Diese Masterarbeit befasst sich mit Untersuchungen des Effektes einer variablen Elektrodenkraft auf die Schweißqualität beim Widerstandspunktschweißen. Die meisten Veröffentlichungen fokussieren sich nur auf die Variation von Schweißzeit und Schweißstrom bei einer konstanten Elektrodenkraft. In dieser Arbeit liegt der Fokus auf der Konzeption eines Schweißprozessverlaufes mit variabler Elektrodenkraft zur Verbesserung der Schweißbarkeit bei gleichzeitig gesteigerter Verbindungsqualität. Es werden daher Schweißbereiche beim artgleichen Fügen von 22MnB5 bestimmt und mögliche Ansätze zur Erweiterung der Schweißbereiche durch einen optimierten Kraftverlauf aufgezeigt. Grundlage hierfür soll die Identifizierung von signifikanten Kennwerten aus den gewonnenen Prozessdaten bilden.
Inhaltsverzeichnis
Kurzfassung
Abbildungsverzeichnis
Tabellenverzeichnis
1 Einleitung
2 Stand der Technik und Forschung
2.1 Wirkprinzip des Widerstandspunktschweißens
2.1.1 Grundlagen und Begriffe
2.1.2 Prozessablauf und –parameter
2.2 Beschreibung der Punktausbildung
2.2.1 Schweißlinsenbildung
2.2.2 Entstehung von Spritzern
2.3 Einflussfaktoren beim Widerstandspunktschweißen
2.3.1 Einfluss von Schweißstrom und –zeit
2.3.2 Einfluss der Elektrodenkraft
2.3.3 Einfluss von Kraftprofilen
2.4 Prozessüberwachung und –regelung
2.4.1 Führungsgrößen zur Prozessüberwachung und –regelung
2.4.2 Prozessregelungen
2.5 Besonderheiten beim Schweißen von pressgehärteten Stählen
2.5.1 Verfahren des Presshärtens
2.5.2 22MnB5 und dessen Beschichtungen
2.5.3 Widerstandspunktschweißen von 22MnB5+AS150
3 Präzisierung der Aufgabenstellung
4 Versuchsplanung und Rahmenbedingugen
4.1 Versuchsplanung
4.1.1 Definieren des Prozessmodels
4.1.2 Ableiten des Versuchs- und Prüfplanes
4.2 Versuchswerkstoff
4.3 Verwendeter Versuchsstand
4.3.1 Mittelfrequenzinverter-Schweißanlage
4.3.2 Elektromagnetische Krafterzeugung
4.4 Messtechnik für die Prozessdatenerfassung
4.4.1 Messaufbau zur Prozessdatenerfassung
4.4.2 Überprüfung der internen Anlagenmesssignale
4.5 Verwendete Prüfverfahren
4.5.1 Ermittlung des Schweißbereiches
4.5.2 Quasistatische Prüfung
4.5.3 Metallografische Untersuchung
4.5.4 Ermittlung des Elektrodeneindruckes
4.5.5 Messung des Übergangswiderstandes
4.5.6 Verwendete Probengeometrien
5 Versuchsdurchführung
5.1 Verwendete Versuchsparameter
5.2 Untersuchung des Ausgangszustandes
5.2.1 Ermittlung des Referenzschweißbereiches nach SEP 1220-2
5.2.2 Variation der Ofentemperatur beim Presshärteprozess
5.2.3 Variation der konstanten Elektrodenkraft
5.3 Prozessdatenanalyse
5.3.1 Informationsgehalt der Prozessgrößen
5.3.2 Beschreibung des Linsenwachstums anhand der Prozessgrößen
5.3.3 Identifikation von signifikanten Kennwerten
6 Ergebnisse und Diskussion
6.1 Variation der Ofentemperatur beim Presshärten
6.1.1 Einfluss auf die Zielgrößen/Qualitätsgrößen
6.1.2 Analyse des Versuchswerkstoffes und der Schweißprozessdaten
6.1.3 Analyse der Schweißprozessdaten
6.1.4 Festlegung der nachfolgend zu verwendenden Ofentemperatur
6.2 Variation der konstanten Elektrodenkraft
6.2.1 Einfluss auf die Zielgrößen/Qualitätsgrößen
6.2.2 Einfluss der Elektrodenkraft auf die Grenzen des Referenzbereiches
6.2.3 Analyse der Schweißprozessdaten
6.3 Zusammenfassung der Untersuchungen des Ausgangszustandes
6.4 Konzeption von Kraftprofilen
6.4.1 Identifikation geeigneter Führungsgrößen
6.4.2 Theoretischer Ansatz für die Modellierung eines Kraftprofiles
6.5 Prozessanpassung durch die Anwendung einer variablen Elektrodenkraft
6.5.1 Modulation von Kraftprofilen
6.5.2 Einfluss auf die Zielgrößen/Qualitätsgrößen
6.5.3 Analyse der Schweißprozessdaten
7 Zusammenfassung und Ausblick
Literatur
Anhang
Abbildungsverzeichnis
Abb. 1: Schematische Darstellung des Widerstandspunktschweißens
Abb. 2: Statische Widerstände beim Widerstandspunktschweißen
Abb. 3: Dynamische Widerstände beim Widerstandspunktschweißen
Abb. 4: Wärmebilanz an der Schweißstelle
Abb. 5: Zeitlicher Verlauf von Schweißstrom und Elektrodenkraft
Abb. 6: Querschnitt der Schweißlinse
Abb. 7: Kontaktsituation im Schweißprozess
Abb. 8: Stromdichte und Temperatur an der Blech/Blech-Ebene
Abb. 9: Temperatur und Stromdichte beim WPS
Abb. 10: Linsenwachstumskurve beim WPS
Abb. 11: Experimentale Methoden zur Untersuchung der Linsenbildung
Abb. 12: Schematische Darstellung des Spritzerkriteriums
Abb. 13: Wahrscheinlichkeit für das Auftreten von Spritzern
Abb. 14: Schematische Darstellung des Punktwachstums und Schweißbereiches
Abb. 15: Einfluss der Elektrodenkraft auf den Kontaktwiderstand
Abb. 16: Einfluss der Elektrodenkraft auf A) den dynamischen Widerstandstand und B) die Stromdichte
Abb. 17: Einfluss der Elektrodenkraft auf die Temperaturverteilung
Abb. 18: Linsenabmessungen bei der Variation der Elektrodenkraft
Abb. 19: Kraftprofil beim Widerstandspunktschweißen
Abb. 20: Schematische Darstellung einer variablen Schweißpresskraft
Abb. 21: Abfallendes Kraftprofil
Abb. 22: An einer Widerstandspunktschweißmaschine angebrachte Sensoren
Abb. 23: Generalisierte Elektrodenbewegung
Abb. 24: Regelungskonzepte der Elektrodenbewegung
Abb. 25: Darstellung eines Zyklus beim industriell eingesetzten Presshärten
Abb. 26: Presshärteprozesses in Abhängigkeit der Zugfestigkeit und Brechdehnung
Abb. 27: Zeit-Temperatur-Umwandlungsschaubild für 22MnB5
Abb. 28: Schichtausbildung des 22MnB5+AS150
Abb. 29: A) Blechdickenabhängiges Prozessfenster zum WPS von Al-Si beschichteten 22MnB5
Abb. 30: Temperaturverteilung beim Schweißen von beschichteten 22MnB5
Abb. 31: Phaseneinteilung des Widerstandsverlaufes beim WPS von Al-Si beschichteten Blechen
Abb. 32: Prozessmodell des Widerstandspunkschweißens
Abb. 33: Darstellung des Versuchsplanes und des methodischen Vorgehens
Abb. 34: Schematische Darstellung der Widerstandspunktschweißanlage
Abb. 35: Elektrodenkraftverlauf während der Schweißzeit (FSoll = 4,5 kN)
Abb. 36: Regelkreis magneticDRIVE®
Abb. 37: Blockdiagram des Messaufbaus und Signalverarbeitung
Abb. 38: Messung der Elektrodenbewegung mittels Triangulationssensors
Abb. 39: Elektrodenbewegung beim Schweißen
Abb. 40: Ermittlung des Schweißbereiches
Abb. 41: Darstellung der verwendeten Scherzugprobe
Abb. 42: Schematische Kraft-Weg-Kurve des Versuches
Abb. 43: Makroschliff und deren geometrische Abmessungen
Abb. 44: Charakterisierung der Al-Si Beschichtung
Abb. 45: Messung der Elektrodeneinsinktiefe mittels Triangulationssensors
Abb. 46: Prüf- und Messmittel zur Bestimmung des Übergangswiderstandes
Abb. 47: Verwendete Probengeometrien
Abb. 48: Ermittlung des Schweißbereiches und der Zielgrößen
Abb. 49: Referenzschweißbereich nach SEP 1220-2
Abb. 50: Variation der konstanten Elektrodenkraft (3,5 kN und 5,5 kN)
Abb. 51: Abschätzung des Einflusses einer konstanten Elektrodenkraft auf den Schweißbereich
Abb. 52: Variation der Elektrodenkraft an den Bereichsgrenzen des Referenzbereiches
Abb. 53: Informationsgehalt der Prozessgrößen
Abb. 54: Beschreibung des Linsenwachstums mittels dyn. Widerstand
Abb. 55: Dynamischer Widerstand und Elektrodenbewegung
Abb. 56: Dynamischer Widerstand und Elektrodenbewegung
Abb. 57: Zeitlicher Verlauf der Punktausbildung bei konstanten Schweißstrom
Abb. 58: Einfluss der Ofentemperatur auf die Schweißbereichsgrenzen nach SEP 1220-2
Abb. 59: Ermittelte Schweißbereiche in Abhängigkeit an die Ofentemperatur
Abb. 60: Ermittelte Scherzugkräfte in Abhängigkeit von der Ofentemperatur an den Grenzen der Schweißbereiche mit zugehörigen Punktdurchmesser
Abb. 61: Schichtausbildung bei unterschiedlichen Ofentemperaturen, Bezeichnungen
Abb. 62: Einfluss der Ofentemperatur auf die Schichtausbildung
Abb. 63: Einfluss der Ofentemperatur auf den Übergangswiderstand und dessen Komponenten
Abb. 64: Einfluss der Ofentemperatur auf die Elektrodenbewegung und den dynamischen Widerstand (Schweißparameter nach SEP 1220-2 mit einem Schweißstrom von 5,4 kA)
Abb. 65: Max. Elektrodenbewegung und die max. lineare Anstiegsgeschwindigkeit in Abhängigkeit zur Ofentemperatur
Abb. 66: Einsinkweg und die max. lineare Abfallgeschwindigkeit in Abhängigkeit zur Ofentemperatur
Abb. 67: Alpha- und Beta-Widerstände in Abhängigkeit zur Ofentemperatur
Abb. 68: durchschnittlicher dynamischer Widerstand und Gesamtenergie in Abhängigkeit zur Ofentemperatur
Abb. 69: Einfluss der kontanten Elektrodenkraft auf die Schweißbereichsgrenzen nach SEP 1220-2
Abb. 70: Ermittelte Schweißbereiche in Abhängigkeit von der konstanten Elektrodenkraft
Abb. 71: Ermittelte Scherzugkräfte in Abhängigkeit von der konstanten Elektrodenkraft an den Grenzen der Schweißbereiche mit dem zugehörigen Punktdurchmesser
Abb. 72: Einfluss der konstanten Elektrodenkraft auf den Punktdurchmesser
Abb. 73: Einfluss der konstanten Elektrodenkraft auf die Elektrodeneinsinktiefe
Abb. 74: Einfluss der Elektrodenkraft auf A) die Elektrodenwege und B) die lineare Abfallgeschwindigkeit bei einer Schweißstromstärke von 5,9 kA
Abb. 75: Einfluss der konstanten Elektrodenkraft auf die Kontaktflächen (Alle Versuche sind stromlos mit den Parametern nach SEP 1220-2 durchgeführt wurden)
Abb. 76: Einfluss der konstanten Elektrodenkraft auf die Blech/Blech und Elektroden/Blech Kontaktflächen
Abb. 77: Einfluss der Elektrodenkraft auf die Elektrodenbewegung und den dynamischen Widerstand (Schweißparameter nach SEP 1220-2 mit einem Schweißstrom von 6,0 kA)
Abb. 78: Elektrodenweg für die Elektrodenkräfte von 3,5 kN, 4,5 kN und 5,5 kN in Abhängigkeit der Schweißzeit und dem Schweißstrom
Abb. 79: Einfluss der konstanten Elektrodenkraft auf die Schweißenergie und die Schweißleistung
Abb. 80: Zeitpunkte des Wegmaximums und des Spritzerauftreten
Abb. 81: Entstehung von Spritzern in Abhängigkeit vom A) max. Elektrodenweg und dem B) Einsinkweg der Elektroden am Ende der Schweißzeit
Abb. 82: Abfallendes Kraftprofil F-
Abb. 83: Ansteigendes Kraftprofil F+
Abb. 84: Schweißbereiche der Kraftprofile
Abb. 85: Einfluss der Kraftprofile nach Herzberg [161] auf A) die Elektrodenbewegung und B) den dynamischen Widerstand (Schweißparameter mit einem Schweißstrom von 6,0 kA)
Abb. 86: Zeitpunkt des Spritzers und Wegmaximums in Abhängigkeit des Kraftprofiles
Abb. 87: Theoretischer Ansatz für die Modellierung eines Kraftprofiles
Abb. 88: obere Qualitätsgrenze Imax des Referenzbereiches nach SEP 1220-2 bei einer Elektrodenkraft von 4,5 kN, A) Elektrodenweg, B) dynamischer Widerstand
Abb. 89: Abgeleitetes Kraftprofil
Abb. 90: Elektrodenweg und dynamischen Widerstand für das abgeleitete Kraftprofil und den Referenzbereich nach SEP 1220-2 bei Imax = 6,0 kA
Abb. 91: Ermittelte Schweißbereiche für das Kraftprofil und die Referenzbereiche mit einer konstanten Elektrodenkraft von 3,1 kN und 4,5 kN
Abb. 92: Ermittelte Scherzugkräfte an den Schweißbereichsgrenzen für das Kraftprofil und die Referenzbereiche mit den zugehörigen Punktdurchmessern
Abb. 93: Einfluss der Elektrodenkraft auf die Elektrodenbewegung und den dynamischen Widerstand
Abb. 94: Elektrodenweg für das Krafprofil und die konstanten Elektrodenkräfte von 3,1 kN, 4,5 kN in Abhängigkeit der Schweißzeit und dem Schweißstrom
Abb. 95: Elektrodenweg für das Krafprofil und die konstanten Elektrodenkräfte von 3,1 kN, 4,5 kN in Abhängigkeit von dem Einsinkweg
Abb. 96: Elektrodenweg für das Krafprofil und die konstanten Elektrodenkräfte von 3,1 kN, 4,5 kN in Abhängigkeit von dem Einsinkweg, es sind nur spritzerfreie Schweißungen dargestellt
Tabellenverzeichnis
Tab. 1: Einflussfaktoren beim Widerstandpunktschweißen
Tab. 2: Messgrößen und die damit beschreibbaren Störgrößen
Tab. 3: Zeitplan der Masterarbeit
Tab. 4: Chemische Zusammensetzung von 22MnB5
Tab. 5: Mechanische Eigenschaften des 22MnB5
Tab. 6: Versuchsschweißanlage
Tab. 7: Abweichungen zur SEP 1220-Teil 2
Tab. 8: Verwendete Prüf und Gerätetechnik zur Bestimmung des Übergangswiderstandes
Tab. 9: Gewählte Versuchsbedingungen und –parameter
Tab. 10:Prüfmethodik für jeden ermittelten Schweißbereich
Tab. 11: Untersuchung des Ausgangszustandes, Parameter nach SEP 1220-2
Tab. 12: Anforderungen an die optimierte Ofentemperatur
Tab. 13: Eine Auswahl von mechanischen Kennwerten
Tab. 14: Eine Auswahl von mechanischen Kennwerten
Tab. 15: Eine Auswahl von elektrischen Kennwerten
Tab. 16:Regressionsanalyse des Punktdurchmessers mit den Prozesskennwerten
Tab. 17: Regressionsanalyse der konstanten Elektrodenkräfte ohne Berücksichtigung von SpritzernXV
Tab. 18: Wachstumskurven in Abhängigkeit der Ofentemperatur (22MnB5+AS150)XVI
Tab. 19: Wachstumskurven bei 900 °C (22MnB5+AS150)XVII
Tab. 20: Wachstumskurven bei 900 °C und 930 °C für die KraftprofileXVIII
Tab. 21: Variation der konstanten Elektrodenkraft bei 930 °C (22MnB5+AS150)XVIII
Tab. 22: Wachstumskurve 22MnB5 (ohne Beschichtung, Tofen=930 °C)XIX
Tab. 23:Bestimmung der geometrischen Abmessungen aus den Schliffen, Ofentemperatur 930 °CXX
Tab. 24: Bestimmung der geometrischen Abmessungen aus den Schliffen, Ofentemperatur 900 °CXXI
Tab. 25: Bestimmung der geometrischen Abmessungen aus den Schliffen, Ofentemperatur 880 °CXXII
Abkürzungs- und Formelverzeichnis
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Formel- und Einheitenzeichen
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abweichend von der Originalfassung muss in der nachfolgenden Arbeit die Elektrodenkappenbezeichnung von FE-16-20-50-6,0 auf B0-16-20-8-50-6 korrigiert werden.
„Improvement usually means doing something
that we have never done before.”
Shingō Shigeo [1]
Kurzfassung
Die vorliegende Masterarbeit befasst sich mit Untersuchungen des Effektes einer variablen Elektrodenkraft auf die Schweißqualität beim Widerstandspunktschweißen. Die meisten Veröffentlichungen fokussieren sich nur auf die Variation von Schweißzeit und Schweißstrom bei einer konstanten Elektrodenkraft. In dieser Arbeit liegt der Fokus auf der Konzeption eines Schweißprozessverlaufes mit optimierten Kraftprofil zur Verbesserung der Schweißbarkeit bei gleichzeitig gesteigerter Verbindungsqualität. Es werden daher Schweißbereiche beim artgleichen Fügen von 22MnB5 bestimmt und mögliche Ansätze zur Erweiterung der Schweißbereiche durch ein optimiertes Kraftprofil aufgezeigt. Grundlage hierfür soll die Identifizierung von signifikanten Kennwerten aus den gewonnenen Prozessdaten bilden.
Abstract
The present master thesis deals with the investigating the effect of variable electrode force on weld quality in resistance spot welding. Nowadays many studies have focused on the effect of welding current and welding time under constant electrode force on the weld quality and weldability. In this work, the focus is on the conception of a welding process with an optimized force profile to improve the weldability and at the same time increase, the quality of the spot welded joint. For this reason, welding current ranges are determined with the similar joining of 22MnB5 and possible approaches for widening the welding current ranges are shown by an optimized force profile. The basis for this is the identification of significant characteristic values from the obtained process data.
1 Einleitung
Das Widerstandsschweißen ist eines der weit verbreitetsten Schweißverfahren in der automatisierten Schweißtechnik und wird hauptsächlich im Dünnblech- und Drahtbereich eingesetzt. Es ist daher aus zahlreichen Branchen nicht mehr wegzudenken. Häufig ist das Widerstandsschweißen ein Wegbereiter bei Innovationen in der Schweißtechnik, z. B. bei den aktuellen Anforderungen zum Thema Industrie 4.0. Durch höher- und höchstfeste Bleche bis hin zu warmumgeformten Blechen größter Festigkeit mit neuen Legierungen und unterschiedlichen Beschichtungen, ergeben sich ständig neue Herausforderungen an das Widerstandsschweißen. Die folgenden Forschungsbereiche sind in den aktuellen Fokus gerückt: [2]
- Schweißprozesssimulationen,
- Verringerung des Prüfaufwandes durch Regelung in der Qualitätssicherung,
- Erhöhung der Prozesssicherheit durch weiterentwickelte Gerätetechnik, die somit zur Optimierung der Schweißprozesse führen. [2]
Zum letztgenannten Punkt gehört unter anderem auch die Identifizierung von Prozessgrößen zur Beurteilung und Optimierung der Schweißqualität. Dabei besteht die Schwierigkeit in der Erfassung von signifikanten Kennwerten zur Vorhersage von auftretenden Qualitätsschwankungen beim Schweißprozess.
In dieser Arbeit sollen zunächst Kennwerte abgeleitet werden, um daraus signifikante Einflussparameter zu bilden. Hierbei wird sich auf die Untersuchung des Einflusses einer variablen Elektrodenkraft konzentriert, um daraus ein optimiertes Kraftprofil zu entwickeln, das eine Verbesserung der Schweißeignung bei gleichzeitig gesteigerter Verbindungsqualität herstellt.
Die Untersuchungen werden an einem pressgehärteten Bor-Mangan-Stahl (22MnB5) mit einer Aluminium-Silizium Beschichtung (AS150) durchgeführt [3]. Für die Versuche wird ausschließlich die Widerstandspunktschweißanlage der Firma NIMAK GmbH genutzt. Diese Anlage zeichnet sich durch eine elektromagnetische Nachsetzeinheit (magneticDRIVE®) während des Schweißprozesses aus [4]. Durch die individuelle Anpassung der Elektrodenkraft an der Anlagewird es ermöglicht, ein Kraftprofil abzubilden [4].
2 Stand der Technik und Forschung
2.1 Wirkprinzip des Widerstandspunktschweißens
2.1.1 Grundlagen und Begriffe
Die Grundlage des Widerstandspunktschweißens basiert darauf, dass sich stromdurchflossene Fügeteile, aufgrund des elektrischen Widerstandes, bis zur Schmelztemperatur erwärmen. Bei ausreichender Erwärmung der Fügestelle unter gleichzeitiger Krafteinwirkung werden die Fügepartner verbunden. In Abbildung 1 ist das grundsätzliche Verfahrensprinzip dargestellt. [5–8]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 1: Schematische Darstellung des Widerstandspunktschweißens
, in Anlehnung an [6]
Die zu verschweißenden Bleche (2) liegen flächig aufeinander und werden punktuell zusammengepresst (FE). Durch die wassergekühlten Elektroden (1) wird die Kraft- und Stromzuführung gewährleistet. Der zur elektrischen Widerstandserwärmung benötigte Schweißstrom (Is) wird durch die Werkstücke geleitet. Die freigesetzte Wärmeenergie (Qzu) zwischen den Elektroden lässt sich nach dem Jouleschen Gesetz bestimmen zu: [6, 9]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Die zugeführte Wärme Qzu ist eine Funktion des quadratischen Schweißstroms Is und des Gesamtwiderstandes Rg, integriert über die Zeit des Stromflusses ts (Schweißzeit). Einstellbare Parameter sind die Schweißzeit und der Schweißstrom, wohingegen sich der Gesamtwiderstand aus temperatur- und kraftabhängigen Einzelwiderständen zusammensetzt [5, 6, 10]. Die Ausprägungen der einzelnen Widerstände haben einen großen Einfluss auf Entstehung, Lage und Größe der Wärmeentwicklung und dementsprechend der Schweißlinsenbildung. Zu diesem Zweck zeigt die Abbildung 2 schematisch die Einzelwiderstände des Widerstandspunktschweißens auf. Im dargestellten Diagramm wird der geringe Stoffwiderstand der Elektroden (R1, R2) vernachlässigt. [7, 10]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 2: Statische Widerstände beim Widerstandspunktschweißen, in Anlehnung an [7, 11]
Der Gesamtwiderstand Rg unterteilt sich in die Stoff- RS und Kontaktwiderstände RK zu: [6, 12]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Der gesamte Stoffwiderstand ergibt sich aus den Widerständen der Elektrodenkappen (R1; R2) und der einzelnen Bleche (R6; R7). Der Stoffwiderstand ist abhängig von der Leiterquerschnittsfläche AR, der Länge der Strombahn lR. und des spezifisch elektrischen Widerstandes ρR. Es gilt die werkstoff- und temperaturabhängige Beziehung: [5, 7, 12]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Indessen entstehen die Kontaktwiderstände an den Berührungsflächen zwischen den Elektrodenkappen und den Blechen (R3; R4) sowie zwischen den Blechen (R5) selbst. Nach Holm [13] wird der Kontaktwiderstand in den Haut- und Engewiderstand unterteilt. Auf der Oberfläche befindliche Fremd- und Anlaufschichten, wie z. B. Öle oder Oxidschichten, verursachen den Hautwiderstand. Der Engewiderstand entsteht durch die örtlichen Stromflusskonzentrationen an den Berührungsflächen, welche durch die Wellig- und Rauigkeit der Oberfläche hervorgerufen wird. Der Kontaktwiderstand verringert sich, wenn die aufgebrachte Elektrodenkraft oder Temperatur erhöht wird. Es lässt sich darin begründen, dass sich die Rauheitsspitzen zueinander einebnen und sich somit die Berührungsflächen vergrößern (siehe Abschnitt 2.3.2). [5, 7, 13]
In Abbildung 3 ist erkennbar, wie sich der Gesamtwiderstand über den zeitlichen Verlauf der Schweißung verändert.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 3: Dynamische Widerstände beim Widerstandspunktschweißen, in Anlehnung an [14, 15]
Zu Beginn dominieren die Kontaktwiderstände den Schweißprozess. Insbesondere der Widerstand zwischen den Blechen (R5) generiert die höchste Wärmemenge und ist für die weitere Linsenbildung verantwortlich (Abbildung 3 ) . In Folge der Erwärmung nehmen die Stoffwiderstände zu und simultan verringern sich die Kontaktwiderstände. Bei der Entstehung eines schmelzflüssigen Filmes zwischen den Blechen konvergieren die Kontaktwiderstände gegen null. Ab diesem Zeitpunkt wird das Wachstum der Schweißlinse überwiegend vom Stoffwiderstand bestimmt. Der Gesamtwiderstand reduziert sich im zeitlichen Verlauf durch das Einsinken der Elektroden in die erweichte Werkstoffoberfläche. [5, 7, 10, 16–20]
Die Abmessungen der entstandenen Schweißlinse hängen vom zeitlichen Verlauf der zu- und abgeführten Wärme ab. An der Fügestelle lässt sich die Wärmebilanz ausdrücken durch: [8, 21]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Die Differenz aus der zugeführten Wärmemenge Qzu und der Gesamtverlustwärme Qv entspricht der zur Linsenentwicklung genutzten Wirkwärme Qw. Während die zugeführte Wärmemenge durch das Joulesche Gesetz ausgedrückt wird, beinhaltet die Verlustwärmemenge die Wärmeabfuhr in die gekühlten Elektroden, den Blechen, der Luft und die Verluste durch Strahlung und Konvektion (Abbildung 4 -A) . [8, 10, 22, 23]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 4: Wärmebilanz an der Schweißstelle, A) nach [11, 21, 24], B) am Ende der Stromzeit nach [25]
In der Abbildung 4-B wird exemplarisch die prozentuale Wärmeaufteilung beim Widerstandspunktschweißen aufgezeigt. Sitte und Mürmel [25] verwenden die kalorimetrische Messung, um die Verlustwärmemengen beim Widerstandspunktschweißen von unlegierten Feinblech zu bestimmen. Am Ende der Stromzeit haben die wassergekühlten Elektroden 60 Prozent der erzeugten Wärmemenge aufgenommen. Weitere 28 Prozent werden in das Blech abgeleitet und ein Prozent wird als Strahlung emittiert. Der Wirkungsgrad des Widerstandpunktschweißens wird mit fünf Prozent beziffert [25, 26]. Weitere kalorimetrische Messungen wurden von Hüttner et al. [22] für Feinblech durchgeführt. In deren Versuchen beträgt der Wirkungsgrad des Widerstandpunktschweißens 12 bis 20 Prozent. Es werden 60 bis 70 Prozent der Ausgangsenergie durch die wassergekühlten Elektroden abgeleitet. Nach Kim und Eagar [27] ist der Wärmeverlust eine Funktion, die mit der Schweißzeit zunimmt. Zusammenfassend ist die Verlustwärme abhängig von der Schweißzeit, der Wärmeleitfähigkeit, der Blechdicke, der Kühlleistung und Geometrie der Elektroden sowie der Nachpresszeit. Somit wird erkennbar, dass ein reproduzierbares Linsenwachstum nicht nur von der konstanten Energiezufuhr abhängt, sondern dass die gesamte zeitliche Wärmebilanz betrachtet werden muss. [8, 10, 22, 23, 25, 27]
2.1.2 Prozessablauf und –parameter
Abbildung 5 zeigt den Widerstandspunktschweißprozess, der sich in Vorhaltezeit tv, Schweißzeit tS und Nachhaltezeit tN unterteilt. Die einstellbaren Schweißparameter sind die Elektrodenkraft FE, der Schweißstrom Is und die oben genannten Zeitabschnitte. [10, 28]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 5: Zeitlicher Verlauf von Schweißstrom und Elektrodenkraft, in Anlehnung an [6, 9, 15, 29]
In der Vorhaltezeit tv werden die zu fügenden Bleche durch die Elektroden punktförmig zusammengedrückt. Die benötigte Elektrodenkraft kann mechanisch, pneumatisch, hydraulisch, servomotorisch oder elektromagnetisch aufgebracht werden [7, 30]. Die Vorhaltezeit sollte so gewählt werden, dass mindestens 90 Prozent der eingestellten Elektrodenkraft aufgebaut werden [29]. Nachfolgend beginnt die Schweißzeit ts, die durch das Zuschalten des Schweißstromes Is charakterisiert wird. Für diesen Zeitabschnitt kann analog der Begriff des Schweißimpulses verwendet werden. Infolge der Jouleschen Widerstandserwärmung schmelzen die Bleche an der Fügestelle auf, bzw. erweichen zu einer breiig-flüssigen Werkstoffzone [11]. Nach dem Abschalten des Stromes, d. h. in der Nachhaltezeit tN, kühlt die schmelzflüssige Linse definiert ab und erstarrt. In dieser Phase wird die Elektrodenkraft beibehalten , bzw. bei einer Heißrissanfälligkeit weiter erhöht [16]. Am Ende des Schweißprozesses werden die Schweißelektroden auseinander gefahren und das gefügte Bauteil kann entnommen werden. In der Abbildung 6 wird das gefügte Bauteil im Querschnitt dargestellt. [10, 16, 29, 31]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 6: Querschnitt der Schweißlinse, nach [32]
Die Einsinktiefe der Elektroden tE ist abhängig von der aufgebrachten Kraft, der verwendeten Elektrodengeometrie und der Erweichung des Bleches. Die Schweißlinse sowie die umgebene Wärmeeinflusszone WEZ sind durch eine Gefügeumwandlung charakterisiert. Der im Schweißprozess aufgeschmolzene Bereich stellt die Schweißlinse dar. Die Festigkeit des Schweißpunktes wird unter anderem durch die Abmessungen der Schweißlinse, d. h. der Linsendicke hL und des Linsendurchmessers dL, definiert. [10, 32]
2.2 Beschreibung der Punktausbildung
Für die Anpassung des Schweißprozesses ist die Kenntnis der zeitlichen Schweißlinsenbildung unerlässlich. Aus diesem Grund werden nachfolgend die physikalischen Zusammenhänge der Linsenentstehung aufgezeigt und darauf aufbauend die Beschreibung der Linsenformation. Abschließend werden verschiedene Hypothesen und Theorien zur Beschreibung der Spritzerentstehung dargelegt.
2.2.1 Schweißlinsenbildung
In den stromdurchflossenen Fügeteilen wird infolge des Widerstandes elektrische Energie in Wärme umgewandelt. Für die Beschreibung der Linsenbildung ist die lokale Wärmeentwicklung und somit die Verteilung und Intensität der Strompfade von Interesse. Die räumliche Verteilung der Stromstärke kann ausgedrückt werden zu: [7, 33–35]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Dabei berechnet sich die elektrische Stromdichte j aus dem Stromanteil dI, der senkrecht zu der Stromlinien positionierten Querschnittsfläche dA ⊥ fließt [34]. Die Querschnittsfläche verändert sich im zeitlichen Verlauf des Schweißprozesses. In Abbildung 7 ist der Zusammenhang zwischen den Kontaktflächen und der Schweißzeit dargestellt. Es muss zwischen der Kontaktsituation an der Elektrode/Blech-Ebene (E-B) und Blech/Blech-Ebene (B-B) unterschieden werden. [36]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 7: Kontaktsituation im Schweißprozess, in Anlehnung an [36]
Die nachfolgenden Betrachtungen basieren auf der numerischen Simulation von Chang et al. [36]. Zu Beginn des Schweißprozesses ist die Kontaktfläche der Blech/Blech-Ebene größer als die der Elektroden/Blech-Ebene (Abbildung 7 -A) [7, 36–38]. Infolge der Widerstandserwärmung erfahren die Werkstücke eine lokale Expansion, die zu einer Verringerung der Kontaktfläche (B/B) führt. Dies lässt sich darin begründen, dass sich die Bleche im Bereich des Elektrodenkraftflusses ausdehnen und sich außerhalb des Kraftbereiches voneinander abheben (Abbildung 7-B). Die Kontaktfläche zwischen der Elektrode und dem Blech (E-B) erfährt nur eine marginale Vergrößerung. Eine zeitliche Zunahme der Berührflächen kann durch das Einsinken der Elektroden in die erweichte Werkstoffoberfläche erklärt werden [39, 40]. Nachfolgend wird die Stromdichte in der Blech/Blech-Ebene betrachtet. [36]
Stromdichte
Ebenfalls verändert sich die räumliche Stromdichte über den zeitlichen Verlauf der Schweißzeit. Der Verlauf des Schweißstromes wird unter anderem durch den Skin-Effekt und die Widerstandsverhältnisse beeinflusst. [7, 41]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 8: Stromdichte und Temperatur an der Blech/Blech-Ebene, in Anlehnung an [36]
Die Abbildung 8 -A zeigt die radiale Stromdichteverteilung in der Blech/Blech-Ebene. Die Zahlen an den Graphen kennzeichnen die jeweilige Schweißperiode. Zu Beginn der Schweißzeit (1) sind die Strompfade homogen über der gesamten Kontaktfläche verteilt. Die Stromdichte besitzt zu diesem Zeitpunkt einen niedrigen Wert, der sich in der anfänglich großen Berührfläche begründen lässt (Abbildung 7 -A) . In der zweiten bis vierten Periode verringert sich zunehmend die Kontaktfläche, das zu einer Erhöhung der Stromdichte führt. Die Abbildung 8 -B zeigt, dass die Temperaturkonzentration mit steigendem Abstand von der Elektrodenachse abnimmt. Infolgedessen sinken die Kontaktwiderstände im Zentrum stärker als im Randbereich. Der Stromfluss verlagert sich zu den geringeren Widerständen, d. h. in Richtung der Elektrodenachse. Ab der fünften Periode bildet sich die Schweißlinse aus, in der die Stromdichte ansteigt. Es wird dadurch erklärt, dass der Kontaktwiderstand bei der Linsenausbildung gegen null konvergiert. Die Randzone der Schmelzlinse weist einen geringeren Widerstand als die übrigen Bereiche auf. In dieser Zone konzentrieren sich die Strompfade und führen zu der höchsten Stromdichte in der gesamten Kontaktfläche (Abbildung 8 -A, roter Kreis) . Im Verlauf des Schweißprozesses wächst die Schmelzlinse und somit verlagert sich zunehmend die maximale Stromdichte in die Außenbereiche der Berührflache. [36]
Temperaturfelder und das Linsenwachstum
Eine Vielzahl von Simulationen wurden zur Beschreibung der Temperaturverteilung bei der Linsenbildung durchgeführt [42–51]. Stellvertretend soll die numerische Simulation von Kobayashi und Mihara [44] betrachtet werden. Das aufgestellte Modell verwendet die elektrisch-thermisch-mechanisch gekoppelte Analyse des Programmes Abaqus™ (Dassault Systèmes SE, Frankreich). Das verwendete Analogiemodell betrachtet ein Viertel des Schweißpunktes und der Elektroden. Für das detaillierte Simulationsmodell sei auf die Veröffentlichungen [43, 44] verwiesen. In der Abbildung 9 wird die Temperatur- und Stromdichteverteilung in den einzelnen Schweißperioden dargestellt. Die grauen Flächen visualisieren die Temperaturbereiche über 1450 °C und somit die Schmelzlinse. [44]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 9: Temperatur und Stromdichte beim WPS, in Anlehnung an [44]
In der ersten Schweißperiode lässt sich die hohe Temperaturkonzentration zwischen den Blechen erkennen. Dieser Bereich weist den höchsten Widerstand im Stromkreis auf, der infolge des Jouleschen Gesetzes die meiste Wärmemenge freisetzt. Demgegenüber besitzt der Kontaktwiderstand in der Elektroden/Blech-Ebene einen geringeren Temperaturwert. [44]
Dies lässt sich in der höheren Flächenpressung zwischen der Elektrode und dem Blech begründen, das zur Abnahme des Kontaktwiderstandes führt [7]. Zusätzlich entsteht eine Wärmeabführung an den Arbeitsflächen der gekühlten Elektroden [7]. Im Anschluss an die erste Schweißperiode bildet sich zunehmend das schmelzflüssige Werkstoffvolumen in der Blech/Blech-Ebene aus. Zwischen der zweiten und sechsten Periode wächst die Schmelzlinse rapide. Dieser Zusammenhang wird in der Abbildung 10 verdeutlicht. Die Graphen beschreiben zum einen den zeitlichen Linsendurchmesser (rot) und zum anderen das Verhältnis der Linsen- zur Blechdicke (blau). [44]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 10: Linsenwachstumskurve beim WPS, in Anlehnung an [44]
Die anfänglich hohe Wachstumsgeschwindigkeit der Linsendicke wird mit der Stromdichtekonzentration zwischen der Elektrode und dem Blech begründet (vgl. Abbildung 9 - Stromdichte) . Ab der siebten Periode nehmen die Linsenabmessungen nur noch moderat zu. Durch das Einsinken der Elektroden in die erweichte Werkstoffoberfläche, vergrößert sich die Kontaktfläche zwischen der Elektrode und dem Blech [40, 44]. Durch die Zunahme der Berührfläche verringert sich die Stromdichte im Linsenzentrum, welches zu einem degressiven Verlauf des Linsendurchmessers führt. Dieser Effekt wird durch die zeitlich steigende Wärmeabführung verstärkt [27]. Iyota et al. [45] haben ein analoges Simulationsmodell mittels Makroschliffe verifiziert. Die berechneten Werte besitzen eine gute Übereinstimmung mit den experimentellen Ergebnissen. [36, 44, 45]
Experimentelle Untersuchung des Linsenwachstums
Zur experimentellen Untersuchung der Linsenbildung können verschiedene Methoden verwendet werden. Es muss zunächst geklärt werden, ob der Schweißprozess mit realen Bedingungen oder in einer abgewandelten Form durchgeführt werden soll. Zur direkten Visualisierung der Fügezone muss ein Analogieversuch geplant werden. Die Bleche werden so positioniert, dass diese in der Nähe der Elektrodenmittelachse abschließen (Abbildung 11 , Halbschnitt) . [5, 52–57, 57–60].
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 11: Experimentale Methoden zur Untersuchung der Linsenbildung
Während des Schweißprozesses wird eine offenliegende Schmelzlinse zwischen den Elektroden ausgebildet. Die zeitliche Linsenbildung kann mit der Hochgeschwindigkeitsfotografie festgehalten werden [5, 52–60]. Ebenfalls kann die Temperaturverteilung der Linsenentstehung im Halbschnitt ermittelt werden. Anstelle der Hochgeschwindigkeitsfotografie wird die Thermografie verwendet [23, 53, 61–63]. Es wird die Infrarotstrahlung, die von dem Objekt ausgeht, als dessen Temperatur gedeutet [64]. Um die Linsenausbildung mit den geringsten Restriktionen abzubilden, wird der Schweißprozess vorzeitig abgebrochen [5, 57, 65–67]. Die Schweißzeit wird in Bereiche eingeteilt, in denen der Stromfluss gestoppt wird. Es werden im Makroschliff die zeitlichen Proben untersucht, um deren Linsenabmessungen zu bestimmen. Anschließend kann die Entstehung der Linse mit Führungsgrößen, wie beispielsweise dem dynamischen Widerstand, korreliert werden (siehe Abschnitt 2.4.1 ) [5]. Auf die Wärme im Schweißprozess kann zudem über die Anlauffarben des Bleches geschlossen werden [59]. Eine weitere Methode besteht in der Temperaturmessung mittels Thermoelement, wobei die Ansprechverzögerung des Messsignals beachtet werden muss [5, 60].
2.2.2 Entstehung von Spritzern
Als Spritzer wird beim Widerstandspunktschweißen, dass Herausschleudern von flüssigen Metallpartikeln aus dem Fügebereich, bezeichnet [10]. Es wird zwischen Oberflächen- und Grenzflächenspritzern differenziert. Wenn der Spritzer nur auf die äußere Oberfläche beschränkt ist, wird die Elektrodenlebensdauer und Oberflächenqualität des Bleches beeinträchtig, nicht aber die Festigkeit des Schweißpunktes [68]. Nach DIN ISO 18278-1 [69] und SEP 1220-2 [70] ist die Spritzerentstehung zwischen den Blechen unerwünscht. Durch das Austreten des flüssigen Metalls aus der Fügezone wird der entstehende Linsendurchmesser herabgesetzt. Zusätzlich entstehende Anomalien, wie Hohlräume oder Porositäten, beeinflussen die Schweißpunktqualität. [10, 68, 71]
In den Veröffentlichungen von Senkara et al. [72] und Zhang [68] werden unterschiedliche Modelle zur Prognose und Prävention von Grenzflächenspritzern vorgestellt. Die Abbildung 12 stellt zum einem das Kraft-Balance-Modell und zum anderem das geometrische Vergleichsmodell dar. [68, 72]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 12: Schematische Darstellung des Spritzerkriteriums, in Anlehnung an [68, 72, 73]
Das Kraft-Balance-Modell betrachtet die Wechselwirkungen zwischen der aufgebrachten Elektrodenkraft FEeff und der Expansionskraft der Schmelzlinse FL. Das aufgestellte Spritzerkriterium besagt, dass das flüssige Metall entweicht, wenn der innere Druck der Schmelzlinse die entgegengebrachte Elektrodenkraft übersteigt. In dem vorgestellten Modell wird eine effektive Elektrodenkraft, anstelle der eingestellten Kraft FE betrachtet. Dies hat den Vorteil, dass die effektive Kraft die Elektrodengeometrie, deren Verschleiß und einen möglichen Spalt zwischen den Blechen berücksichtigt. Der Druck in der Schmelzlinse lässt sich durch die folgenden vier Komponenten bestimmen: [68, 72]
- Phasenübergang vom festen in den flüssigen Zustand (Schmelzen),
- Expansion des flüssigen Metalls,
- Gase des flüssigen Metalls,
- Zersetzung von Oberflächenschichten (Öle etc.). [68, 72]
Durch den Druck der Linse p und der projizierten Fläche in Richtung des effektiven Elektrodenkraftvektors FEeff, kann auf die entstehende Expansionskraft der Linse FL geschlossen werden. Dieses Modell bietet ein Kriterium für die Spritzervorhersage und eine Methodik zur Analyse von Kräften die beim Widerstandspunktschweißen beteiligt sind. Die berechneten Werte besitzen eine gute Übereinstimmung mit den experimentellen Ergebnissen. Für die genaue Spritzerprognose wird die quantitative Kenntnis der Linsenbildung in Form und Lage benötigt. [68, 72]
Einen anderen Ansatz verfolgen die geometrische Modelle von Browne et al. [68, 73, 74] und Zhang et al. [75] sowie Shen et al. [76]. Es wird der Schmelzlinsenradius rL mit dem Radius des Elektrodenkraftflusses rE verglichen (Abbildung 12 ). Mit der Finite-Elemente-Methode werden die Abmessungen der schmelzflüssigen Linse, in Abhängigkeit der Schweißparameter, berechnet. Ein Spritzer entsteht, wenn der Radius der Schmelzlinse rL über den Kraftflussradius rE wächst. Browne et al. [73] konnten eine Übereinstimmung der simulierten mit den experimentellen Werten feststellen. In der Praxis ist das Modell nur beschränkt anwendbar, weil die numerische Simulationstechnik zu viele Restriktionen in der Spritzerprognose besitzt [68]. Der Schweißprozess und dessen Bedingungen wurden idealisiert, weswegen das Spritzerkriterium nur vom Vergleich der geometrischen Dimensionen abhängt [68]. [68, 73, 74]
Experimentelle Untersuchungen zur Spritzerbildung
Die vorgestellten numerischen Modelle benötigen zur Spritzervorhersage die Kenntnis der Linsengröße und anderer geometrischer Faktoren. Selten ist in Simulationsmodellen die Berücksichtigung aller Einflussgrößen möglich. Aus diesem Grund wird in der Praxis eine experimentelle Anpassung der Prozessparameter, d. h. der Elektrodenkraft, Schweißstrom und –zeit, bevorzugt. Basierend auf diesem Vorgehen wurde von Zhang et al. [77] ein statistisches Modell zur Spritzervorhersage aufgestellt. Im Vergleich zum klassischen Schweißbereichsdiagramm wird der Schweißstrom und –zeit sowie die Elektrodenkraft variiert. Der Einfluss der einzelnen Schweißparameter auf die Spritzerbildung kann statistisch ermittelt werden. Zhang et al. [77] führten eine Analyse für Tiefziehstahl und Aluminium durch. Es wurde festgestellt, dass die Spritzerneigung vom untersuchten Werkstoff abhängt. In allen betrachteten Werkstoffen hat der Schweißstrom den größten Anteil an der Spritzerbildung, dies lässt sich in der Jouleschen Widerstandserwärmung begründen. Den zweithöchsten Einfluss an der Spritzerentstehung besitzt die Elektrodenkraft, gefolgt von der Schweißzeit. Die Abbildung 13-A zeigt den Zusammenhang zwischen der Elektrodenkraft und dem Schweißstrom bei konstanter Schweißzeit. Die 5 - und 95 - Prozentgrenzen geben die Wahrscheinlichkeit für das Auftreten von Spritzern an. Der weiße Bereich zwischen den Grenzen stellt den Übergangsbereich dar in denen Spritzer auftreten können. [68, 77]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 13: Wahrscheinlichkeit für das Auftreten von Spritzern, A) nach [68, 77], B) nach [78]
Um eine spritzerfreie Schweißung bei hohen Strömen zu gewährleisten, ist die Erhöhung der Elektrodenkraft nötig. Wie aus Abbildung 13-A ersichtlich wird, besteht das Spritzeraufkommen in einem nichtlinearen Zusammenhang zwischen der Elektrodenkraft und dem Schweißstrom. Aus diesem Grund wird der Funktionsgraph in drei Zonen eingeteilt. In der ersten Zone ist der Schweißstrom gering. Bei einer zusätzlich niedrigen Elektrodenkraft ist der Einfluss von zufälligen Faktoren, wie beispielsweise dem Werkstückversatz und den Oberflächenrauigkeiten, signifikant. Unter diesen Bedingungen kann eine geringe Stromerhöhung zu einem hohen Anstieg der Spritzerwahrscheinlichkeit führen. In der zweiten Zone existiert eine höhere Sicherheit zur Vorhersage von Spritzern, dass in der Linearität des Graphen begründet ist. In dieser Zone dominiert das Kraft-Balance-Modell von Senkara et al. [72]. Bei einer weiteren Erhöhung des Schweißstromes nimmt der Einfluss der Elektrodenkraft zur Spritzerreduzierung ab (siehe Abbildung 13 -A, Zone 3) . In diesem Bereich erlangt die Schmelzlinse eine Größe, die über die Abmessungen der Elektrodenarbeitsfläche wächst. Infolgedessen kann die flüssige Schmelzlinse nicht mehr durch die Elektrodenkraft komprimiert werden, ein Spritzer entsteht. Eine weitere Krafterhöhung ist nicht zielführend, da das bereits erwähnte geometrische Vergleichsmodell dominiert. Eine anderen Ansatz wird von Davies [79] aufgezeigt, das Spritzerrisiko kann durch Absenkung der Elektrodenkraft verringert werden. Es wird darin begründet, dass bei zu hoher Elektrodenkraft die flüssige Schmelzlinse aus der Fügezone gepresst wird [68]. Die Abbildung 13-B zeigt, dass der Spritzerzeitpunkt vom eingestellten Schweißstrom abhängt [78]. Umso höher der Schweißstrom ist, desto früher entweicht das flüssige Metall aus der Fügezone [68, 77]
2.3 Einflussfaktoren beim Widerstandspunktschweißen
Zur direkten Einflussnahme auf den Schweißprozess dienen der Schweißstrom, die Schweißzeit und die Elektrodenkraft. Die Punktqualität wird nicht nur von den genannten Prozessparametern bestimmt, sondern von zahlreichen Einflussgrößen. Die Tabelle 1 zeigt eine Vielfalt von Einflüssen auf den Prozess des Widerstandspunktschweißens. Die nachfolgenden Betrachtungen beschränken sich auf die Prozessparameter, wobei eine besondere Aufmerksamkeit auf die Elektrodenkraft gelegt wird. [10]
Tab. 1: Einflussfaktoren beim Widerstandpunktschweißen, nach [10]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
2.3.1 Einfluss von Schweißstrom und –zeit
Ein maßgeblicher Einfluss auf die generierte Wärmemenge und somit auf die Linsenbildung ist durch den Schweißstrom gegeben (Formel 1) [6, 9][70, 80]. Werden die Schweißzeit und die Elektrodenkraft konstant gehalten, kann ein Schweißstrombereich ermittelt werden [70, 80]. Die Abbildung 14-A stellt den Zusammenhang zwischen dem Punktdurchmesser und der eingestellten Stromstärke dar.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 14: Schematische Darstellung des Punktwachstums und Schweißbereiches, in Anlehnung an [28, 71]
Zur Aufstellung des Schweißstrombereiches wird eine Punkfolge mit ansteigenden Stromwerten geschweißt. Wenn ein vordefinierter Punktdurchmesser erreicht wird, ist die Mindestqualitätsanforderung, d. h. die untere Stromgrenze, erfüllt [70, 71, 80, 81]. Die obere Stromgrenze wird durch das Entstehen von Grenzflächenspritzern oder einer unzulässigen Deformation des Werkstückes bestimmt [80, 81]. Aus der Differenz der unteren und oberen Stromgrenze wird der Schweißbereich berechnet [70, 71, 80, 81]. Die somit ermittelte Spannweite stellt ein Maß für die Prozesssicherheit des Verfahrens dar [80]. Wird die oben beschriebene Prozedur bei verschieden Schweißzeiten durchgeführt, kann eine Verschiebung der Schweißstromgrenzen festgestellt werden. Aus der Abbildung 14-A wird deutlich, dass durch eine kürzere Schweißzeit t1, der Mindestpunktdurchmesser bei höheren Strömen erreicht wird. Der Zusammenhang zwischen Schweißstrom und der Schweißzeit ist in 14-B dargestellt. Bei der Wahl der Schweißzeit muss beachtet werden, dass sich die Schmelzlinse degressiv zur Schweißzeit ausbildet (Abschnitt 2.2.1 ) [43–45, 80]. Aus diesem Grund kann eine zu kurz gewählte Schweißzeit einen großen Einfluss auf den Punktdurchmesser hervorrufen [80].
2.3.2 Einfluss der Elektrodenkraft
Eine weitere wichtige Stellgröße in der Prozessführung ist die Elektrodenkraft [10, 82–84]. Die Funktionen sind:
- eine gleichmäßige und sichere Einleitung des Schweißstromes in die Bleche,
- die Kompensation eines Spaltes zwischen den Werkstücken,
- eine Veränderung der Widerstandsverhältnisse im Schweißprozess und somit die gezielte Beeinflussung der Wärmeerzeugung und Linsenbildung,
- die Wärmeableitung an der Elektrodenarbeitsfläche,
- die Einflussnahme auf die Stromdichte,
- die Reduzierung der Spritzerwahrscheinlichkeit infolge
der Schmelzlinsenkomprimierung,
- in der Nachhaltezeit die definierte Erstarrung und Abkühlung der Linse unter Druck.
[7, 10, 68, 75, 84, 85]
Die gewählte Elektrodenkraft beeinflusst die einzelnen Widerstände im Schweißprozess und somit die erzeugte Wärmemenge [84]. Die Abbildung 15 zeigt den Einfluss der Elektrodenkraft auf den Kontaktwiderstand zu Beginn des Schweißprozesses.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 15: Einfluss der Elektrodenkraft auf den Kontaktwiderstand
, in Anlehnung an [6, 7, 11]
Durch die Zunahme der Elektrodenkraft fällt der Kontaktwiderstand RK exponentiell ab. [5, 6, 18]. Dieser Zusammenhang lässt sich in der Einebnung der oberflächlichen Rauheitsspitzen begründen, die mit einer Vergrößerung der Berührfläche einhergeht [5, 6, 11]. Nach Zwolsmann und Vrossmans [86] berechnet sich der Kontaktwiderstand bei Raumtemperatur zu:
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Aus der Formel 6 wird ersichtlich, dass der Kontaktwiderstand RK vom spezifisch elektrischen Widerstand ρK, der werkstoffbedingten Brinellhärte HBK sowie der Elektrodenkraft FE abhängt. Diese mathematische Gleichung gilt unter der Bedingung einer nicht oxidierten und sauberen Werkstoffoberfläche [86].
Eine Erhöhung der Elektrodenkraft bewirkt nicht nur die Verringerung der anfänglichen Kontaktwiderstände, sondern eine Abnahme des gesamten Widerstandsverlaufes [5, 17, 82, 87]. Die Abbildung 16 -A zeigt den Gesamtwiderstand RG, d. h. die Summe aller Kontakt- und Stoffwiderstände, in Abhängigkeit von der Stromzeit ts.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 16: Einfluss der Elektrodenkraft auf A) den dynamischen Widerstandstand und B) die Stromdichte, nach [5]
Petzold [5] begründet den flacheren Widerstandsverlauf damit, dass durch eine erhöhte Kraft, die Elektroden stärker in die Bleche einsinken. Folglich entsteht eine größere Kontaktfläche zwischen der Elektrode und dem Blech, wodurch die Stromdichte und der Widerstand abnehmen [5, 83]. Dieser Effekt wird zusätzlich durch die verminderte Werkstückdicke verstärkt, die zu einer Reduzierung des Stoffwiderstandes führt [5, 7]. Infolge der Widerstandsabnahme wird die entstehende Wärmemenge verringert [84]. Die Abbildung 17 zeigt die Auswirkung der Elektrodenkraft auf die Temperaturverteilung im Werkstück. Alle dargestellten Schweißpunkte besitzen den gleichen Schweißstrom und die gleiche Schweißzeit [44].
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 17: Einfluss der Elektrodenkraft auf die Temperaturverteilung, in Anlehnung an [44]
Eine Kraftverringerung bewirkt zwei gegensätzliche Effekte. Zum einen vergrößern sich die Stromdichte und der Gesamtwiderstand, das zu einer Zunahme des Linsendurchmessers führt. Zum anderen wird die wärmeerzeugende Kontaktfläche verringert. Als Ergebnis für diesen Kompromiss ergibt sich der maximale Linsendurchmesser nicht immer bei der geringsten Elektrodenkraft. Dieser Zusammenhang wird im Diagramm der Abbildung 18 verdeutlicht. Die rote Funktion visualisiert den Linsendurchmesser unter einer konstanten Elektrodenkraft. Die blaue Funktion zeigt das Verhältnis aus der Linsen- zur Blechdicke. [44]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 18: Linsenabmessungen bei der Variation der Elektrodenkraft, in Anlehnung an [44]
Aus der Abbildung 18 ist der Trend ersichtlich, dass eine zunehmende Elektrodenkraft zu kleineren Linsendurchmessern und -dicken führt [44, 88]. Dieses Phänomen lässt sich durch die geringere Energieeinbringung und der erhöhten Wärmeabführung an den Elektrodenarbeitsflächen erklären [10]. Nach Zhou und Cai [88] neigt eine erhöhte Elektrodenkraft zu einer späteren Linsenentstehung, die aber mit einer hohen Linsenwachstumsrate einhergeht. Um dennoch einen ausreichenden Linsendurchmesser zu erreichen, muss stets ein Kraftanstieg mit einer Stromerhöhung kompensiert werden [52]. Bei der Wahl der Prozessparameter muss beachtet werden, dass eine zu niedrig gewählte Elektrodenkraft zu:
- einer Zunahme der Streuung des anfänglichen Kontaktwiderstandes [5, 52],
- einer Erhöhung der Spritzerwahrscheinlichkeit (siehe Abschnitt 2.2.2 ) [68, 77],
- einer möglichen Verringerung des Schweißbereiches [28],
- einem Spalt zwischen den Blechen [75],
- Schmorstellen auf der Blechoberfläche sowie Elektrodenarbeitsfläche [14],
- einer Steigerung des Elektrodenverschleißes [14],
- einem tiefen Elektrodeneindruck [11],
führen kann. Nachfolgend wird genauer auf die variable Elektrodenkraft im Schweißprozess eingegangen.
2.3.3 Einfluss von Kraftprofilen
Allgemein kann die Elektrodenkraft in Vor-, Schweiß- und Nachpresskraft unterteilt werden. Die Abbildung 19 zeigt exemplarisch diese drei Abschnitte. [89]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 19: Kraftprofil beim Widerstandspunktschweißen, in Anlehnung an [29, 89]
Vorpresskraft
In der Praxis [83, 89–92] wird häufig eine höhere Vorpresskraft FV als die eigentliche Schweißpresskraft FS verwendet. Dieser Kraftprofilansatz führt zu einem anfänglichen Absinken des Kontaktwiderstandes und verhindert so unerwünschte Anfangsspritzer [5, 11, 83].
Schweißpresskraft
Die Schweißpresskraft Fs ist durch das Zuschalten des Schweißstromes charakterisiert. Eine Unterteilung kann in einen konstanten und variablen Kraftverlauf erfolgen. Der Einfluss einer gleichbleibenden Elektrodenkraft auf die Punktbildung ist in Abschnitt 2.3.2 beschrieben. An dieser Stelle soll detaillierter auf die veränderliche Schweißpresskraft eingegangen werden. Zur übersichtlicheren Darstellung wird die aufgeführte Literatur in zwei Gruppen eingeteilt. Einerseits wird die Schweißpresskraft im Prozess erhöht und anderseits wird diese gesenkt. Dieser Zusammenhang wird durch die Abbildung 20 visualisiert.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 20: Schematische Darstellung einer variablen Schweißpresskraft
Tan et al. [84] untersuchten ansteigende Kraftprofile bei einer Variation des Kraftwertes sowie des Zeitpunktes der Krafterhöhung. Das Resümee der Untersuchungen ist, dass die anfängliche Schweißpresskraft möglichst gering sein sollte und nach der Hälfte der Schweißzeit erhöht werden soll [84]. Dies führt zu einer Erhöhung der Scherzugfestigkeit, bei gleichbleibenden Schweißstrom und –zeit [84]. Eine signifikante Ausdehnung des Schweißbereiches konnte nicht festgestellt werden [84]. Übereinstimmend kommen Tan et al. [84] und Arumugam [93] zu dem Ergebnis, dass eine Krafterhöhung die Schweißbereichsgrenzen zu höheren Strömen verschiebt. Im Umkehrschluss verschiebt eine Kraftverringerung die Schweißbereichsgrenzen zu niedrigeren Strömen [93]. Ein weiteres ansteigendes Kraftprofil wird von Zhang et al. [92] für das Punktschweißkleben aufgestellt. Die Grundlage des Kraftverlaufes basiert auf dem Kraft-Balance-Modell (siehe Abschnitt 2.2.2 ) . Die steigende Expansionskraft der Schmelzlinse soll durch eine Elektrodenkrafterhöhung kompensiert werden [92]. In den Untersuchungen konnte der Schweißbereich für das Punktschweißkleben erhöht werden [92].
Die meisten Veröffentlichungen betrachten nur ansteigende Kraftprofile vor dem Hintergrund, dass eine zu geringe Elektrodenkraft zu Schweißspritzern führt [68, 72]. Einen gegensätzlichen Ansatz zur Spritzerreduzierung verfolgt Davies [79]. In dem Zeitpunkt, in der sich die Schweißlinse ausbildet, soll die Elektrodenkraft auf ein Drittel ihres ursprünglichen Wertes abgesenkt werden [79]. Dies soll das Herauspressen der flüssigen Schmelzlinse, aus der Fügezone verhindern [68]. Ebenfalls untersuchen Iyota et al. [43] ein abfallendes Kraftprofil mittels Simulation.
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 21: Abfallendes Kraftprofil, in Anlehnung an Iyota et al. [43]
In diesem Modell wird die Elektrodenkraft gesenkt, wenn die Linsenwachstumsrate stagniert (Abbildung 21 , grauweißer Übergang) [43]. Als Folge der Kraftverringerung wird zum einen das Einsinken der Elektroden gemindert und somit der endgültige Linsendurchmesser erhöht (vgl. Abschnitt 2.2.2 ) [43]. Zum anderen wird der linsenumgebene Stützring verringert, welches die Wahrscheinlichkeit von Spritzern erhöht [43]. Als Kompromiss wird zum Ende der Schweißzeit die Elektrodenkraft wieder angehoben [43]. Im Vergleich zur konstanten Schweißpresskraft vergrößert sich der Punktdurchmesser bei einer akzeptablen Größe des Stützringes [43].
Nachpresskraft
Nach dem Abschalten des Stromes, d. h. in der Nachhaltezeit tN, kühlt die schmelzflüssige Linse unter der Nachpresskraft FN definiert ab und erstarrt [10]. In dieser Phase wird die Elektrodenkraft beibehalten , bzw. weiter erhöht. Dadurch sollen Schweißpunktdefekte wie Risse, Poren, vermieden werden [16, 83, 94]. Durch eine Erhöhung der Nachpresskraft, im Vergleich zur Schweißpresskraft, können nach Ao et al. [83] die Scherzugkraft des Schweißpunktes erhöht werden. Wohingegen Furukawa et al. [90] keinen signifikanten Einfluss feststellen können. Dieses muss vor dem Hintergrund betrachtet werden, dass unterschiedliche Werkstoffe und Widerstandsschweißmaschine verwendet wurden. Somit ist eine generalisierte Aussage schwierig und bedarf der individuellen Betrachtung [91]. Zur Kombination der unterschiedlichen Presskräfte sollen nach Sun et al. [89] die Bedingung erfüllt sein:
Nachpresskraft FN > Vorpresskraft FV > Schweißpresskraft FS.
Es kann festgehalten werden, dass im Kraftprofil die Schweißpresskraft den größten Einfluss auf den Linsendurchmesser besitzt [83, 89, 90, 92]. Um den Mindestpunktdurchmesser bei geringen Schweißströmen zu erhalten, sollen nach Sun et al. [89] stets eine geringere Schweißpresskraft gewählt werden, als die Nach- und Vorpresskraft.
2.4 Prozessüberwachung und –regelung
2.4.1 Führungsgrößen zur Prozessüberwachung und –regelung
Exemplarisch zeigt die Abbildung 22 einige Sensoren, die an der Widerstandsschweißmaschine verwendet werden können. Die Messsignale werden durch einen Computer aufgezeichnet und ausgewertet [95].
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 22: An einer Widerstandspunktschweißmaschine angebrachte Sensoren, in Anlehnung an [80, 95]
Die Schweißspannung US kann direkt an den Elektrodenkappen angegriffen werden [95]. Hingegen der Schweißstrom IS indirekt über die induzierte Spannung mittels einer Rogowski-Spule gemessen wird. Der dynamische Widerstand sowie die Leistung/Energie können aus den Messsignalen des Schweißstromes Is und Schweißspannung Us berechnet werden [21]. Der Elektrodenweg s ist der Abstand der Elektroden zueinander und kann durch verschiedene Messmethoden ermittelt werden. Die Elektrodenkraft wird mittels eines piezoelektrischen Sensors ermittelt (Kraftmessplattform). Die Ultraschallübertragung wird durch einen Sender an der oberen Elektrode und einem Empfänger an der unter Elektrode realisiert. Die Schallemission (AE) wird während des Schweißprozesses aufgezeichnet. Die Thermografie (Wärmeabstrahlung) kann für die Temperaturmessung an der Oberfläche der Schweißung verwendet werden. [95]
Die nachfolgende Tabelle 2 zeigt Störeffekte, die mit den unterschiedlichen Messgrößen erfasst werden können.
Tab. 2: Messgrößen und die damit beschreibbaren Störgrößen, in Anlehnung an [96, 97]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Ein plus (+) bedeutet, dass der Störeffekt mit der Messgröße erfasst werden kann
[1] Janota, Kuban [96, 98, 99] definieren die Elektrodenbewegung als thermische Expansion
Es wird ersichtlich, dass die Elektrodenbewegung und der dynamische Widerstand die größte Abbildungsgenauigkeit besitzen. Nachfolgend wird detaillierter die Elektrodenbewegung eingegangen. Der dynamische Widerstand wird in Abschnitt 2.5.3 betrachtet.
Elektrodenbewegung als Führungsgröße
Die Elektrodenbewegung ist abhängig von der Wärmeexpansion und dem Aufschmelzen des Schweißgutes in der Anfangsphase, dem Erreichen eines Ausdehnungsmaximums und dem Einsinken der Elektroden gegen Ende des Schweißprozesses. [10, 99–102]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 23: Generalisierte Elektrodenbewegung, in Anlehnung an [39, 103–105]
Die Abbildung 23 zeigt die schematische Elektrodenbewegung für feuerverzinktes Stahlfeinblech. Gedeon [39, 103, 105] nutzt den Wegverlauf zur Beschreibung der Linsenausprägung und teilt diesen in sechs Bereiche ein. Im ersten Abschnitt verringern sich die Oberflächenunebenheiten der Bleche zueinander. Im zweiten Abschnitt beginnt die Erwärmung des Grundmaterials und der Beschichtung, welches mit einer thermischen Expansion einhergeht. Die Zinkbeschichtung wird langsam von den Kontaktflächen zwischen den Blechen und der Elektrode verdrängt, das der Gesamtausdehnung entgegenwirkt. Im dritten Bereich wird das verflüssigte Zink schneller verdrängt und es bildet sich eine Zinkumrandung (Stützumrandung) aus. Dieser Mechanismus äußert sich in einem Abfall des Elektrodenweges. Der vierte Bereich tritt ein, wenn die Beschichtung sich zwischen den Elektroden fast vollständig entfernt hat. Durch die ausgebildete Zinkumrandung kann ebenfalls kein weiteres Zink mehr verdrängt werden. Die thermische Expansion des Grundmaterials dominiert die Elektrodenbewegung. Der fünfte Bereich ist dadurch gekennzeichnet, dass das Grundmaterial erweicht. Infolgedessen sinken die Elektroden in das Grundmaterial ein, d. h. der Verlauf des Elektrodenweges verringert sich. Zu einem Schweißspritzer kann es kommen, wenn ein zu hoher Schweißstrom oder eine zu lange Schweißzeit gewählt wurde. Die Stützumrandung des Zinkes wird durch die Expansion aufgebrochen und das flüssige Schweißgut entweicht. In der anschließenden Nachhaltezeit kontrahiert der Versuchswerkstoff und der Elektrodeneindruck bildet sich aus. [39, 103, 105]
Der Verlauf des Elektrodenweges wird unter anderem beeinflusst:
- vom Werkstoff, Beschichtung und dessen Eigenschaften [39, 96, 100, 101, 103],
- von der verwendeten Stromquelle (AC, DC) [106],
- von der Schweißzeit und Stromstärke [67, 99, 107–110],
- vom Nebenschluss und Elektrodenverschleiß [96, 97, 111–113],
- von der Maschinensteifigkeit, Kühlleistung, Elektrodenform und -kraft [82, 96, 99, 104, 114].
Nach Waller [100, 101] kann der maximale Elektrodenweg zur Beurteilung der Schweißqualität verwendet werden. Janota [67] und Tsai et al. [113] verwenden die Expansionsrate als Maß der Qualitätsbeurteilung. Die Expansionsrate entspricht dem Verhältnis des maximalen Elektrodenweges zu dessen Schweißzeitpunkt. Ein weiterer Ansatz zur Bewertung der Schweißqualität werden von Zhang et al. [115] aufgezeigt. Die Elektrodenbewegung wird durch neun Kennwerte beschrieben. Durch die Visualisierung der multivariaten Daten können die getätigten Schweißpunkte in deren Qualität beurteilt werden. Ebenfalls verwenden Zhang et al. [116, 117] ein neuronales Wahrscheinlichkeitsnetzwerk zur Qualitätsbestimmung. Zur Vorhersage der Linsendicke stellt Farson [118] fest, dass der Elektrodenweg in der Abkühlungsphase aussagekräftiger ist als die maximale Ausdehnung im Schweißprozess. Ferner wird aufgezeigt, dass der Elektrodenweg besser mit der Linsendicke als mit dem Linsendurchmesser korreliert. Diese Ergebnisse werden durch die Untersuchungen von Janota [67] erhärtet. Nach Krause und Lehmkuhl [102] ist die Elektrodenbewegung eine der aussagekräftigsten Führungsgrößen. Nebenschlussprobleme und Widerstandsänderungen werden aussagekräftiger erfasst als bei elektrischen Messgrößen. Restriktionen des Elektrodenweges bestehen unter anderem in einer zu geringen Maschinensteifigkeit und einer zu dynamischen Elektrodenkraft, die zu Messabweichungen führen [96, 102, 104].
2.4.2 Prozessregelungen
Elektrodenbewegung als Regelungsgröße
Aufbauend auf der Identifizierung der Elektrodenbewegung als Führungsgröße, wurden verschiedene Regelungen entwickelt. Der erste Ansatz geht auf Johnson [114] zurück. Hierbei wird der Schweißstrom unterbrochen, wenn 80 Prozent einer vordefinierten Elektrodenbewegung erreicht sind. Zu diesem Zweck muss in einem vorgelagerten Versuch der maximal zulässige Elektrodenweg bestimmt werden. Dieser entspricht der Expansion des Schweißgutes beim maximalen Schweißstrom (Imax) unterhalb der Spritzergrenze. Ein weiterer Ansatz von Johnson und Needham [114, 119] besteht in der Regelung der Elektrodenkraft während des Schweißprozesses (siehe Abbildung 24 -A) . [113, 114, 119, 120]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 24: Regelungskonzepte der Elektrodenbewegung, A) nach [119], B) nach [98]
In Abhängigkeit zur Expansion des Schweißgutes erfolgt eine Elektrodenkrafterhöhung. Die benötigte Krafterhöhung wird durch einen zusätzlichen Hydraulikzylinder mit Feder erreicht. Durch dieses System kann automatisch in das Linsenwachstum eingegriffen werden. Für eine detaillierte Betrachtung des Einflusses der Elektrodenkraft auf den Schweißprozess wird auf den Abschnitt 2.3.2 verwiesen. [113, 114, 119, 120]
Ein abweichendes Regelungskonzept wird von Janota und Kuban [97–99] verfolgt. Im Schweißprozess werden kontinuierlich die Ausdehnung des Schweißgutes und die daraus resultierende Expansionsrate (siehe Abbildung 24 -B) ermittelt. Beim Erreichen einer vordefinierten Expansionsrate wird der Stromanstieg reduziert. Der Schweißprozess wird abgebrochen, wenn die Expansionsrate gegen null konvergiert. Durch die zusätzliche Ansteuerung der Elektrodenkraft wird der Wirkbereich des Systems erweitert. Weitere Regelungen [121–125] wurden entwickelt, die nach festgelegten Sollwerten und -kurven steuern. Exemplarisch soll ein Ansatz zur Steuerung des Schweißprozesses von Baustahl vorgestellt werden. Taylor und Xie [125] zeigen ein Modell auf, das Störeinflüsse, wie beispielsweise Nebenschluss und Elektrodenverschleiß kompensieren kann. Das Modell betrachtet zu diesem Zweck, die Expansionsrate und den maximalen Elektrodenweg und vergleicht diese Messgrößen mit Sollkennwerten. Beim Unter- oder Überschreiten des Punktdurchmessers werden die Schweißzeit und der Schweißstrom angepasst. Nach dem Schweißprozess wird zudem eine Aussage über den zu erwartenden Punktdurchmesser getroffen. [97–99, 113, 120–126]
2.5 Besonderheiten beim Schweißen von pressgehärteten Stählen
2.5.1 Verfahren des Presshärtens
Das Presshärten kombiniert das Fertigungsverfahren der Warmumformung mit dem des Härtens. Die Vorteile dieses Verfahrens liegen in der Herstellung von Blechformteilen höchster Festigkeit, die eine hohe geometrische Komplexität abbilden können. [127, 128]
Das Presshärten kann im direkten oder indirekten Verfahren durchgeführt werden [128–131]. Beim direkten Presshärten wird die zugeschnittene Platine (z. B. 22MnB5) in einem Ofen auf eine Temperatur oberhalb der Austenitisierungstemperatur AC3 erwärmt. Zur Auswahl der Ofentemperatur müssen zwei gegensätzliche Effekte beachtet werden. Zum einen nimmt mit steigender Temperatur die Größe der Austenitkörner zu, welches zu einer Abnahme der Zugfestigkeit im abgekühlten Formteil führt [132]. Zum anderen muss der anschließende Transfer zwischen dem Ofen und der Presse beachtet werden, der im Allgemeinen weniger als zehn Sekunden betragen sollte [133, 134]. Diese Zeitspanne stellt sicher, dass sich nach dem Härten ein vollständiges martensitisches Gefüge einstellt [133–135]. Aus diesem Grund muss eine ausreichende Ofentemperatur eingehalten werden, um eine Abkühlung während eines zu langen Transportes zu kompensieren [127]. Die Abbildung 25 zeigt schematisch den Verlauf des direkten Presshärtens. [127, 128]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 25: Darstellung eines Zyklus beim industriell eingesetzten Presshärten, 22MnB5+AS (Datenquelle: ThyssenKrupp AG in Anlehnung an [128, 136])
Die Ofenverweilzeit der Platine wird durch die vollständige Austenitisierung des Werkstoffes und der definierten Schichtausbildung bestimmt. Ist dieser Prozessschritt abgeschlossen, wird die rotglühende Platine aus dem Ofen genommen und zur Presse transferiert. Anschließend findet eine direkte Umformung der Platine im Umformwerkzeug statt. [127, 128]
Eine weitere Aufgabe der Presse ist die schnelle und kontrollierte Abkühlung des Blechformteiles, damit sich ein vollständiges martensitisches Gefüge ausbildet [129]. Das indirekte Presshärten unterscheidet sich dahin gehend, dass die Platine in einem vorgelagerten Prozess kalt umgeformt wird. Das geformte Bauteil wird anschließend im Ofen austenitisiert [130]. Der Ablauf des Presshärtens läuft analog zum direkten Verfahren ab, wobei das Umformwerkzeug zur Kalibrierung der Bauteilgeometrie dient [130]. Im Rahmen dieser Arbeit wird der direkte Presshärteprozess betrachtet. [127, 128]
2.5.2 22MnB5 und dessen Beschichtungen
Für das Presshärten wird am häufigsten der borlegierte Vergütungsstahl 22MnB5 verwendet (Stand 2012) [3, 137]. Im Anlieferungszustand, d. h. vor der Wärmebehandlung, weist der Werkstoff ein ferritisch-perlitisches Gefüge auf [137]. In diesem Zustand beträgt seine Zugfestigkeit zwischen 400 bis 600 MPa, bei einer Bruchdehnung von über zehn Prozent [138]. Hat der Werkstoff den Presshärteprozess durchlaufen, erhöht sich seine Zugfestigkeit bis auf 1650 MPa, wohingegen sich die Bruchdehnung bis auf unter fünf Prozent verringert [139]. Die Abbildung 26 stellt die Abhängigkeit zwischen der Bruchdehnung und der maximalen Zugfestigkeit im Presshärteprozess gegenüber. [127]
Abbildung in dieser Leseprobe nicht enthalten
Abb. 26: Presshärteprozesses in Abhängigkeit der Zugfestigkeit und Brechdehnung, in Anlehnung an [130, 140, 141]
Die Festigkeitssteigerung des pressgehärten 22MnB5 kann durch die Umwandlung des Gefüges erklärt werden. Zunächst wird der Blechwerkstoff oberhalb der AC3-Temperatur erwärmt, infolgedessen wird das Werkstoffgefüge austenitisiert. Der anschließende Härtevorgang führt zu einer schnellen Abkühlung des Werkstoffes, die mit einer Umwandlung des austenitische in ein martensitisches Gefüge einhergeht. Damit sich ein vollständiges martensitisches Gefüge ausbildet, ist eine Abkühlrate von mindestens 25 K/s, bzw. 30 K/s erforderlich [130, 131]. [127, 142]
Dieser Zusammenhang wird im Zeit-Temperatur-Umwandlungsschaubild, für eine Temperatur von 900 °C und einer Haltezeit von fünf Minuten verdeutlicht (Abbildung 27 ) [143].
[...]
- Quote paper
- Maximilian Wohner (Author), 2017, Untersuchung des Effektes einer variablen Elektrodenkraft auf die Schweißqualität beim Widerstandspunktschweißen, Munich, GRIN Verlag, https://www.grin.com/document/459489
-
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X. -
Upload your own papers! Earn money and win an iPhone X.