötgerechten Konstruktions- und Verfahrensstrategien/-empfehlungen<br />
zum Fügen von temperierbaren Werkzeugen mittels Hochtemperaturlöten,<br />
Die Verbindungsspezialisten 2007, Congress Center Basel-Schweiz<br />
76
13 Literaturverzeichnis<br />
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78
Anhang:<br />
Temperaturverläufe der bei PbA-Mitgliedern durchgeführten Lötversuche<br />
Messstelle _Unten = B5<br />
Zuordnung der Messpositionen
Siemens AG<br />
Werkstoff: 1.4201<br />
Temperaturmessungen: 1.4201<br />
Temperatur [°C]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
Soll Heizung<br />
Messstelle2<br />
Messstelle1<br />
Messstelle3<br />
Messstelle4<br />
Messstelle Un.<br />
200<br />
0<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000<br />
Zeit [s]<br />
Temperatur-Zeit-Zyklus<br />
Ultraschall-Prüfung : 1.4201
Bodycote Wärmebehandlung GmbH:<br />
Werkstoff: 1.4301<br />
Temperaturmessungen: 1.4301<br />
Temperatur [°C]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
Heizung<br />
Pos.B1<br />
Pos.B2<br />
Pos.B3<br />
Pos.B4<br />
Pos.B5<br />
200<br />
0<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000<br />
Zeit [s]<br />
Ultraschall-Prüfung: 1.4301
Ultraschall-Prüfung: 1.4201
Vacuheat GmbH:<br />
Werkstoff: 1.4201/1.4301<br />
Temperaturmessungen: 1.4201/1.4301<br />
Temperatur[°C]<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
0 5000 10000 15000 20000<br />
Zeit[s]<br />
Differenz[K]<br />
Soll-H Ist-H Oben Unten Unten-Oben<br />
Ultraschall-Prüfung: 1.4301
Ultraschalprüfung: 1.4201
Listemann AG:<br />
Werkstoff: 1.4201<br />
Temperaturmessungen: 1.4201<br />
1200<br />
100<br />
1000<br />
80<br />
60<br />
Temperatur [°C]<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
Pos.1.1<br />
Pos.1.4<br />
[Pos.1.4 - Pos.1.1]<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
-200<br />
-100<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000<br />
Zeit [s]<br />
Werkstoff: 1.4301<br />
Temperaturmessungen: 1.4301<br />
1200<br />
100<br />
80<br />
1000<br />
60<br />
Temperatur [°C]<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
Pos.2.1<br />
Pos.2.4<br />
[Pos.2.4 - Pos.2.1]<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
Temperaturdifferenz [K]<br />
-80<br />
0<br />
-100<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000<br />
Zeit [s]
Reuter Technologie GmbH:<br />
Werkstoff: 1.4301<br />
Temperaturmessung: 1.4301<br />
1200<br />
Temperatur [°C]<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
Prog.Temp<br />
Ofen Temp.<br />
Chrg.Auß.<br />
Chrg.Inn.<br />
M4011<br />
M4012<br />
200<br />
0<br />
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000<br />
Zeit [s]<br />
Ultraschall-Prüfung: 1.4301
Werkstoff: 1.4201<br />
Temperaturmessung: 1.4201<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
Prog.Temp.<br />
Ofen Temp.<br />
Chrg.Auß.<br />
Chrg.Inn.<br />
M4011<br />
M4012<br />
Temperatur [°C]<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
0 10000 20000 30000 40000 50000 60000<br />
Zeit [s]<br />
Ultraschall-Prüfung: 1.4201
I<strong>SB</strong>N: 978-3-96870-120-2