Vorteile und Herausforderungen beim Laserstrahlschweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit Von der Fakultät Konstruktions-, Produktions- und Fahrzeugtechnik der Universität Stuttgart zur Erlangung der Würde eines Doktor- Ingenieurs (Dr.-Ing.) genehmigte Abhandlung Vorgelegt von Axel Heß aus Kernen-Rommelshausen Hauptberichter: Prof. Dr. phil. nat. habil. Thomas Graf Mitberichter: Prof. Dr. rer. nat. Siegfried Schmauder Tag der mündlichen Prüfung: 22. Juni 2012 Institut für Strahlwerkzeuge der Universität Stuttgart 2012 Laser in der Materialbearbeitung Forschungsberichte des IFSW A. Heß Vorteile und Herausforderungen beim Laserstrahlschweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit Laser in der Materialbearbeitung Forschungsberichte des IFSW Herausgegeben von Prof. Dr. phil. nat. habil. Thomas Graf, Universität Stuttgart Institut für Strahlwerkzeuge (IFSW) Das Strahlwerkzeug Laser gewinnt zunehmende Bedeutung für die indust- rielle Fertigung. Einhergehend mit seiner Akzeptanz und Verbreitung wachsen die Anforderungen bezüglich Effizienz und Qualität an die Geräte selbst wie auch an die Bearbeitungsprozesse. Gleichzeitig werden immer neue Anwendungsfelder erschlossen. In diesem Zusammenhang auftreten- de wissenschaftliche und technische Problemstellungen können nur in partnerschaftlicher Zusammenarbeit zwischen Industrie und Forschungs- instituten bewältigt werden. Das 1986 gegründete Institut für Strahlwerkzeuge der Universität Stuttgart (IFSW) beschäftigt sich unter verschiedenen Aspekten und in vielfältiger Form mit dem Laser als einem Werkzeug. Wesentliche Schwerpunkte bil- den die Weiterentwicklung von Strahlquellen, optischen Elementen zur Strahlführung und Strahlformung, Komponenten zur Prozessdurchführung und die Optimierung der Bearbeitungsverfahren. Die Arbeiten umfassen den Bereich von physikalischen Grundlagen über anwendungsorientierte Aufgabenstellungen bis hin zu praxisnaher Auftragsforschung. Die Buchreihe „Laser in der Materialbearbeitung – Forschungsberichte des IFSW“ soll einen in der Industrie wie in Forschungsinstituten tätigen In- teressentenkreis über abgeschlossene Forschungsarbeiten, Themenschwer- punkte und Dissertationen informieren. Studenten soll die Möglichkeit der Wissensvertiefung gegeben werden. Vorteile und Herausforderungen beim Laserstrahlschweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit von Dr.-Ing. Axel Heß Universität Stuttgart Herbert Utz Verlag · Wissenschaft München Als Dissertation genehmigt von der Fakultät für Konstruktions-, Produktions- und Fahrzeugtechnik der Universität Stuttgart Vorsitzender: Prof. Dr. sc. nat. Wolfgang Osten Hauptberichter: Prof. Dr. phil. nat. habil. Thomas Graf Mitberichter: Prof. Dr. rer. nat. Siegfried Schmauder Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.ddb.de abrufbar. Zugleich: Dissertation, Stuttgart, Univ., 2012 D 93 Dieses Werk ist urheberrechtlich geschützt. Die dadurch begründeten Rechte, insbesondere die der Übersetzung, des Nachdrucks, der Entnahme von Abbildungen, der Wiedergabe auf fotomechanischem oder ähnlichem Wege und der Speicherung in Datenverarbeitungs- anlagen bleiben – auch bei nur auszugsweiser Verwen- dung – vorbehalten. Copyright © Herbert Utz Verlag GmbH 2012 ISBN 978-3-8316-4198-7 Printed in Germany Herbert Utz Verlag GmbH, München Tel.: 089-277791-00 · www.utzverlag.de Inhaltsverzeichnis Inhaltsverzeichnis 5 Verzeichnis der Symbole 7 Kurzfassung der Arbeit 11 Extended Abstract 13 1 Einleitung 17 1.1 Motivation und Zielsetzung der Arbeit .......................................................... 17 1.2 Aufbau der Arbeit ........................................................................................... 19 2 Grundlagen und Stand der Technik 20 2.1 Das Laserstrahlschweißen .............................................................................. 20 2.1.1 Wechselwirkung der Laserstrahlung mit dem Werkstoff .................... 20 2.1.2 Vorteile stark fokussierbarer Laserstrahlung ....................................... 29 2.1.3 Materialtransport und Strömungsfelder im Schmelzebad ................... 32 2.2 Wirkungsgrade beim Tiefschweißen .............................................................. 35 2.3 Eigenspannungen und Verzug bei Stahlwerkstoffen ..................................... 37 2.3.1 Simultane Wärmeeinbringung zur Verzugsminimierung .................... 41 2.3.2 Minimale Wärmeeinbringung zur Verzugsminimierung ..................... 42 3 Verwendete Systemtechnik 43 3.1 Bearbeitungsstation ........................................................................................ 43 3.2 Spannmittelkonzeption ................................................................................... 44 3.3 Verwendete Strahlquellen .............................................................................. 47 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung .......................................... 50 3.4.1 Ermittlung absoluter Messwerte im stationären Zustand .................... 50 3.4.2 Ermittlung des Fokus-Shifts in Abhängigkeit von der Zeit ................. 59 3.4.3 Auswirkungen auf das Laserstrahlschweißen ...................................... 66 3.4.4 Referenzprozess zur Optik- und Prozessqualifizierung ....................... 69 6 Inhaltsverzeichnis 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen 80 4.1 Verzugsbestimmung bei Schweißproben ....................................................... 80 4.2 Verzugsminimierung durch höhere Vorschubgeschwindigkeit ..................... 84 4.3 Verzugsminimierung durch kleinere Fokusdurchmesser ............................... 85 4.4 Verzugsminimierung durch kleinere Divergenzwinkel .................................. 87 4.5 Zusammenfassung Verzugsminimierung ....................................................... 90 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen 91 5.1 Externe Beobachtung mit Hochgeschwindigkeitskameras ............................ 91 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial .............................................. 98 5.2.1 Auswahl des Indikatormaterials ........................................................... 98 5.2.2 Durchführung der Schweißversuche mit Indikatormaterial ................. 99 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen 109 6.1 Eigenschaften von Kupferwerkstoffen ......................................................... 109 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerkstoffen ......................... 112 6.3 Schweißnahtgeometrien bei Kupferwerkstoffen .......................................... 121 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle ............................... 126 7 Zusammenfassung 137 8 Literatur- und Quellenverzeichnis 141 Danksagung 153 Verzeichnis der Symbole ADC Analog-Digital-Converter Al Aluminium CAD Computer-Aided Design CCD charge coupled device CO2 Kohlenstoffdioxid Cu Kupfer Cu-ETP Reinkupfer CuFe2P niedriglegierter Kupferwerkstoff Cu-PHC niedriglegierter Kupferwerkstoff CuSn6 Bronze cw Dauerstrich (continuous wave) DIN Deutsche Industrienorm DIN EN Deutsche Industrienorm Europäische Norm EDX Energy - Dispersive X-Ray Spectroscopy Fe Eisen FM FocusMonitor HEA Humpentstehungsanfang HEE Humpentstehungsende IFSW Institut für Strahlwerkzeuge IR infrarot ISO Internationale Organisation für Normung LAM laseraktives Medium LBO Lithiumtriborate LLK Lichtleitkabel Nd Neodym SHADOW Stepless High Speed Accurate and Discrete One Pulse Welding SM Single Mode SPP Strahlparameterprodukt SPP00 Strahlparameterprodukt eines gaußförmigen Grundmodes SPS speicherprogrammierbare Steuerung WEZ Wärmeeinflusszone 8 Verzeichnis der Symbole YAG Yttrium-Aluminium-Granat Yb Ytterbium A - Absorptionsgrad AF - Aspektverhältnis Fokus A(T,O) - temperatur- und wellenlängenäbhängiger Absorptionsgrad a m²/s Temperaturleitfähigkeit Dw mK Wärmeausdehnungskoeffizient Di ° Querverzugswinkel D ° mittlerer Querverzugswinkel Bk m Schmelzebadbreite an der Oberfläche cp J/(kgK) Wärmekapazität D* Wm thermisch induzierter Brechungskoeffizient d(z) m Strahldurchmesser an der Stelle z df m Fokusdurchmesser d1 m Strahldurchmesser an Messebene (Lasereinschaltzeitpunkt) dStrahl(P) leistungsabhängiger Strahldurchmesser dt m Strahldurchmesser an Messebene (nach der Zeit t) dWS m Strahldurchmesser auf dem Werkstück E J/m Streckenenergie Ei J Ionisationsenergie f0 m Brennweite Fokussierlinse ftherm(P) m leistungsabhängige thermische Linse f(P) m leistungsabhängige Brennweite f~' m normierter Fokus-Shift I0 W/m² Intensität im Fokus Ii W/m² Intensität K - Strahlpropagationsfaktor oder K-Zahl K1, K2 W/m Materialkonstante l0 m Anfangslänge 'l m Längendifferenz durch thermische Dehnung O m Wellenlänge Oth W/(mK) Wärmeleitfähigkeit M2 - Beugungsmaßzahl mi - Geradensteigung Verzeichnis der Symbole 9 NA Numerische Apertur KA - Einkoppelgrad KPr - Prozesswirkungsgrad Kth - thermischer Wirkungsgrad P W Laserleistung Pein W eingekoppelte Leistung Pgrün W Laserleistung bei O = 515 nm Pheiz,i W Heizleistung zum Vorwärmen der Optiken PIR W Laserleistung bei O = 1030 nm PIR+grün W Summe Laserleistung PL W Laserleistung PL/df W/m Strahlparameterquotient PL,ab W absorbierte Laserleistung PL,ges W gesamte eingestrahlte Laserleistung PTSS,i W Schwellleistung für das Tiefschweißen Re N/m² Streckgrenze R - Reflexionsgrad rf m Fokusradius r(z) m Isophotenradius in Abhängigkeit von z U kg/m3 Dichte s m Indikatorfolienstärke 4 ° gesamter Divergenzwinkel des fokussierten Strahls 4f rad gesamter Divergenzwinkel des fokussierten Strahls - ° halber Divergenzwinkel T - Transmissionsgrad T K Temperatur 'T K Temperaturdifferenz T0 K Raum-/Umgebungstemperatur Tm K Schmelztemperatur Tv K Verdampfungstemperatur Tschmelz K Schmelztemperatur Tdampf K Verdampfungstemperatur t s Zeit t m Einschweißtiefe theiz s Heizdauer zum Vorwärmen der Optiken 10 Verzeichnis der Symbole v m/s Vorschubgeschwindigkeit u0 m/s Vorschubgeschwindigkeit uumax m/s maximale Vorschubgeschwindigkeit uu(y) m/s Vorschubgeschwindigkeit in Abhängigkeit von y w0 m Fokusradius w0,gem m gemessener Fokusradius w0,th m theoretischer Fokusradius w(z) m Fokusradius in Abhängigkeit von z 'x m Änderung der Probenbreite xTSS,i m Strecke bis zur Tiefschweißschwelle z m Strahlausbreitungsrichtung z1 m Fokuslage beim Einschaltzeitpunkt zf(P) m leistungsabhängige Fokuslage zP1 m Strahldurchmesser an der Stelle zp1 zt m Fokuslage nach der Zeit t 'z m Versatz in z-Richtung (Fokus-Shift) z~' - normierter Fokus-Shift zkap m Tiefe der Kapillare zR m Rayleighlänge zR,e m Rayleighlänge des kollimierten Strahls zWS,i m Abstand von Fokussierlinse zum Werkstück Kurzfassung der Arbeit Die Vorteile einer sehr guten Fokussierbarkeit von Scheiben- und Faserlaser lassen sich auf verschiedene Art und Weise nutzen. Kleinere Fokusdurchmesser und die dar- aus resultierenden hohen Intensitäten ermöglichen einen Tiefschweißprozess bei sehr hohen Vorschubgeschwindigkeiten. Für den industriellen Einsatz ist vor allem eine reproduzierbare hohe Qualität des bearbeiteten Bauteils entscheidend. Schädigungen, wie insbesondere der Verzug, sollen so weit wie möglich reduziert werden. Untersu- chungen zeigen, dass bei einer konstanten Einschweißtiefe mit einem kleineren Fo- kusdurchmesser, einer höheren Vorschubgeschwindigkeit und einem kleineren Diver- genzwinkel der Verzug stark reduziert werden kann. Der Vorteil einer sehr guten Strahlqualität kann auf der anderen Seite sehr hohe Inten- sitäten in den Schweißoptiken mit sich bringen. Durch Absorptionen im Bulkmaterial und den Beschichtungen kommt es zu thermischen Effekten und somit zu einer Ver- schlechterung der Strahlqualität und zu einem Fokus-Shift. Diese können so gravie- rend sein, dass Auswirkungen auf den Schweißprozess einhergehen. In der vorliegen- den Arbeit wurden mit hochwertiger und komplexer Messausrüstung transiente und stationäre Strahlqualitätsmessungen an Schweißoptiken durchgeführt. Ein neuentwi- ckeltes und neuartiges Verfahren ermöglicht eine einfache Qualifizierung von Optiken. Der sogenannte „Referenzprozess“ macht dazu Veränderungen der Intensität bzw. der Intensitätsverteilung auf dem Werkstück sichtbar, die zu unterschiedlichen Schweißer- gebnissen führen und sich mittels Messschieber einfach auswerten lassen. Ein weiterer Vorteil der hohen Intensitäten von im infraroten emittierenden Laser- strahlquellen ist die Bearbeitung von Kupferwerkstoffen im Dauerstrichbetrieb. Dabei lassen sich mehrere Millimeter Einschweißtiefe erreichen. Eine Herausforderung stellt die geringe Absorption von gerade einmal 5 % zu Prozessbeginn dar. Starke Rückre- flexe können dabei zu Schädigungen in den optischen Komponenten führen. Durch die Verwendung von frequenzverdoppelten Lasersystemen kann die Absorption etwa ver- siebenfacht werden, so dass Rückreflexe reduziert werden. Diese neuartigen im „grü- nen“ emittierenden cw-Laser sind in ihrer Leistung noch stark begrenzt, weshalb in dieser Arbeit ein Kombinationsprozess realisiert wurde, mit dem höhere Einschweiß- tiefen möglich werden und der Vorteil der kürzeren Wellenlänge deutlich wird. Extended Abstract New developments in diode-pumped fibre lasers and disc lasers open up opportunities for completely new process strategies as a result of their incomparable focusability at high laser power. This yields unprecedented beam parameter quotients (power divided by focus diameter) which are needed for high welding velocities. In addition this al- lows deep penetration welding in highly reflective materials such as copper. The laser sources used for this work were fibre coupled allowing high accessibility and flexibil- ity as well as lower costs for the handling devices. Another important property of shorter wavelengths is the generally increased absorptivity in metals. With the use of 1 μm lasers instead of CO2 lasers, an increase of absorptivity has already been at- tained. A further improvement of the absorptivity, especially in copper material, can be achieved by using laser sources in the visible range. This kind of novel laser sources, which have not been available so far, goes along with new possibilities in material processing. For industrial application the above mentioned advantages can be exploited in high efficiency processes. The small interaction zones enable deep penetration welding with less distortion of the workpiece. The joint geometries of thin samples of less than one millimeter have never been achievable before and were therefore never examined in the past. The minimization of distortion through minimizing the heat input is clearly shown in this work. For this purpose samples of stainless steel with a thickness of 500 μm were used. The distortion angle (averaged angle of the distorted workpiece adjacent the weld seam) was measured with a surface topography system. Therewith a comparison of different welding parameters could be performed. Three laser sources with different beam qualities were used for the investigations. Different focal diame- ters in the range from 14 μm to 200 μm were achieved with different focusing ar- rangements. A reduction of the distortion angle was demonstrated for: Î Smaller focus diameter; Î Higher processing speeds (up to 50 m/min); Î Smaller divergence angle of the laser beam. In doing so the penetration depth of welds was kept constant. The above mentioned three parameters directly reduced the cross-sectional area of the weld seam and there- fore resulted in a smaller distortion angle. 14 Extended Abstract Due to the decreasing focal diameters new clamping devices with a high position accu- racy had to be developed. A magnetic clamping device fulfilling this demand was constructed and manufactured. However, high average power very often causes thermal beam distortion inside trans- mitting optical elements. This effect is especially pronounced in contaminated optics. It results in a significant decrease of the beam quality and a shortening of the effective focal length, also referred to as focus shift. Both effects directly modify the laser spot size and thus the intensity on the workpiece. This is very critical for most laser materi- al processing applications. Especially welding of highly reflective materials such as copper is very sensitive to changes in the laser intensity. To prevent process failures, the focus shift and also the beam quality have to be measured behind the optical com- ponents. Static as well as transient measurements showed that the focus shift and the degraded beam quality directly reduce the intensity on the workpiece. In addition the power which is absorbed, reflected, and scattered in the optical components also reduces the intensity on the workpiece. Reductions of the intensity on the workpiece of up to 88 % were measured. The remaining 12 % obviously are not sufficient to allow a stable welding process. These results imply that the use of appropriate and very clean pro- cessing optics is mandatory for a reproducible and stable welding process. The above mentioned measurements require very expensive and complex measure- ment equipment. In this work, a novel and simple method is presented, which uses the welding process itself to quantitatively determine the focus shift. The so-called “refer- ence process” was developed, which takes benefit of the dependence of the deep pene- tration welding threshold on the beam diameter. After a defined preheating time in order to control the thermal load of the optics, a weld trace of a few centimeters is generated in a sample by applying a laser power ramp. The position of the transition from heat conduction welding to deep penetration welding is easily noticeable by visu- al inspection of the seam width on the workpiece surface. This allows measuring it with a simple caliper, yielding the threshold transition power. By the outcome of four different welds with suitably varying laser parameters, the focus shift can be calculated with appropriate accuracy. With this method, a new and easily applicable tool is avail- able. This is an important requirement for a reproducible and stable welding process and even holds for changing conditions, as e. g. slowly contaminated safety glasses. Presuming correct conditions of the laser beam on the workpiece, also highly reflec- tive materials can be welded by the means of highly brilliant 1 μm laser beams. With Extended Abstract 15 the use of 1 μm lasers the absorptivity can be increased from about 1 % to about 5 % in copper material at room temperature as compared to CO2-lasers. Using high-power 1 μm lasers this absorptivity increase guarantees that enough energy absorbed for starting a deep penetration welding process. In addition the absorptivity of copper increases with temperature and even shows a large step in absorptivity at the phase transition from solid to liquid from about 8 % to about 13 %. When the processing optics are not aligned and shielded correctly, the large amount of back reflected laser light causes severe damage somewhere in the optics chain. This happens especially at the process start. To control the process start condition, the absorptivity was increased by coupling more laser power in the copper material. This was done by using a beam source with a once more shorter wavelength. A frequency-doubled thin-disk laser with a wavelength of 515 nm and a maximum average output power of 100 W was availa- ble for the experiments presented here. At this wavelength, the absorptivity for the “cold” copper material is more than seven times higher as compared to the infrared (IR) laser beam. However, due to the limited power the penetration depth of pure cop- per welds was only about 100 μm, which is not sufficient for most industrial applica- tions. Therefore, a commercial thin-disk laser (O = 1030 nm) and the frequency dou- bled thin-disk laser were combined allowing a so-called hybrid process. The preceding green laser beam with a focal diameter of 25 μm was used to heat up, melting and forming a small keyhole on the surface of the copper material. The IR laser beam was focused onto the workpiece to a diameter of 100 μm and the distance between the two laser beams was adjusted to 100 μm. The large distance was chosen so that there was no interaction between the keyhole created by the green laser beam and the interaction region of the IR beam. Numerical simulation of these conditions showed an increase of absorptivity in the interaction zone of the IR beam from 5 % to about 11 %. Under these conditions the IR beam interacted with the preheated material which leads to an enhanced absorptivity and a lower threshold for deep penetration welding. Welding experiments confirmed the predictions. For the described hybrid process two laser sources as well as two very accurately aligned processing heads were necessary. The high complexity of the optical arrange- ment and the resulting high cost make the hybrid process only reasonable for specific industrial applications. Nevertheless, the encouraging results using the hybrid process suggest further research on laser sources providing - at least at the process start - enough “green” laser power to force well-controlled deep penetration welding in cop- per materials. 1 Einleitung 1.1 Motivation und Zielsetzung der Arbeit Neuentwicklungen im Bereich der Scheiben- und Faserlaser ermöglichen aufgrund bisher unerreichter Fokussierbarkeiten und hohen Laserleistungen immer schnellere Bearbeitungsgeschwindigkeiten. Inzwischen werden Singlemode Faserlaser mit einer Ausgangsleistung von bis zu 10 kW angeboten und ein Ende der Leistungssteigerung ist aus heutiger Sicht nicht abzusehen. Es stehen demnach nahezu beugungsbegrenzte Laserstrahlquellen im Multikilowattbe- reich zur Verfügung, deren Strahlen sich auf wenige Mikrometer Fokusdurchmesser fokussieren lassen. Weitere Vorteile der guten Strahlqualität zeigen sich vor allem in der Möglichkeit, kompaktere Optiken zu verwenden oder größere Arbeitsabstände zwischen Optik und Werkstück umzusetzen. Je nach Anwendung können somit sehr hohe Intensitäten auf dem Werkstück und den optischen Elementen auftreten. Kleinste Absorptionen in der jeweiligen Beschichtung und im Substratmaterial führen zur Er- wärmung der Optikkomponenten, die dadurch auftretenden thermischen Effekte füh- ren zu einer zeitlichen sowie räumlichen Veränderung der Intensitätsverteilung am Werkstück. Eine Qualifizierung der verwendeten Optiken ist deshalb die Vorausset- zung für einen stabilen, ergebniseffizienten Schweißprozess. Neben kommerziell er- hältlichen Messinstrumenten wird in dieser Arbeit ein neues Verfahren vorgestellt, mit welchem sich die Auswirkungen einer Intensitätsänderung ohne komplexe und kosten- intensive Messgeräte ermitteln lassen. Als Hilfsmittel werden lediglich eine präparierte Schweißprobe aus Aluminium und ein Messschieber benötigt. Das Verfahren nutzt dabei den Übergang vom Wärmeleitungs- in das Tiefschweißen so aus, dass anhand von mindestens vier Schweißungen der Fokus-Shift bestimmt, beziehungsweise der Zustand der Optiken beschrieben werden kann. Neben der Werkzeugcharakterisierung soll in dieser Arbeit untersucht werden, inwie- fern sich eine bessere Fokussierbarkeit und somit ein kleinerer und symmetriesierter Wärmeeintrag, durch Unterdrückung oder Behinderung von metallurgischen Vorgän- gen auf den Bauteilverzug auswirkt. Dieser Aspekt ist für den industriellen Einsatz entscheidend, da er Wegbereiter für viele neue Anwendungen sein wird. Vor allem durch die großen Aspektverhältnisse wird das Laserstrahlschweißen dem Elektronen- 18 1 Einleitung strahlschweißen in vielen Anwendungen zukünftig Konkurrenz bereiten bzw. es sub- stituieren. Des Weiteren erlauben die hohen Intensitäten auf dem Werkstück einen Tiefschweiß- prozess in Materialien mit einem relativ kleinem Absorptionsgrad wie zum Beispiel in Kupfer. Dies eröffnet den jeweiligen Laserstrahlquellen einen weiteren Markt in einem Bereich, der bisher von gepulsten Systemen bedient wurde. In dieser Arbeit sollen die Verfahrensgrenzen für das Laserstrahltiefschweißen in verschiedene Kupferwerkstoffe diskutiert werden. Neben der Weiterentwicklung von nahezu beugungsbegrenzten Scheiben- und Faserlasern mit Wellenlängen im 1 Mikrometerbereich werden fre- quenzverdoppelte Laserstrahlquellen entwickelt, welche ebenfalls beugungsbegrenzte Strahlung im Dauerstrichbetrieb von mehreren 100 W im grünen Spektralbereich emit- tieren. Die mit der kürzeren Wellenlänge einhergehende Absorptionserhöhung in Me- tallen zeigt sich dabei vor allem an Kupferwerkstoffen, an denen für den kalten Werk- stoff eine verbesserte Absorption um etwa Faktor sieben zu erwarten ist. Wegen der geringen zur Verfügung stehenden Leistungen können mit diesen Systemen nur weni- ge hundert Mikrometer Einschweißtiefe erreicht werden, so dass eine Kombination aus einer im grünen und einer im infraroten emittierenden Strahlquelle notwendig wird. Damit können die Vorteile beider Strahlquellen für einen optimierten Tiefschweißpro- zess in Kupferwerkstoffen genutzt werden. Neben der Bearbeitung des Werkstoffes Kupfer erlauben die sehr gut fokussierbaren Laserstrahlquellen eine Steigerung der Prozessgeschwindigkeit auch beim Fügen von Edelstählen von bisher etwa 5 m/min auf bis zu 100 m/min. Zu erwarten ist dabei, dass sich die Dynamik des Schmelzebades ändert. Hochgeschwindigkeitsaufnahmen im visuellen Bereich zeigen auf, ob aktuelle Prozessmodelle für Hochgeschwindigkeits- schweißungen gültig sind oder modifiziert werden müssen. Neben der Betrachtung der Schmelzebadoberflächen mit Hochgeschwindigkeitskameras soll mit Hilfe von Indi- katormaterialien ein Einblick in das Probeninnere ermöglicht werden. Der Transport dieser Tracerpartikel bis zur Erstarrung der Schmelze lässt einen Rückschluss auf die Schmelzeströmungen während des Schweißprozesses zu. Zudem wird ein Modell der Schmelzeströmungen bei hohen Geschwindigkeiten (v = 60 m/min) und einem kleinen Fokusdurchmesser von df = 50 μm ermöglicht. 1.2 Aufbau der Arbeit 19 1.2 Aufbau der Arbeit In der vorliegenden Arbeit werden die Vorteile und Herausforderungen für das Laser- strahlschweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit aufgezeigt. Diese lassen sich nicht auf ein Themengebiet begrenzen so dass in Kapitel 2 die für die Zielsetzung der Arbeit notwendigen Grundlagen aufgeführt werden. In Kapitel 3 wird auf die verwendete Systemtechnik eingegangen. Dazu gehören neben der Aufführung der verwendeten Laserstrahlquellen, die Entwicklung eines für Dünn- blech geeigneten Magnetspannmittels, eine Bearbeitungsstation welche hohe Bearbei- tungsgeschwindigkeiten ermöglicht und eine ausführliche Werkzeugcharakterisierung. Bei der Charakterisierung des Laserstrahls werden stationäre und transiente Messun- gen aufgeführt und die Auswirkungen auf den Laserstrahlschweißprozess bei Verwen- dung ungeeigneter Optiken beschrieben. Das Kapitel endet mit der Beschreibung des neu entwickelten Referenzprozesses, mit welchem ohne kostenintensive Messausrüs- tung Optiken qualifiziert werden können. Ein großer Vorteil der guten Fokussierbarkeit beim Laserstrahlschweißen zeigt sich in der Reduzierung des Verzugs. In Kapitel 4 wird anhand von Edelstahlproben der Ein- fluss der Vorschubgeschwindigkeit, des Fokusdurchmessers und des Divergenz- winkels auf den Verzug diskutiert und am Ende des Kapitels zusammengefasst. In Kapitel 5 wird ein Schmelzeströmungsmodell für kleine Fokusdurchmesser bei hohen Vorschubgeschwindigkeiten erarbeitet, dabei wird zum einen die Schmelzebad- oberfläche mit einer Hochgeschwindigkeitskamera erfasst und ausgewertet. Zum ande- ren kann mit Hilfe von Indikatormaterial und dessen Verteilung nach dem Schweiß- prozess der Schmelzefluss rekonstruiert werden. Die Bearbeitung von Kupferwerkstoffen und die sich ergebenden Einschränkungen werden in Kapitel 6 diskutiert. Neben den Eigenschaften der verwendeten Kupfer- werkstoffe wird mit Hilfe von Röntgenaufnahmen die Entstehung einer tropfenförmi- gen Nahtgeometrie bei hohen Vorschüben erklärt. Anschließend werden die Vorteile einer grünen Strahlquelle aufgeführt. Am Kapitelende wird die Zusammenschaltung eines grünen und eines IR-Lasers zu einem „Hybridprozess“ beschrieben und die sich ergebenden Vorteile aufgezeigt. Abschließend werden in Kapitel 7 die wichtigsten Ergebnisse zusammengefasst. 2 Grundlagen und Stand der Technik 2.1 Das Laserstrahlschweißen Das Laserstrahlschweißen wird nach DIN EN 14610 den Strahlschweißverfahren zu- geordnet [1]. Nach DIN 1910-1 [2] wird es definiert als das Vereinigen von Werkstof- fen in der Schweißzone unter Anwendung von Wärme und/oder Kraft mit oder ohne Schweißzusatz. Die zum Schweißen erforderliche Energie wird dabei von außen zuge- führt. Nach DIN 1910-2 [3] werden die Schweißverfahren nach ihrem Zweck des Schweißens in Verbindungs- und Auftragsschweißen und nach dem physikalischen Ablauf des Schweißens in Press- und Schmelzschweißen unterteilt [4]. Das Laserstrahlschweißen gehört zu der Gruppe des Schmelzschweißens. Die für das Erwärmen und anschließende Aufschmelzen des Bauteils erforderliche Energie wird durch den Laserstrahl zugeführt. Dabei treten in Abhängigkeit von der Intensität, un- terschiedliche Wechselwirkungen zwischen Laserstrahl und Werkstück auf. 2.1.1 Wechselwirkung der Laserstrahlung mit dem Werkstoff Trifft ein Laserstrahl auf eine Werkstückoberfläche, so ist die Höhe der Absorption im Werkstück die entscheidende Größe für einen wirtschaftlichen Einsatz des Strahlwerk- zeugs Laser. Der Anteil der Absorption hängt dabei von verschiedenen Faktoren wie Einfallswinkel, Polarisation, Temperatur, Wellenlänge und den Stoffeigenschaften des Werkstücks ab. Neben dem Absorptionsgrad (A), der Anteil der vom Werkstück ab- sorbiert wird, lassen sich der Reflektionsgrad (R) und der Transmissionsgrad (T) wie in Gleichung (2.1) aufaddieren. Hat das Werkstück eine hinreichende Dicke (T = 0), wird der nicht absorbierte Anteil der Laserleistung vom Werkstück reflektiert. TRA  1 (2.1) Der Absorptionsgrad ist bei einmaliger Wechselwirkung zwischen Material und Laser- strahl definiert als das Verhältnis der absorbierten Laserleistung PL,ab zur gesamten eingestrahlten Laserleistung PL,ges: 2.1 Das Laserstrahlschweißen 21 gesL abL P PA , , . (2.2) In Bild 2.1 sind für Eisen bzw. Stahl, Kupfer und Aluminium die Absorptionsgradkur- ven für senkrechten Einfall des Strahls auf der Oberfläche über der Wellenlänge aufge- tragen. Es ist zu erkennen, dass Aluminium bei Raumtemperatur ein Maximum in der Absorption bei etwa 0,8 μm aufweist. Bei Stahl und Kupfer steigt der Absorptionsgrad mit einer kürzeren Wellenlänge stark an. Wird hingegen ein CO2 Laser mit einer Wel- lenlänge von 10,6 μm zur Materialbearbeitung eingesetzt, dann beträgt der Absorpti- onsgrad für die genannten Metalle nur wenige Prozent. Bild 2.1: Absorptionsgrad von Eisen, Kupfer und Aluminium bei senkrechtem Strahleinfall als Funktion von der Wellenlänge bei Raumtemperatur [5]. Mit dem Einsatz eines Festkörperlasers, Stab-, Scheiben- oder Faserlasers (Nd:YAG bzw. Yb:YAG) können Emissionswellenlängen von etwas über 1 μm genutzt werden. Dabei liegt der Absorptionsgrad von Kupfer unter 5 % und der von Stahl beträgt unge- fähr 37 %. Eine Steigerung des Absorptionsgrades kann zum Beispiel durch Laser- strahlquellen erzielt werden, die im „grünen“, also bei einer Wellenlänge von etwa 0,5 μm emittieren (vgl. Kapitel 3.3). Vor allem beim Werkstoff Kupfer kann mit die- sen frequenzverdoppelten Systemen eine Absorptionserhöhung für einen kalten Kup- ferwerkstoff bis auf etwa 37 % realisiert werden (vgl. Kapitel 6.4). C O 2 1 0, 6 μm X X :Y A G | 1 ,0 μ m gr ün 5 15 μ m 22 2 Grundlagen und Stand der Technik Die genannten Absorptionsgrade werden bei Raumtemperatur erreicht. Beim Laser- strahlschweißen trifft der Laserstrahl allerdings nur beim Einschaltvorgang auf ein “kaltes“ Werkstück. Danach wechselwirkt die Laserstrahlung mit erwärmtem bezie- hungsweise mit aufgeschmolzenem Material, welches hauptsächlich eine Temperatur zwischen Schmelz- und Verdampfungstemperatur besitzt. Die Ermittlung der Absorp- tionsgrade über der Temperatur für die einzelnen Wellenlängen gestaltet sich sehr aufwendig. Aus diesem Grund liegen nur für sehr wenige Werkstoffe und Wellenlän- gen brauchbare Daten für den Absorptionsgrad vor. In Bild 2.2 ist für den reinen Kup- ferwerkstoff der Absorptionsgrad über der Oberflächentemperatur für eine Laserwel- lenlänge von O = 1 μm aufgetragen. Dieser Kurve liegen vier Messpunkte zugrunde [6]. Bei etwa 1350° Kelvin geht mit dem Zustandswechsel von fest nach flüssig ein Sprung im Absorptionsgrad von 8 % auf ungefähr 13 % einher. Noch höhere Tempera- turen lassen einen weiteren Anstieg des Absorptionsgrades vermuten. Bild 2.2: Gemessener Absorptionsgrad von Kupfer über der Oberflächentemperatur für O = 1 μm [6]. Beim Laserstrahlschweißen wird ein Teil des Laserstrahls vom Material absorbiert. Dieses erwärmt sich, bis bei ausreichend hoher Leistungsdichte ein Aufschmelzen des Werkstücks erreicht wird. Durch Relativbewegung zwischen Laserstrahl und Werk- stück entsteht die Schweißnaht. Die für den Prozess bestimmende Größe ist dabei die Leistungsdichte der Laserstrahlung. Diese ergibt sich aus Laserleistung und Strahlqua- lität der Strahlquelle, sowie der Fokussierung des Laserstrahls. In Abhängigkeit von der Leistungsdichte, welche in (Bild 2.3) von links nach rechts zunimmt, lassen sich dabei mehrere Bereiche unterschiedlicher Bearbeitungsprozesse definieren. 2.1 Das Laserstrahlschweißen 23 I1 < I2 < I3 Bild 2.3: Wechselwirkungsprozesse zwischen Laserstrahl und Werkstück in Abhängigkeit von der Intensität des Laserstrahls [7]. Beim Wärmeleitungsschweißen wird das Bauteil nur an der Oberfläche aufgeschmol- zen. Die Energie kann hierbei nur durch Wärmeleitung in die Tiefe des Werkstücks gelangen, was zu einem linsenförmigen Nahtquerschnitt führt. Dabei kann nur ein kleines Aspektverhältnis (Einschweißtiefe zu Nahtbreite) realisiert werden. Für höhere Aspektverhältnisse muss eine charakterisierte Schwelle überschritten werden und es kommt zum Tiefschweißeffekt [8]. Der „Schwellwert“ ist vom Werkstoff abhängig und liegt für Aluminium oberhalb von 107 W/cm² und bei Stahl in der Größenordnung von 106 W/cm2 [7]. Beim Tiefschweißen wird im Brennfleck des Laserstrahls Ver- dampfungstemperatur erreicht. Der nach oben abströmende Metalldampf erzeugt eine Gegenkraft, die zur Ausbildung einer Dampfkapillare im Schmelzebad führt. Der in der Dampfkapillare herrschende Dampfdruck hält der Oberflächenspannung, dem hydrostatischen und dynamischen Druck der Schmelze die Waage, so dass auch bei einer überlagerten Relativgeschwindigkeit eine stabile Dampfkapillare erhalten bleibt [9]. Diese wiederum ermöglicht durch Vielfachreflexion, ein tieferes Eindringen der Laserstrahlung in das Werkstück, was schließlich zu den typischen schlanken Laser- strahlnähten, mit sehr großen Aspektverhältnissen, führt. Aktuelle Untersuchungen weisen darauf hin, dass das klassische Modell mit einer zylindrischen Dampfkapillare mit Mehrfachreflexion [7] der Realität nicht gerecht wird. Beim Laserschweißen ist von einer Dampfkapillare auszugehen, deren vordere Kapillarwand eine Neigung aufweist [10, 11 ,12, 13]. Zudem wird in [10] von einem sehr hohen Absorptionsgrad A der Laserleistung von etwa 80% an der vorderen Kapil- larwand ausgegangen. Die Ausbildung und Form der hinteren Kapillarwand ist somit eine Reaktion auf den Ablationsdruck und dem aus der Dampfkapillare tretenden Me- talldampf, der vorwiegend an der vorderen Kapillarwand erzeugt wird. Erwärmen Aufschmelzen Dampfkapillare 24 2 Grundlagen und Stand der Technik Neben der Kapillargeometrie ist die Stabilität und somit die Reproduzierbarkeit des Schweißprozesses eine wichtige Voraussetzung für den industriellen Einsatz. Dabei stellt der Übergang vom Wärmeleitungs- zum Tiefschweißen ein wichtiges Kriterium dar. Bei höheren Einschweißtiefen muss dabei immer sicher im Bereich des Tief- schweißens gearbeitet werden, wobei die Dampfkapillare immer stabil bleiben muss. Ab welchen Parametern sich die Dampfkapillare zu entwickeln beginnt, soll im Fol- genden näher betrachtet werden. Basierend auf der allgemeingültigen Wärmeleitgleichung stellen [14, 15] und [16] eine Temperaturverteilung in dem zu bearbeitendem Werkstück für das Laserstrahlhärten auf. Somit können die Laserleistungen angegeben werden, die für das Erreichen einer gewünschten Temperatur in einer bestimmten Tiefe für den zu erzielenden Härtever- lauf notwendig sind. Für die Berechnung wird eine ebene Materialoberfläche herange- zogen und die Ausbildung einer Dampfkapillare bzw. eines Schmelzetransportes nicht berücksichtigt. Des Weiteren werden gaußförmige, rechteckige (Tophat) und recht- eckig-gaußförmige Intensitätsverteilungen entsprechend in der Wärmeleitgleichung berücksichtigt. Für die Betrachtung des Schwellwertes, also dem Übergang vom Wärmeleitungs- schweißen zum Tiefschweißen muss sich eine Dampfkapillare ausbilden und somit Verdampfungstemperatur vorliegen. Daher wird im Folgenden die zu erreichende Temperatur auf Verdampfungstemperatur Tv gesetzt. Eine relativ einfache Wärmelei- tungsbetrachtung zeigt, dass die Bedingung ob ein Tiefschweißprozess zustande kommt, durch den Wert des Quotienten aus Laserleistung und Fokusdurchmesser, dem sogenannte Strahlparameterquotient, bestimmt wird. Eine einfache Abschätzung des Schwellwertes für diese Größe führt nach [9, 17] zu: 1.1 ( ),( 0 ) ˜ ˜˜˜ a d A TT d P vf T thV f L O OS (2.3) Das verwendete Intensitätsprofil entspricht dabei einer Gaußverteilung. Neben der erforderlichen Temperaturerhöhung gehen auch die Wärmeleitfähigkeit Oth, die Tem- peraturleitfähigkeit a, der Fokusdurchmesser df, die Vorschubgeschwindigkeit v sowie der temperatur- und wellenlängenabhängige Absorptionsgrad A in Gleichung (2.3) ein. Für die Temperaturleitfähigkeit a wiederum gilt: U O ˜ p th c a (2.4) Dabei ist cp die Wärmekapazität und U die Dichte des verwendeten Materials. 2.1 Das Laserstrahlschweißen 25 In bisherigen Arbeiten wurde Formel (2.3) für relativ große Fokusdurchmesser von df > 100 μm und für relativ kleine Vorschübe von v < 20 m/min verwendet und expe- rimentell bestätigt. Die Nutzung immer kleinerer Fokusdurchmesser von einigen zehn Mikrometern bei sehr hohen Vorschubgeschwindigkeiten von bis zu v = 100 m/min erfordert allerdings eine genauere Betrachtung des Gültigkeitsbereiches. Aus diesem Grund wird nachfolgend Gleichung (2.3) für zwei unterschiedliche Fälle betrachtet. Praxisrelevante Parameter sind dabei die Vorschubgeschwindigkeit v und der Fokusdurchmesser df. Für df˜v << 1,1˜a vereinfacht sich Gleichung (2.3) zu Gleichung (2.5): 1.1( ),( 0 ) ˜˜ ˜ O OS T thV f L A TT d P (2.5) In diesem Geltungsbereich ist also PL/df von v und df unabhängig. Für hohe Vorschub- geschwindigkeiten und/oder große Fokusdurchmesser df˜v >> 1,1˜a ergibt sich Glei- chung (2.6): a d A TT d P vf T thV f L ˜˜˜ ˜ ),( 0 )( O OS (2.6) Durch einfaches umformen erhält man daraus Gleichung (2.7): aA TT d P v T thV f L ˜˜ ˜ ),( 0 5,1 )( O OS (2.7) Für die Schwelle gilt hier also PL/df3/2 = konstant. In Bild 2.4 sind numerische Simula- tionsergebnisse für einen Geschwindigkeitsbereich von 0,5 – 60 m/min und einer Temperaturerhöhung von 2900 K dargestellt. Links in Bild 2.4 ist eine Ellipse einge- zeichnet. Diese kennzeichnet den Bereich kleiner Fokusradien und geringen Schweiß- geschwindigkeiten bei denen der Quotient aus Laserleistung zu Fokusradius konstant ist (P/df = konstant.). Auf der rechten Seite in Bild 2.4 ist der Bereich gekennzeichnet, welcher für große Fokusradien und hohe Schweißgeschwindigkeiten einen konstanten Quotienten aus Laserleistung zu Fokusradius hoch 1,5 ergibt. 26 2 Grundlagen und Stand der Technik Bild 2.4: Links: Notwendige Laserleistung pro Fokusradius rf zur Temperaturerhöhung um 2900 K. Rechts: Notwendige Laserleistung pro rf3/2 zur Temperaturerhöhung um 2900 K als Funktion der Geschwindigkeit [18]. Eine Annahme für diese Schwellbedingung ist, dass die zu erreichende Temperatur in der Wärmeleitgleichung gleich der Verdampfungstemperatur gesetzt wird. Diese Be- dingung ist erfüllt, wenn an einem Punkt des Fokusdurchmessers die Verdampfungs- temperatur erreicht wird. Für die Tiefschweißschwelle ist dies allerdings erst eine not- wendige und noch keine hinreichende Bedingung. Hochgeschwindigkeitsaufnahmen belegen, dass bei Erreichen der Verdampfungstemperatur nicht sofort eine Dampfka- pillare ausgebildet wird. In Bild 2.5 ist links ein Bild aus einer Hochgeschwindigkeits- aufnahme dargestellt, bei dem ein Wärmeleitungsschweißprozess vorliegt und die Parameter so gewählt sind, dass die Laserleistung knapp unterhalb der Schwellleistung für das Tiefschweißen liegt. Nahtquerschliffe bestätigen, dass ausschließlich Wärme- leitungsschweißen vorliegt. Deutlich zu erkennen ist in Bild 2.5 eine Mulde an der Stelle, an der der Laser mit dem Material wechselwirkt. Zu erklären ist diese Mulde mit einem Impuls auf das Schmelzebad, welcher aus dem abströmenden Metalldampf resultiert. Der Impuls auf das Schmelzebad ist allerdings noch zu klein, dass sich eine tiefere Kapillare ausbildet und Mehrfachreflexion einsetzt, wie es auf der rechten Seite in Bild 2.5 zu sehen ist. Aus dieser Beobachtung lässt sich schließen, dass in der Wechselwirkungszone bereits Verdampfungstemperatur erreicht wird und somit die notwendige Bedingung für das Tiefschweißen erfüllt ist. Da diese noch nicht zum gewünschten Tiefschweißeffekt führt, reicht ein punktuelles Erreichen der Verdamp- fungstemperatur im Brennfleckdurchmesser nicht aus. Vielmehr muss für eine mini- male Fläche des Brennfleckdurchmessers Verdampfungstemperatur erreicht werden, damit der Übergang zum Tiefschweißen stattfindet. 2.1 Das Laserstrahlschweißen 27 Bild 2.5: Links: Muldenförmige Erscheinung während des Wärmeleitungsschweißens. Rechts: Tiefe Kapillare während des Tiefschweißprozesses. Bild 2.6 zeigt qualitativ den Zusammenhang zwischen dem Strahlparameterquotienten (PL/df) und dem Einkoppelgrad beziehungsweise der Einschweißtiefe. Es ist deutlich zu erkennen, dass ein stabiler Tiefschweißprozess erst ab einem bestimmten minima- len Strahlparameterquotienten sichergestellt ist. Auf der rechten Seite in Bild 2.6 ist ein Längsschliff einer geschweißten Aluminiumprobe dargestellt, die den Übergang vom Wärmeleitungs- in das Tiefschweißen veranschaulicht. Dabei wurde der Fokus- durchmesser konstant gehalten und die Laserleistung kontinuierlich gesteigert. An der Schwelle ist deutlich ein Sprung in der Einschweißtiefe zu erkennen. Mit steigender Laserleistung nimmt nach Erreichen der Tiefschweißschwelle auch die Einschweißtie- fe kontinuierlich zu. Bild 2.6: Links: Schwellverhalten zwischen Strahlparameterquotient und der Einschweiß- tiefe. Rechts: Tiefschweißschwelle im Längsschliff bei Aluminium und df = const. Das Aspektverhältnis wird an der Schwelle umso ausgeprägter, je geringer der Ab- sorptionsgrad, die Geschwindigkeit, die Dichte und je höher die Wärmeleitfähigkeit ist [19]. Befindet man sich direkt an der Schwelle zum Tiefschweißen, kann es vorkom- men, dass ein Wechsel zwischen Wärmeleitungs- und Tiefschweißen stattfindet. Die- ser Wechsel ist mit einem Sprung in der Einschweißtiefe verbunden. Besonders stark ausgeprägt ist dieser Sprung bei Aluminiumwerkstoffen, der Schwellwert liegt hier bei etwa PL/df | 4 kW/mm. Im Gegensatz dazu hat Stahl aufgrund der geringeren Wärme- 28 2 Grundlagen und Stand der Technik leitfähigkeit und der höheren Absorption einen tiefer liegenden Schwellwert von etwa PL/df | 1 kW/mm [20]. Für reines Kupfer kann in dieser Arbeit ein Schwellwert von PL/df | 10 kW/mm angegeben werden. Dabei korrelieren die Schwellwerte mit der Wärmeleitfähigkeit wie in Tabelle 2.1 zusammengefasst. Ein prozesssicheres Laser- strahlschweißen kann nur dann umgesetzt werden, wenn die Schwelle und der Über- gangsbereich sicher überschritten werden. Werkstoff Schwellwert PL/df in kW/mm Wärmeleitfähigkeit Oth in W/(mK) Stahl | 1 | 50 Aluminium | 4 | 200 Kupfer | 10 | 400 Tabelle 2.1: Korrelation der Tiefschweißschwellwerte mit den Wärmeleitfähigkeiten. Wie in Bild 2.7 dargestellt, kann die Einschweißtiefe leider nicht beliebig gesteigert werden. Besonders für das Schweißen mit CO2-Lasern ist die Steigerung der Laserleis- tung bei einem konstanten Fokusdurchmesser nicht automatisch mit einer größer wer- denden Einschweißtiefe verbunden. Bild 2.7: Prozessfenster beim Laserstrahlschweißen in Abhängigkeit der Laser- und Werk- stoffparameter nach (Absorptionsgrad A, Verdampfungstemperatur TV, Wärme- leitfähigkeit Oth, Wellenlänge O, Ionisationsenergie des Werkstoffes Ei) [21]. Mit steigender Intensität kommt es bei Ȝ = 10,6 μm zu einer zunehmenden Ionisation des in und über der Dampfkapillare vorhandenen Metalldampfs. Die somit entstandene Plasmaabschirmung äußert sich in einer Defokussierung des Laserstrahls und einer 2.1 Das Laserstrahlschweißen 29 Leistungsabsorption. Dies kann bis zu einer völligen Absorption des Laserstrahls in der Plasmawolke über dem Werkstück führen, was ein Kollabieren der Dampfkapillare und somit einen instabilen Schweißprozess zur Folge hat. In dieser Arbeit wurden ausschließlich Festkörperlaser verwendet, die im Vergleich zu CO2–Laser eine kürzere Wellenlänge emittieren. Der Absorptionskoeffizient D des Plasmas steigt mit dem Quadrat der Wellenlänge O an. Aus diesem Grund verschiebt sich die obere Grenze des Prozessfensters bei kleineren Wellenlängen zu höheren Leistungen. Bei der Verwendung von Festkörperlasern mit O | 1 μm konnte in [22, 23, 24] und [25] bisher kein Plasma nachgewiesen werden. Dabei ist zu beachten, dass bei der rasanten Weiterentwicklung neuer Laserstrahlquellen mit nahezu beugungsbe- grenzter Strahlqualität immer höhere Leistungen zur Verfügung stehen. Aus diesem Grund ist für zukünftige Strahlquellen zu prüfen, ob ein Plasma während des Laser- strahlschweißens identifiziert werden kann. Welche Vorteile die gute Strahlqualität mit sich bringt, soll im folgenden Kapitel eingehend diskutiert werden. 2.1.2 Vorteile stark fokussierbarer Laserstrahlung Grundsätzlich bringen brillante Laserstrahlquellen mit besserer Strahlqualität drei wesentliche Vorteile mit sich. Diese sind in Bild 2.8 schematisch dargestellt: 1.) Realisierung eines kleineren Fokusdurchmessers bei einem konstanten Diver- genzwinkel und einer gleichbleibenden Brennweite; 2.) Umsetzung eines größeren Arbeitsabstandes zwischen Fokussiereinheit und Werkstück bei einem konstanten Fokusdurchmesser und konstantem Divergen- zwinkel; 3.) Verwendung von schlankeren Optiken durch kleine Divergenzwinkel bei kon- stantem Fokusdurchmesser und einer gleichbleibenden Brennweite. 1.) 2.) 3.) Bild 2.8: Vorteile besserer Fokussierbarkeit [26]. 30 2 Grundlagen und Stand der Technik Geringere Fokusdurchmesser führen zu kleineren Schweißnahtbreiten und größeren Aspektverhältnissen. Die aus einer konstanten Leistung durch die Verkleinerung des Fokusdurchmessers resultierenden höheren Intensitäten ermöglichen das Fügen bei bisher unerreichten Vorschubgeschwindigkeiten. Neben kürzeren Prozesszeiten kön- nen aufgrund der Intensitäten hoch reflektierende Materialien wie zum Beispiel Kupfer bearbeitet werden. Somit wird der Einsatz von Laserstrahlquellen mit verbesserter Strahlqualität neue Anwendungsgebiete in der Medizin- und/oder Elektrotechnik er- schließen. Größere Arbeitsabstände zwischen Fokussieroptik und Werkstück reduzie- ren die Gefährdung der Optik bzw. des vor die Optik gesetzten Schutzglases in Bezug auf Verschmutzung durch Schweißrauch und Spritzer. Des Weiteren wird beim Scan- ner-Schweißen durch die lange Brennweite das Arbeitsfeld vergrößert. Die Verwen- dung einer kleineren Optik ermöglicht eine Reduktion des Gewichts der Strahlführung und der Prozessoptik, was insbesondere bei bewegten Optiken aus Achsen oder Robo- terarmen eine höhere Dynamik erlaubt [8]. In Bild 2.9 ist eine Berechnung dargestellt welche den Vorteil kleiner Fokusdurchmes- ser für die Materialbearbeitung verdeutlicht. Dazu sind für die Fokusdurchmesser df = 25 μm und df = 100 μm die notwendigen zu absorbierenden Leistungen aufge- führt, um Schmelz- beziehungsweise Verdampfungstemperatur auf der Werkstück- oberfläche zu erreichen. Bild 2.9: Notwendige eingekoppelte Leistung für Schmelz- (Tm) und Verdampfungstempe- ratur (Tv) für df = 100 μm und df = 25 μm [27, 28]. mi - Geradensteigung 2.1 Das Laserstrahlschweißen 31 Betrachtet man die Geradensteigungen mi für das Erreichen der Schmelz- bzw. der Verdampfungstemperatur so wird deutlich, dass für den kleinen Fokusdurchmesser df = 25 μm auch bei sehr hohen Vorschubgeschwindigkeiten von bis zu 100 m/min die notwendigen einzukoppelnden Leistungen nahezu konstant bleiben. Für den großen Fokusdurchmesser von df = 100 μm sind die Geradensteigungen m1 und m2 größer als die Geradensteigungen m3 und m4 des kleinen Fokusdurchmessers. Daraus wird er- sichtlich, dass mit einem kleineren Fokusdurchmesser die eingekoppelte Leistung unabhängiger von der Vorschubgeschwindigkeit wird. Neben den Vorteilen einer guten Fokussierbarkeit sollen im Folgenden Vergleichszah- len zur Verfügung gestellt werden, mit deren Hilfe verschiedene Laserstrahlquellen gleicher Wellenlänge miteinander verglichen werden können. Das Strahlparameter- produkt ist charakteristisch für die Qualität eines aus einer Laserstrahlquelle kommen- den Laserstrahls und wird in Gleichung (2.8) beschrieben. Dabei ist 4f der Divergen- zwinkel (voller Öffnungswinkel) und df ist der Fokusdurchmesser der Strahltaille. Strahlparameterprodukt = SPP = 4 ff d˜4 (2.8) Das Strahlparameterprodukt bleibt während der gesamten Propagation, durch fehler- freie optische Elemente erhalten [7]. Das SPP ist physikalisch begrenzt und kann im bestmöglichen Fall eines gaußförmigen Grundmodes den Wert O/S annehmen. SPP00 = S O (2.9) Durch thermische Linseneffekte in den laseraktiven Medien und in den zur Strahlfor- mung verwendeten optischen Elementen wird dieser theoretische Grenzwert für die in der Materialbearbeitung eingesetzten Leistungen kaum erreicht. Diese Verschlechte- rung der Strahlqualität spiegelt sich in der Beugungsmaßzahl M² und der K-Zahl, auch Strahlpropagationsfaktor K genannt, wider. Die Beugungsmaßzahl ist in Gleichung (2.10) definiert als das Verhältnis des SPP des realen Laserstrahls (Gleichung (2.8)) zum SPP des gaußförmigen Grundmodes (Gleichung (2.9)). 32 2 Grundlagen und Stand der Technik M² = O S ˜ 4˜˜ 4 ffd = K 1 (2.10) Dabei steht M² = 1 für die bestmögliche Strahlqualität. Werte über 1 gehen mit einer schlechteren Strahlqualität einher. Für die K-Zahl liegen die Werte im Bereich von 0 < K d1, wobei K = 1 den besten Wert darstellt. Prozessseitig können die Vorteile einer guten Strahlqualität mit Hilfe der Rayleighlän- ge zR wiedergegeben werden. Dabei gibt die Rayleighlänge den Abstand in Richtung der optischen Achse zwischen dem Fokus und der Stelle an, bei welcher der Strahlra- dius auf den 2 -fachen Wert des Strahltaillenradius angewachsen ist. Daraus resultiert, dass sich die Leistungsdichte an dieser Stelle halbiert. In Gleichung (2.11) ist die Ra- yleighlänge in paraxialer Näherung, also für Lichtstrahlen geringer Divergenz darge- stellt. 2 ²4 ff f R dM d z ˜˜˜ 4 O S (2.11) An der Stelle z = 0 befindet sich die Strahltaille, dort nimmt der Strahldurchmesser den kleinstmöglichen Wert df an. Für z > 0 nehmen die Strahldurchmesser wie in Glei- chung (2.12) dargestellt zu: 2 1)( ¸¸¹ · ¨¨© §˜ R f z zdzd (2.12) 2.1.3 Materialtransport und Strömungsfelder im Schmelzebad Für die in dieser Arbeit durchgeführten Versuche sind die Geometrie der Dampfkapil- lare, die Dimension des Schmelzebades und vor allem die Strömungen im Schmelze- bad von Bedeutung. Das Verständnis der Wechselwirkungen zwischen Metalldampf, Schmelze und Werkstück und die treibenden Kräfte für die sich im Schmelzebad in Abhängigkeit der unterschiedlichsten Prozessparameter ausbildenden Strömungsfel- der, ist noch nicht abschließend erarbeitet. Die folgende Betrachtung beschränkt sich daher auf eine plausible Beschreibung von [9] für im Schmelzebad vorkommende Schmelzeströmungen. Dabei wird von einem numerischen Modell einer zylindrischen Dampfkapillare ausgegangen, welches drei unterschiedliche Schmelzeströmungen 2.1 Das Laserstrahlschweißen 33 berücksichtigt. Das ist zum einem die Kapillarumströmung, zum anderen die Strö- mung, die durch den austretenden Metalldampf an den Kapillarwänden nach oben strömt und letztendlich die oberflächennahe Strömung, welche durch die temperatur- abhängige Oberflächenspannung angetrieben wird. Die Kapillarumströmung ist in Bild 2.10 dargestellt. Die Dampfkapillare wird dabei relativ zum Werkstück bewegt. Im Bereich vor der Kapillare wird das aufgeschmolze- ne Material verdrängt und fließt um die Kapillare herum. Bild 2.10: Kapillarumströmung und deren vereinfachte Modellierung nach [9]. Die Strömung wird dabei an der Grenzschicht zur Dampfkapillare als reibungsfrei, am Rand des Schmelzebades hingegen als reibungsbehaftet angenommen. Die lokale Um- strömungsgeschwindigkeit der Kapillare uu(y), wie in Bild 2.10 dargestellt, ist abhän- gig von der Vorschubgeschwindigkeit u0, der Schmelzebadbreite Bk und dem Kapillar- radius rkap. Bild 2.11: Strömung durch aus der Kapillare entweichenden Metalldampf und deren verein- fachte Modellierung nach [9]. Durch den aus der Dampfkapillare entweichenden Metalldampf kommt es im Bereich der Kapillarwandung durch Reibung zu einer Impulsübertragung auf die, die Kapillare umgebende, Schmelze. Dadurch wird die Schmelze in Richtung der Kapillaröffnung beschleunigt. An den Begrenzungen des Schmelzebades erfolgt jeweils eine Umlen- 34 2 Grundlagen und Stand der Technik kung der Strömung, so dass es zu einer zirkulierenden Strömung kommt. In Bild 2.11 ist der ausströmende Metalldampf und die sich ergebende Strömung schematisch dar- gestellt. Als letzte Strömung berücksichtigt [9] die oberflächennahe Strömung, dabei stellt der Grenzschichteffekt zwischen zwei Fluiden den Schmelzeantrieb dar. Bei reinen Me- tallschmelzen ist bis auf wenige Ausnahmen die Oberflächenspannung bei hohen Temperaturen geringer als bei niedrigen. Dieser sogenannte negative Temperaturkoef- fizient der Oberflächenspannung beschleunigt die Schmelze vom heißen Bereich um die Kapillare hin zu den kühleren Randbereichen des Schmelzebades (Bild 2.12). Die- ser Effekt wird auch als Marangoni-Effekt, die resultierende Strömung entsprechend als Marangoni-Strömung bezeichnet. Bild 2.12: Strömung durch die Temperaturabhängigkeit des Oberflächenspannungskoeffi- zienten (Marangoni-Strömung) und deren vereinfachte Modellierung nach [9]. Durch den Einsatz von bestimmten Legierungen, Legierungselementen oder Prozess- gasen kann ein positiver Temperaturkoeffizient erzielt werden. Dieser bewirkt, dass sich die Strömungsrichtung entsprechend dem Gradienten der Oberflächenspannung umkehrt und eine Schmelzeströmung vom Rand des Schmelzebades zur Kapillare hin generiert wird [9, 29]. Unabhängig vom Gradienten der Oberflächenspannung erfolgt jeweils an den Begrenzungen des Schmelzebades eine Umlenkung der Strömung, so dass in beiden Fällen ein oberflächennaher Strömungswirbel entsteht. Die sich aus den oben aufgeführten Strömungen ergebenden Strömungsfelder sind in Bild 2.13 dargestellt. Dabei ist die sich aus den Rechnungen ergebende Schmelzebad- begrenzung mittels einer Doppellinie eingezeichnet. Simulationsrechnungen von [30] und [31] führen dabei zu vergleichbaren Ergebnissen. 2.2 Wirkungsgrade beim Tiefschweißen 35 Bild 2.13: Strömungsvektoren und resultierende Schmelzebadbegrenzungen von Kapilla- rumströmung, Dampfreibung und Marangoni-Strömung als drei Antriebskräfte für die Schmelzebadströmung nach [9]. 2.2 Wirkungsgrade beim Tiefschweißen Entscheidend für die Effizienz eines Laserschweißprozesses ist der Anteil der auftref- fenden Laserstrahlung, der zum aufschmelzen des Werkstoffs umgesetzt wird und so zum Schmelzevolumen beiträgt. Ein Maß hierfür ist der sogenannte Prozesswirkungs- grad ȘPr, der vom Einkoppelgrad ȘA und vom thermischen Wirkungsgrad Șth abhängt. Der Einkoppelgrad beschreibt dabei das Verhältnis der insgesamt in das Bauteil einge- koppelten Laserleistung, abzüglich der Energieverluste durch abströmenden Metall- dampf, Strahlung und Konvektion zur eingestrahlten Laserleistung. Durch die Mehr- fachreflexion beim Tiefschweißen beträgt der Einkoppelgrad ein Vielfaches des Ab- sorptionsgrades A, der die Absorption bei einmaligem Auftreffen der Laserstrahlung auf eine Oberfläche quantifiziert. Der Einkoppelgrad ist damit abhängig von den Werkstoffeigenschaften und der Kapillargeometrie. Der thermische Wirkungsgrad beschreibt, in welchem Umfang der eingekoppelte Teil der Energie zur Erzeugung des Schmelzebades beiträgt. Auch er ist stark abhängig von den Werkstoffeigenschaften, der Kapillargeometrie sowie der Vorschubgeschwindig- keit. Dabei spielt nicht zuletzt über die Wärmeleitungsverluste aus dem Bereich der Schweißnaht auch die Geometrie des Bauteils eine wesentliche Rolle. Im Folgenden wird lediglich auf den Einkoppelgrad näher eingegangen. Der Einkoppelgrad gibt den Teil der Laserleistung an, der für den Schweißprozess zur Verfügung steht. Mit dem Absorptionsgrad A wird die Absorption bei einmaligem Auftreffen der Strahlung auf eine Oberfläche bezeichnet. In Kapitel 2.1.1 wird auf das sich daraus ergebende Wärmeleitungsschweißen eingegangen. Aufgrund der einmali- 36 2 Grundlagen und Stand der Technik gen Wechselwirkung zwischen Laserstrahl und Materie ist hier der Einkoppelgrad KA gleich dem Absorptionsgrad A zu setzen. Beim Tiefschweißen dagegen ergibt sich aufgrund der Vielfachreflexionen innerhalb der Dampfkapillare der Einkoppelgrad als Summe der Einzelabsorptionen. Somit ist ein effizienter Schweißprozess nur im Bereich des Tiefschweißens möglich. Der Ein- koppelgrad für eine kegelförmige Kapillare lässt sich nach [32] mit Hilfe von Glei- chung (2.13) abschätzen. t d t d A t d t d A A ff ff A ˜¸¸¹ · ¨¨© § ˜˜ »»¼ º ««¬ ª ¸¸¹ · ¨¨© § ˜˜˜˜ 22 1 22 )1(1 2 K (2.13) Der Einkoppelgrad ist also nicht nur von den Materialeigenschaften, sondern auch von der Kapillarform und damit vom sogenannten Aspektverhältnis f F d tA (2.14) abhängig [33]. Dieses wird durch den Quotienten von Einschweißtiefe t und Fokus- durchmesser df gebildet. Das Aspektverhältnis AF wird im Folgenden als Aspektver- hältnis Fokus bezeichnet. Mit steigendem Aspektverhältnis steigt der Einkoppelgrad zunächst stark an und nähert sich dann asymptotisch der vollständigen Einkopplung an. In Bild 2.14 ist der berechnete Einkoppelgrad für Stahl und Kupfer für einen Fokus- durchmesser von jeweils df = 15 μm aufgetragen. Für den Absorptionsgrad werden die Werte bei Raumtemperatur aus Bild 2.1 verwendet. Ein steigender Einkoppelgrad ergibt sich für eine steigende Einschweißtiefe bei gleichbleibendem Fokusdurchmesser bzw. bei sinkendem Fokusdurchmesser und gleichbleibender Einschweißtiefe. Dies bedeutet, dass mit einem kleineren Fokusdurchmesser aufgrund einer besseren Fokus- sierbarkeit ein größerer Einkoppelgrad erreicht werden kann. Bild 2.14 verdeutlicht, dass bei gleichem Aspektverhältnis bei Stahl aufgrund des im Vergleich zu Kupfer höheren Absorptionsgrades ein höherer Einkoppelgrad erzielt wird. Für reines Kupfer konnte in dieser Arbeit ein Aspektverhältnis Fokus von 85 experimentell realisiert werden. Nach Bild 2.14 ergibt sich somit ein Einkoppelgrad von etwa 90%. 2.3 Eigenspannungen und Verzug bei Stahlwerkstoffen 37 Bild 2.14: Berechneter Einkoppelgrad für O = 1 μm als Funktion des Aspektverhältnisses AF (Kupfer: A = 5 %, Aluminium: A = 7 %, Stahl: A = 37 %). Des Weiteren wurde in [34] für etwas größere Fokusdurchmesser bei einem Aspekt- verhältnis von etwa 10 bis 12 ein Einkoppelgrad bei Stahl von etwa 90% und bei Alu- minium von etwa 70-75% experimentell nachgewiesen. 2.3 Eigenspannungen und Verzug bei Stahlwerkstoffen Eine Schrumpfung von Schweißnähten führt zu einer Maß- und Formänderung des Fügeteils oder zu Schweißeigenspannungen, welche durch das Zusammenziehen des Schweißguts beim Abkühlen entstehen. Verstärkt wird diese Wirkung dadurch, dass zuvor beim Erwärmen des Schweißguts eine Behinderung durch den umgebenden kalten Werkstoff zu einer Stauchung geführt hat [35]. Beim Schweißen wird das Mate- rial lokal bis auf Schmelz- bzw. Verdampfungstemperatur erwärmt. Durch den Auf- schmelzvorgang der Fügeflächen kommt es in Folge der anschließenden Erstarrung des Stahlwerkstoffs zu einer nicht lösbaren Verbindung. Durch die Wärmedehnung und die durch das Abkühlen bedingte Schrumpfung entstehen innere Kräfte und Span- nungszustände, die - abhängig von der Geometrie und vom Werkstoff - vom Bauteil mit elastischer Dehnung bzw. Stauchung kompensiert werden können. Diese Span- nungszustände können einachsig, zweiachsig oder dreiachsig sein. Weiterhin kann nach [36] eine Einteilung in Spannungszustände erster Ordnung (makroskopisch), zweiter Ordnung (im Bereich der Korngrößen) und dritter Ordnung (im Bereich der Kristallgitterstruktur) sinnvoll sein. Wird ein Metall von der flüssigen Phase bis auf 38 2 Grundlagen und Stand der Technik Raumtemperatur abgekühlt, so findet eine stetige Schwindung bis zur Erstarrungstem- peratur statt. Bei Unterschreitung der Erstarrungstemperatur kommt es zu einer sprunghaften Schwindung, welche durch den Volumenunterschied zwischen Schmelze und festem Metall verursacht wird und aus der unterschiedlichen atomaren Packungs- dichte resultiert. Unterhalb der Erstarrungstemperatur findet wiederum eine stetige Schrumpfung bis zum Erreichen der Raumtemperatur statt [37]. Diese Volumenkon- traktionen führen zu Eigenspannungen im Bauteil bzw. zu Bauteilverzug, sobald die Spannungen die Fließgrenze überschreiten und in einer irreversiblen plastischen Ver- formung enden [38]. Metallische Werkstoffe neigen unter lokaler Wärmeeinbringung zur Gefügeumwand- lung. In Folge dieser Gefügeumwandlungen kommt es ebenfalls zu thermischen Deh- nungen bzw. Schrumpfungen. Dabei entstehende Eigenspannungen und Verzug wer- den neben den Werkstoffeigenschaften, der Art der Einspannung und der Bauteilgeo- metrie maßgeblich von den Prozessparametern wie der Streckenenergie, der Maximal- temperatur und dem örtlichen und zeitlichen Temperaturgradienten bestimmt. Im Fol- genden werden die Mechanismen der Gefügeumwandlung und der thermischen Deh- nung näher erläutert. Gefügeumwandlungen können auf verschiedene Ursachen zu- rückgeführt werden, zu denen unter anderem Alterungsprozesse, äußere Krafteinwir- kungen und wärmeinduzierte Effekte gehören. Letztere sind beim Schweißprozess maßgeblich für die Verzugsentstehung verantwortlich. Eine Art der Gefügeumwandlung stellt das Kriechen dar, welches eine plastische Ver- formung unter ruhender Last mit sich bringt. Diese Verformung ist temperatur-, span- nungs-, zeit- und werkstoffabhängig. Sie findet meist oberhalb der Übergangstempera- tur statt, welche die Grenztemperatur für thermisch aktivierte Bewegungen von Ato- men innerhalb des Kristallgitters darstellt. Dieser Kriechvorgang führt zu einem Span- nungsabfall im Werkstoff, welcher Relaxation genannt wird. Somit kann es unter der Einwirkung äußerer Kräfte im elastischen Bereich neben der plastischen irreversiblen und der elastischen reversiblen Verformung auch zu einer Relaxation kommen [39]. Wird ein Werkstoff bis zu einer Mindesttemperatur erwärmt, so kann es zu wärmein- duzierten Gefügeumwandlungen kommen. Ab dieser Mindesttemperatur beginnt sich die Kristallstruktur unmittelbar oder nach einem definierten Abkühlvorgang zu verän- dern. Zu den wärmeinduzierten Gefügeumwandlungen zählen unter anderem die Re- kristallisation und die Martensitbildung in kohlenstoffhaltigen Stählen. Unter Rekris- tallisation versteht man den Abbau von Gitterfehlern in den Kristallen metallischer Werkstoffe. Zudem dient sie dem Abbau von Verfestigungen. Der Rekristallisations- vorgang wird hierbei durch ein Rekristallisationsglühen bei mindestens 40 % der 2.3 Eigenspannungen und Verzug bei Stahlwerkstoffen 39 Schmelztemperatur hervorgerufen. Die Martensitbildung findet während eines raschen Abkühlvorganges statt. Dabei wandelt sich das kubisch-raumzentrierte Gitter des Aus- tenits in ein kubisch-flächenzentriertes Gitter um. Durch die schnelle Abkühlung bleibt der im Austenit gelöste und diffundierte Kohlenstoff zwangsgelöst, was zu einer Ver- zerrung des kubisch-flächenzentrierten Gitters und somit zu einem Härteanstieg führt. Diese wärmeinduzierten Gefügeumwandlungen finden zum Teil bei Temperaturen weit unter der Schmelztemperatur statt, weshalb bei der Untersuchung des Verzugs beim Laserschweißen neben der Nahtfläche auch die Wärmeeinflusszone zu betrach- ten ist. Unter der thermischen Dehnung versteht man die elastische reversible Längen- bzw. Volumenänderung eines Körpers mit der Anfangslänge l0, welche gemäß Gleichung (2.15) eine Proportionalität zur Temperaturdifferenz 'T und zum Wärmeausdeh- nungskoeffizient Dw aufweist. .0 Tll w '˜˜ ' D (2.15) Kommt es in einem Körper zu inhomogenen Wärmeausdehnungen in Folge von inho- mogenen Temperaturverteilungen oder Werkstoffeigenschaften, können Spannungen auftreten. Diese Spannungen können wiederum zu lokalen, plastischen irreversiblen Verformungen des Materials führen. Die thermisch induzierten Spannungen können im Extremfall mit lokalen Festigkeitsverlusten in Folge des Aufschmelzvorgangs wechselwirken und dadurch Verzug hervorrufen. Wird ein Werkstoff daran gehindert, in Folge von Gefügeumwandlungen oder thermischer Dehnung seine Form oder sein Volumen zu ändern, kommt es zu Eigenspannungen. Während des Schweißprozesses kommt es zu inhomogenen Temperaturverteilungen quer zur Vorschubrichtung. Der ungleichmäßige Temperaturverlauf führt zu unter- schiedlichem Schrumpfungsbestreben quer zur Vorschubrichtung. Das Schrumpfungs- bestreben ist im Bereich der Schweißnaht am größten und nimmt quer zur Vorschub- richtung nach außen hin stetig ab. Hieraus resultiert eine Schrumpfungsbehinderung der schweißnahtnahen Bereiche längs zur Vorschubrichtung, wodurch nach der Ab- kühlung Zugspannungen im Bereich der Schweißnaht und Druckspannungen in den kalt gebliebenen Bereichen entstehen [39]. Längs der Vorschubrichtung ist der Tempe- raturverlauf relativ konstant, daher kommt es quer zur Vorschubrichtung zu keiner nennenswerten Schrumpfungsbehinderung. Des Weiteren führen Blecheinspannungen zu Schrumpfungsbehinderungen. Eine Einspannung des Blechs längs zur Vorschub- richtung würde somit eine Schrumpfungsbehinderung quer zur Naht darstellen, woraus 40 2 Grundlagen und Stand der Technik wiederum Eigenspannungen quer zur Naht resultieren. Bild 2.15 verdeutlicht die Be- hinderung der Längsschrumpfung beim Abkühlen einer Schweißprobe eines Stumpf- stoßes. Durch die unterschiedlichen Temperaturen unterscheidet sich das Schrump- fungsbestreben innerhalb des Bauteils stark. Die von der Schmelztemperatur herunter- kühlenden Bereiche sind der größten Temperaturdifferenz ausgesetzt und haben so ein höheres Schrumpfungsbestreben (große Pfeile) als die Bereiche neben der Schmelzzo- ne (kleine Pfeile). Durch die im Vergleich zur Nahtdimension große Probenbreite bleibt der überwiegende Probenteil „kalt“ und verhindert dadurch eine Maßänderung in Schweißrichtung. Hingegen wird die Querschrumpfung nicht behindert und es kommt zu einer Maßänderung 'x der Probenbreite. Bild 2.15: Schrumpfungsbehinderung nach Abkühlen einer Schweißprobe. Die Höhe der Eigenspannungen kann hierbei höchstens Werte bis zur Streckgrenze Re erreichen, da bei Spannungen oberhalb dieser Grenze eine plastische Verformung stattfindet. Bei vielen Werkstoffen sinkt die Streckgrenze bei steigender Temperatur. Daher wird während des Abkühlvorgangs nach Schweißprozessen in der Regel diese Streckgrenze erreicht und eine lokale plastische Verformung hervorgerufen, obwohl die resultierenden Eigenspannungen bei Zimmertemperatur unterhalb der Streckgrenze liegen [40]. Wird die Einspannung nach Abschluss des Abkühlvorgangs gelöst, werden die aufge- bauten Eigenspannungen abgebaut, indem die während der Einspannung unterdrückte Schrumpfung nun auftritt und elastische Verformungen abgebaut werden. Folglich kommt es zu einem Verzug des Bauteils [41]. Ein gleichzeitiges Auftreten von hohen Spannungen und starkem Verzug kann insbesondere bei komplexeren Bauteilen und Mehrlagenschweißungen aufgrund der Randbedingungen vorliegen [42]. Die dargestellten Modelle der Eigenspannungs- und Verzugsentstehung eignen sich primär für ein grundsätzliches Prozessverständnis. Eine genaue Berechnung des Bau- teilzustandes nach dem Schweißprozess ist jedoch zum aktuellen Zeitpunkt noch nicht möglich, da der Prozess der Eigenspannungs- und Verzugsentstehung von vielen Ein- 2.3 Eigenspannungen und Verzug bei Stahlwerkstoffen 41 flussfaktoren abhängig ist. Daher kann momentan bei Eigenspannungs- und Verzugs- untersuchungen nicht auf experimentelle Versuche verzichtet werden. Im Vergleich zu anderen Schmelzschweißverfahren kommt es beim Laserstrahl- schweißen nur zu einem relativ geringen Bauteilverzug [43, 44]. Ein positiver Aspekt hierfür ist, dass die Energie des Lasers lokal stark begrenzt eingebracht wird. Zusätz- lich lässt ein hoher Prozesswirkungsgrad eine hohe Vorschubgeschwindigkeit zu, wel- che zu tiefen schlanken Schweißnahtgeometrien und somit zu kleinen Wärmeeinfluss- zonen führt. Die Maßhaltigkeit von Bauteilen und immer kleinere Toleranzen in der industriellen Anwendung machen jedoch auch für den Laserschweißprozess eine Pro- zessoptimierung notwendig. Aus diesem Grund sollen im Folgenden die simultane und homogene Wärmeeinbringung und im Anschluss daran die Möglichkeiten einer mini- malen Wärmeeinbringung betrachtet werden. 2.3.1 Simultane Wärmeeinbringung zur Verzugsminimierung Die homogene und simultane Energieeinbringung kann nach [45] durch eine Strahlauf- teilung, ein quasisimultanes Scannerschweißen oder ein simultanes Schweißen unter Verwendung einer Ringoptik umgesetzt werden. Bei der Strahlaufteilung wird simultan und symmetrisch geschweißt und der Energie- eintrag damit homogenisiert. Diese Methode wird schon seit langem praktiziert, so wurden in [46] drei Schweißprozesse gleichzeitig eingesetzt um große Rundnähte konventionell verzugsarm zu schweißen. Für die Fertigung hoher Stückzahlen mit der Lasertechnik wird der Laserstrahl über eine Strahlweiche in Teilstrahlen aufgeteilt und auf das Werkstück geleitet. Dort treffen die fokussierten Strahlen simultan auf das Bauteil auf. Bei drei Strahlen ist für radiale Nähte dazu ein Strahlversatz von 120° zu wählen. Beim quasisimultanen Scannerschweißen hingegen wird die Vorschubgeschwindigkeit einer Umlaufnaht so weit gesteigert, bis die komplette Naht aufgeschmolzen ist. Dadurch wird der Verzug des Bauteils aufgrund der gleichmäßigeren Erwärmung bzw. Abkühlung reduziert. Beim simultanen Schweißen erzeugt eine Ringoptik mit Hilfe eines Axikons einen Hohlzylinderstrahl der auf das zu fügende Werkstück abgebildet wird. Mit einem La- serpuls <1 s wird die gesamte Fügezone simultan verschweißt. Sollen radiale Schweißnähte durchgeführt werden, kann der Strahl mittels eines Kegelspielgels auf das Werkstück geleitet werden. 42 2 Grundlagen und Stand der Technik 2.3.2 Minimale Wärmeeinbringung zur Verzugsminimierung Die Größe des Verzuges beziehungsweise die Höhe der Eigenspannungen korrelieren mit der in das Bauteil eingebrachten Wärme [47]. Aus diesem Grund wird nun ver- sucht, die Wärmeeinbringung beim Schweißen möglichst klein zu halten. Für das La- serstrahlschweißen ergeben sich somit unterschiedliche Parameter, welche die Ener- gieeinbringung in das Werkstück beeinflussen. Neben der Vorschubgeschwindigkeit und der Laserleistung spielen dabei die Abbildungsverhältnisse und die Strahleigen- schaften eine entscheidende Rolle. Beim Einzelpulsnahtschweißen wird der Bauteilverzug durch eine schnelle Energie- einbringung minimiert. Bekannt ist das Verfahren auch als SHADOW-Schweißen [48]. Dabei kann beispielsweise eine Ringnaht mittels eines einzigen Laserpulses und einer sehr hohen Vorschubgeschwindigkeit verzugsarm gefügt werden. Durch die hohen Geschwindigkeiten verringern sich dabei die Wärmeverluste welche vor allem durch Wärmeleitung in Bereiche des noch nicht erwärmten Materials abfließen und die den Prozesswirkungsgrad vergrößern [49]. Eine weitere Möglichkeit zur Reduktion der Energieeinbringung in das Bauteil ist der Einsatz von kleinen Fokusdurchmessern. Durch diese sehr kleinen Spotgrößen können sehr große Aspektverhältnisse realisiert werden. Diese meist schlanken Nähte bringen für eine gewünschte Einschweißtiefe eine sehr kleine Nahtfläche mit sich und führen zu reduzierten Eigenspannungen und kleineren Verzügen In Kapitel 4 wird dieser Sachverhalt ausführlicher beleuchtet. 3 Verwendete Systemtechnik 3.1 Bearbeitungsstation Bisher zur Verfügung stehende Linearachsmaschinen sind wegen ihrer relativ geringen Vorschubgeschwindigkeit und Wiederholgenauigkeit für das im Folgenden beschrie- bene Mikroschweißen mit hohen Geschwindigkeiten nicht geeignet. Aus diesem Grund wurde die Diagnostikanlage am IFSW konzipiert und gebaut. Ihr Vorteil liegt in einer maximalen Vorschubgeschwindigkeit von 100 m/min. Diese kann in einer Achsrichtung über einen Bereich von über 200 mm konstant gehalten werden. In Bild 3.1 ist die Linearachse mit Bearbeitungsoptik, Lichtleitkabel (LLK) und diversen Diagnostikgeräten schematisch dargestellt. Bild 3.1: Schematischer Aufbau der Diagnostikanlage mit schneller Linearachse. Bei diesen sehr hohen Vorschubgeschwindigkeiten können sich Verzögerungszeiten durch eine zwischengeschaltete, speicherprogrammierbare Steuerung (SPS) auf die Schweißnahtlänge auswirken. Daraus ergeben sich nicht reproduzierbare Positionen von Schweißnahtbeginn und Schweißnahtende. Dieses sogenannte Jitter-Problem wird umgangen, indem die Zuschaltung der Laserstrahlquelle direkt, also ohne SPS, mit einem analogen Spannungssignal vollzogen wird. Die Zuschaltung erfolgt dabei ab- hängig von der Position der schnellen x-Achse. Damit die tatsächliche Vorschubge- Lichtleitkabel Raum für Diagnostik- geräte Verfahrbarer Schlitten Bearbeitungs- optik 44 3 Verwendete Systemtechnik schwindigkeit einer beliebigen Achsposition zugeordnet werden kann, ist die Anlage mit einem zuschaltbaren Softwaretool ausgestattet. Dieses ermöglicht die grafische Darstellung der Soll-/Ist-Geschwindigkeit und der daraus resultierenden Abweichung. In Bild 3.2 ist der Verlauf einer kompletten Anlagenbewegung für eine Schweißnaht widergegeben. Ausgelesen werden können dabei unter anderem die tatsächliche x- Position, diverse Ein- und Ausgänge sowie der eigentliche Bereich der Laserstrahl- schweißung. In Bild 3.2 beschleunigt die Linearachse zunächst auf eine Geschwindig- keit von 100 m/min und die Schweißnaht wurde ausgeführt. Es folgt das Abbremsen und Zurückfahren der Anlage, welches hier mit einer Geschwindigkeit von 50 m/min durchgeführt wurde. Mit diesem Tool lässt sich einfach kontrollieren, ob die einge- stellte Geschwindigkeit bei der jeweils programmierten Bahn auch tatsächlich erreicht wurde. Bild 3.2: Geschwindigkeitsmessung mit Angabe von Soll- und Ist- Geschwindigkeit. 3.2 Spannmittelkonzeption In Kapitel 2.1.2 wurden die Vorteile einer guten Strahlqualität aufgeführt. Einer davon ist die hohe Vorschubgeschwindigkeit, die mit der Bearbeitungsanlage aus Kapitel 3.1 erreicht werden kann. In einem weiteren Schritt muss nun die Voraussetzung für ein reproduzierbares und einfaches Bauteilhandling vor allem für die Bearbeitung von dünnen Materialien geschaffen werden. Da bisher verwendete und verfügbare Spann- -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 0 1000 5000 t in ms v in m /m in 100 200 300 400 500 600 700 800 900 x- Po si tio n in m m Ist-Geschwindigkeit Soll-Geschwindigkeit Schweißbereich Position der X-Achse 0 2000 3000 4000 v in m /m in x- Po si tio n in m m Bereich der Schweißung 3.2 Spannmittelkonzeption 45 mittel nur bedingt für das Fügen dünner Materialstärken bei hohen Vorschubge- schwindigkeiten einsetzbar sind. Bei konventionellen Laserstrahlquellen (M² | 30) führt die Reduzierung des Fokus- durchmessers zu einer kürzeren Fokussierbrennweite, was mit einer kleineren Raylei- ghlänge einhergeht. Das erfordert eine hohe Ebenheit des Spannmittels bzw. des ein- gespannten Bauteils sowie eine sehr feine Justierbarkeit. Aus diesem Grund muss der Aufbau des neuen Spannmittels so konzipiert werden, dass der Abstand zwischen der Wechselwirkungszone und den krafteinleitenden Bauteilen des Spannmittels auf ein Minimum reduziert wird. Die kürzere Fokussierbrennweite bringt zudem einen kleine- ren freien Raum zwischen Fokussiereinheit und Werkstück mit sich, was sich in einer begrenzten, maximalen Aufbauhöhe des Spannmittels widerspiegelt. Das für das Schweißen mit hohen Geschwindigkeiten zu realisierende Spannmittel soll sowohl den konventionellen wie auch den Laserstrahlquellen höchster Strahlqualität gerecht wer- den, sowie reproduzierbare Versuche ermöglichen. Zusätzlich muss eine qualifizierte und aussagekräftige Prozesskontrolle bzw. Diagnose gewährleistet sein, welche einen sehr niedrigen Aufbau und relativ große Abstände der zu spannenden Elemente zum Schweißprozess bedingt. Bild 3.3: Links: konventionelles Spannmittel hoch aufbauend, für Dünnblech ungeeignet. Rechts: optimierte, für Dünnblech geeignete Grundplatte für Spannmittel links. In Bild 3.3 ist auf der linken Seite ein für Dünnblech ungeeignetes konventionelles Spannmittel abgebildet, welches sehr hoch aufbaut und Einschränkungen in der Pro- zessdiagnose mit sich bringt. Auf der rechten Seite ist eine erste Optimierungsstufe für ein Dünnblechspannmittel dargestellt. Durch die modifizierte Grundplatte vergrößert sich die Auflagefläche der Schweißproben und die kleinen, dünnen Proben können gut flächig verspannt werden. Zum Verspannen müssen bei der erwähnten Ausbaustufe immer noch die pneumatisch hoch aufbauenden Spanner verwendet werden. Für die Beobachtung des Schweißprozesses beispielsweise durch Hochgeschwindigkeitskame- 46 3 Verwendete Systemtechnik ras stellt dies eine sehr große Einschränkung dar und ist daher für grundlegende Unter- suchungen nur teilweise einsetzbar. Abhilfe wurde mit der Neukonstruktion eines niedrig aufbauenden Magnetspannmit- tels geschaffen. Dazu wurden verschiedene Konzepte näher betrachtet, wie zum Bei- spiel Unterdruckspannmittel, Pneumatisches-, Elektromagnetisches- und Permanent- magnet-Spannmittel. Ausgewählt wurde ein Magnetspannmittel, da es keine mitzufüh- renden Zuleitungen benötigt und eine Spannkraft von bis zu 100 N/m² auf ferromagne- tische Versuchsproben ermöglicht. Nicht magnetische Materialien können mit Hilfe eines magnetischen Oberbleches gespannt werden. Die Spannkraft kann durch das aufschrauben von vier Rändelschrauben erhöht werden, welche auf das Oberblech drücken. Dadurch kann ein eventuell auftretender Verzug während des Schweißvor- gangs reduziert werden. Damit die aus einem Teil bestehende Permanentmagnetplatte für Durchschweißungen verwendet werden kann, wurde eine Nut in die Oberseite der Permanentmagnetplatte eingefräst. Diese ist 1,5 mm breit und 4 mm tief, was der ma- ximalen bzw. abnutzbaren Tiefe der Magnetspannplatte entspricht. Eine tiefere Nut würde zur Zerstörung der Magnetspannplatte führen. Das komplette Magnetspannmit- tel ist in Bild 3.4 dargestellt. Bild 3.4: Niedrigaufbauendes Magnetspannmittel mit Grundplatte und Oberblech. Das niedrig aufbauende Spannmittel ist optimal für den Einsatz von Hochgeschwin- digkeitskameras geeignet. Es ermöglicht die Realisierung von sehr flachen Beobach- tungswinkeln und ist für Grundlagenuntersuchungen uneingeschränkt verwendbar. Bereits erwähnt wurde, dass eine feine Justierbarkeit des Spannmittels erforderlich ist. Dazu wurden zwei um einen Messingbolzen drehbare Grundplatten (vgl. Bild 3.5 links) konstruiert, gefertigt und eloxiert. Ebenfalls sind die beiden Niederhalter und die Anschläge für die Permanentmagnetspannplatte in Bild 3.5 zu erkennen, welche ein reproduzierbares einsetzen der Permanentmagnetspannplatte gewährleisten. Drehbar gelagertes Grundplattensystem Oberblech mit erodiertem Profil Rändel- schrauben Ein- und ausschalt- barer Permanent- magnet mit einge- fräster Nut 3.3 Verwendete Strahlquellen 47 Bild 3.5: Links: drehbare Grundplatten für optimale Ausrichtung des Permanentmagneten. Rechts: Magnetspannmittel mit Unterblech und Aluminiumanschlag. Rechts in Bild 3.5 ist ein Aluminiumanschlag für das reproduzierbare Einlegen von Versuchsproben dargestellt, welcher nach dem Einlegen des Probenmaterials und Ein- schalten des Permanentmagneten mit Hilfe eines Inbusschlüssels, wieder entfernt wird. Zusätzlich kann auf den Permanentmagneten ein Unterblech mit unterschiedlich gro- ßen erodierten Aussparungen eingesetzt werden. Dieses beeinflusst über die Auflage- fläche den Wärmeabfluss der Schweißproben. Zusätzlich schützt dieses Unterblech den Permanentmagneten vor Verschmutzung. Die Größe der Versuchsproben wurde auf 20 x 100 mm festgelegt und ist in Bild 3.5 auf dem Unterblech als Rahmen er- kennbar. Die Probengeometrie kann dabei einfach durch Änderungen bzw. Austausch des Anschlages angepasst werden. 3.3 Verwendete Strahlquellen In diesem Kapitel werden die in dieser Arbeit verwendeten Laserstrahlquellen kurz vorgestellt. Zum Einsatz kamen Scheibenlaser, ein Faserlaser und ein frequenzverdop- pelter Scheibenlaser. Die Entwicklung von Scheiben- und Faserlaser beruht auf zwei unterschiedlichen Ansätzen zur Kühlung des laseraktiven Mediums. Drehbare Grundplatten Anschlag und Niederhalter Anschlag aus Aluminium Unterblech mit erodierter Nut Zentrierungsvor- richtung 48 3 Verwendete Systemtechnik In Tabelle 3.1 sind die Spezifikationen der verwendeten Laserstrahlquellen zusam- mengestellt. TruDisk 5001 (Scheibenlaser) TruDisk 1000 (Scheibenlaser) YLR-1000-SM (Faserlaser) Prototyp (frequenzver- doppelter Scheibenlaser) Wellenlänge in nm 1030 1030 1070 515 Leistungsbereich in W 50 - 5000 10 - 1000 10 - 1000 1 - 100 Beugungsmaßzahl nach Faser ~ 15 ~ 7 ~ 1,2 ~ 1,1 Transportfaser in μm 100 50 14 Freistrahl Polarisation zufällig zufällig zufällig linear Numerische Apertur (NA) ~ 0,1 ~ 0,1 ~ 0,05 - Material des LAM Yb-YAG Yb-YAG Yt-YAG Yb-YAG Hersteller Trumpf Trumpf IPG Trumpf Tabelle 3.1: Spezifikationen der verwendeten Laserstrahlquellen. Im Folgenden soll lediglich der Prototyp des frequenzverdoppelten Scheibenlasers näher betrachtet werden. Die Frequenzverdopplung wird mit Hilfe eines Lithiumtribo- rate (LBO)-Kristalls erreicht. Der nichtlineare Kristall wird temperaturgesteuert be- trieben und erreicht seine optimale Konversionseffizienz bei einer LOB-Temperatur von 135°C. Bei einer Bestrahlungswellenlänge von 1030 nm wird eine Wellenlänge von 515 nm erzeugt. Im Prototypenstatus wird wie links in Bild 3.6 ersichtlich, ein Freistrahl aus der Laserstrahlquelle mit einem Durchmesser von etwa 5 mm ausgekop- pelt und über ein Spiegelsystem und eine Fokussierlinse auf dem Werkstück abgebil- det. 3.3 Verwendete Strahlquellen 49 Bild 3.6: Links: Freistrahlführung des frequenzverdoppelten Scheibenlasers; Rechts: Wechselwirkungszone grüner Laser mit aufsteigender Rauchsäule. Auf der rechten Seite in Bild 3.6 ist die Wechselwirkung des „grünen“ Laserstrahls mit einer Kupferprobe dargestellt. Ebenfalls zu erkennen ist der aufsteigende Metalldampf, welcher durch Absorptions- und Streueffekte das Prozessergebnis beeinflusst. Oben in Bild 3.7 ist die Intensitätsverteilung des fokussierten Laserstrahls dargestellt, bei welcher der Rohstrahl im Randbereich des Spiegels auftrifft. Eine optimale Justie- rung ist die Grundvoraussetzung für eine gute Strahlqualität auf dem Werkstück. Bild 3.7: Intensitätsverteilung des „grünen“ Laserstrahls vor und nach Optimierung. Intensitätsverteilung des Laserstrahls, bei nicht mittigem Auf- treffen auf die Spie- gel. Intensitätsverteilung des Laserstrahls nach Optimierung der Freistrahlfüh- rung. 50 3 Verwendete Systemtechnik 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung Für reproduzierbare Versuche ist die Kenntnis des Werkzeuges eine wichtige Voraus- setzung. Mit den neuentwickelten Laserstrahlquellen werden sehr niedrige Beugungs- maßzahlen von M² < 10 bis hinunter zur Beugungsgrenze (M² = 1) erreicht. Für die Materialbearbeitung muss die Laserstrahlung nach dem Austritt aus dem Lichtleitkabel durch ein optisches Abbildungssystem geführt werden, damit sie auf dem Werkstück fokussiert werden kann. Durch die sehr hohen Intensitäten treten in den beschichteten Linsen thermische Effekte auf, welche einerseits zu einer schlechteren Strahlqualität und somit direkt zu einem größeren Fokusdurchmesser auf dem Werkstück führen. Die Intensitätsabnahme auf dem Werkstück wird andererseits verstärkt durch eine Ver- schiebung der Fokuslage, dem thermisch induzierten Fokus-Shift [50, 51, 52, 53, 54]. Beide Effekte können so stark ausgeprägt sein, dass ein stabiler Schweißprozess un- möglich ist. Im Folgenden werden zwei Messprinzipien vorgestellt, die zum einen die Strahlkaustik im stationären Zustand nach einigen Minuten Einstrahlzeit und zum anderen die zeitliche Veränderung nach dem Einschaltvorgang wiedergeben. 3.4.1 Ermittlung absoluter Messwerte im stationären Zustand Gegenstand der Messungen ist eine Bewertung des thermisch verursachten Einflusses der Bearbeitungsoptik auf den Laserstrahl. Dabei ist zu berücksichtigen, dass die Optik bei fasergeführten Systemen aus mindestens zwei Komponenten besteht: aus einer Kollimationslinse und einer Fokussierlinse. Die meisten Laserbearbeitungsköpfe sind modular aufgebaut, so dass mit verschiedenen Linsen unterschiedliche Konfiguratio- nen realisierbar sind. Bild 3.8 verdeutlicht, dass neben den beiden genannten Linsen in den meisten Fällen noch ein Strahlteiler für die Auskopplung von Prozessemissionen zur Prozessüberwachung sowie ein Schutzglas, welches die Fokussierlinse vor Verun- reinigung schützt, in der Bearbeitungsoptik verbaut sind. Messungen zeigen, dass je- des Element im Strahlengang thermische Effekte mit sich bringt, welche sich aufaddie- ren können. Eine sehr hohe Strahlqualität, welche durch ein gaußähnliches Intensitätsprofil charak- terisiert wird, bringt eine maximale Leistungsdichte, die fast doppelt so hoch wie bei Tophat-Profilen ist, mit sich. Die kleinen numerischen Aperturen und kurze Kollimati- onsbrennweiten führen zudem zu einem kleinen Strahldurchmesser auf den optischen Elementen, so dass die lokale Intensität und somit die thermische Belastung verstärkt wird. 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 51 Bild 3.8: Optische Elemente im Strahlengang. Messungen der Strahlqualität zeigen, dass das Strahlprofil direkt nach der Transportfa- ser des Lasers nicht mit unveränderter Qualität auf dem Werkstück abgebildet wird. In Bild 3.9 sind zwei Intensitätsverteilungen in der Fokusebene dargestellt. Links das Intensitätsprofil vor der Optik und rechts das danach. Bild 3.9: Intensitätsverteilung eines Singlemode Faserlasers in der Fokusebene links nach der Faser M² = 1,2 und rechts nach einer nicht geeigneten Fokussieroptik M² = 3,4. Die folgenden Messungen wurden mit einem HighPower-MicroSpotMonitor der Firma Primes durchgeführt, da dieser Strahlen mit einem Durchmesser von minimal 1 μm vermessen kann. Durch geeignete Abschwächung ist dies auch bei sehr hohen Leis- tungsdichten im Fokus möglich. Das Gerät bildet über ein Messobjektiv die Leis- tungsdichteverteilung in mehreren Messebenen auf einem CCD-Chip ab. Bild 3.10 zeigt auf der linken Seite das kamerabasierte Strahldiagnostiksystem, welches mit Hilfe zweier Drehspindeln die Messebenen in z-Richtung abfahren kann. Das Messob- jektiv wird mit sauberer Luft umströmt, so dass eine Ablagerung von Schmutzparti- keln weitgehend vermieden wird. Auf der rechten Seite in Bild 3.10 ist schematisch die Strahlführung des Gerätes abgebildet. Der von oben einfallende Strahl wird mit Fokussieroptik 52 3 Verwendete Systemtechnik Hilfe eines Strahlteilers aufgeteilt. Ein Bruchteil der Laserstrahlung wird dabei über Spiegel durch ein Filterrad auf den CCD-Chip geführt. Der restliche Teil des Strahles wird in einen wassergekühlten Absorber geleitet. Bild 3.10: Links: HighPower-MicroSpotMonitor mit zwei Drehspindeln. Rechts: schematische Strahlführung mit Absorber, Filterrad und Sensor [55]. Bereits erwähnt wurde, dass jedes Element im Strahlengang thermische Effekte mit sich bringt. Dies trifft natürlich auch auf der Messseite zu. Solange keine Verunreini- gungen auf das Schutzglas bzw. Messobjektiv gelangen ist von einem vernachlässig- bar kleinen Einfluss auf die Messergebnisse auszugehen. Daher muss während der Messung eine ständige Kontrolle auf etwaige Verunreinigungen erfolgen. Die durchgeführten Messungen entsprechen der ISO Norm 11146. Die Norm gibt vor, dass zur Ermittlung der Strahlkaustik der Strahldurchmesser an mindestens zehn Stel- len gemessen werden muss. In Bild 3.11 ist eine normgerechte Messung dargestellt. Bild 3.11: Normgerechte Messung einer Strahlkaustik nach ISO Norm 11146. 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 53 Für eine normkonforme Darstellung ist dabei die Hälfte der Messungen innerhalb ei- ner Rayleighlänge um die Strahltaille durchzuführen. Die zweite Hälfte der Messun- gen ist in größerer Entfernung als der doppelten Rayleighlänge von der Strahltaille zu bestimmen. In der in Bild 3.11 dargestellten Messung wurden aus Gründen der Sym- metrie sechs Messungen im Fernfeld durchgeführt. Um die von den thermischen Effekten in der Optik verursachten Veränderungen von den leistungsabhängigen Eigenschaften des von der Strahlquelle kommenden Strahls zu unterscheiden wurde der Laserstrahl wie in Bild 3.12 dargestellt zuerst nach der Transportfaser und im Anschluss daran nach der Bearbeitungsoptik vermessen. Es wird deutlich, dass der starke Anstieg der Beugungsmaßzahl und des Divergenzwin- kels bis zu einer Leistung von etwa 1000 W auf die Strahlquelle zurückzuführen ist. Bild 3.12: Vermessung nach der Transportfaser (ohne Optik); Links: Beugungsmaßzahl (M²) über der Laserleistung; Rechts: Divergenzwinkel über der Laserleistung. Im Folgenden werden Messungen mit drei unterschiedlichen Optiken mit dem selben Abbildungsverhältnis (1:1) und unter Einsatz derselben Laserstrahlquelle, einem Scheibenlaser TruDisk 5001 (siehe Tabelle 3.1), verglichen. Alle Optiken sind vom selben Hersteller. Der Unterschied besteht darin, dass diese zu unterschiedlichen Zeit- punkten beschafft wurden, unterschiedlich stark verschmutzt waren und aus unter- schiedlichen Linsenmaterialien gefertigt wurden, wozu aber seitens des Herstellers keine weiteren Informationen zu bekommen waren. Die Messergebnisse sind in Bild 3.13 dargestellt. Auf der linken Seite ist die Beu- gungsmaßzahl über der Laserleistung dargestellt. Für Optik 1 wurde ein maximaler Wert von über M² = 27 gemessen. Optik 2 und 3 wiesen bessere Werte auf. Die Beugungsmaßzahl von Optik 3 lag bei 5000 W bei un- gefähr 15. Der Zusammenhang von Beugungsmaßzahl, Divergenzwinkel und Fokus- 54 3 Verwendete Systemtechnik durchmesser (Strahltaille) nach Formel (2.10) zeigt sich rechts in Bild 3.13, dort geht die Zunahme des Fokusdurchmessers bei Optik 1 und 2 mit der Zunahme der Beu- gungsmaßzahl einher. Bei Optik 3 konnte keine nennenswerte Zunahme des Fokus- durchmessers gemessen werden, obwohl auch hier ein Anstieg der Beugungsmaßzahl vorliegt. Eine Erklärung dafür könnte der bei dieser Optik gemessene starke Anstieg des Divergenzwinkels sein. Dabei bleibt nach Formel (2.10) der Fokusdurchmesser unverändert wenn die Beugungsmaßzahl und der Divergenzwinkel im selben Maße zunehmen. Bild 3.13: Links: Beugungsmaßzahl (M²) über der Laserleistung; Rechts: Fokusdurchmesser (df) über der Laserleistung. Für die Materialbearbeitung ist die Intensität die entscheidende Größe, so führt der etwa doppelt so große Fokusdurchmesser bei 5000 W von Optik 1 im Vergleich zu Optik 3 (vgl. Bild 3.13) zu einem Intensitätsabfall um Faktor vier. Für die Intensität auf dem Werkstück spielt aber nicht die Strahltaille sondern der tatsächlich auf das Werkstück auftreffende Strahldurchmesser, im Folgenden als Brennfleckdurchmesser bezeichnet, die maßgebliche Rolle. Ein sich einstellender Fokus-Shift führt dabei zu einem größeren Brennfleckdurchmesser auf dem Werkstück. Dabei kommt es mit steigender Laserleistung zu einer Verschiebung der Fokuslage entlang der z-Achse. Ursache für die Verschiebung und Änderung der Strahlkaustik ist die Beeinträchtigung der optischen Komponenten bei hoher Leistungsdichte. Es kommt zu einer Verfor- mung und zu einer Änderung des Brechungsindex. Beide Effekte führen bei transmis- siven Optiken in der Regel (dn/dT > 0) zu einer Verkürzung der Fokussierbrennweite, so dass keine Kompensation, sondern eine Verstärkung der beiden Effekte miteinander stattfindet. Der Fokus-Shift ist dabei proportional zum Quadrat der optischen Vergrö- ßerung des Linsensystems. 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 55 Damit Optiken mit unterschiedlichen Abbildungsmaßstäben besser verglichen werden können, wird der normierte Fokus-Shift z~' eingeführt. Dabei wird wie in Gleichung (3.1) dargestellt die Verschiebung 'z entlang der z-Achse mit der nach Formel (2.11) errechneten Rayleighlänge zR normiert zu z~' . Der normierte Fokus-Shift z~' ist für dieselbe Optik auch bei unterschiedlicher Konfiguration in etwa konstant. Für den vorliegenden Fall ergibt sich nach Gleichung (2.11) eine Rayleighlänge von etwa 0,5 mm. (Ȝ = 1030 nm; df = 100 μm; M² = 15). Rz zz ' '~ (3.1) In Bild 3.14 ist der normierte Fokus-Shift über der Laserleistung für drei Optiken auf- getragen. Der Fokus-Shift nimmt mit steigender Laserleistung stetig zu. Die Brennwei- tenverkürzung für Optik 1 und Optik 2 nimmt bei der maximalen Laserleistung Werte von etwa zwei Rayleighlängen an, was nach Gleichung (2.12) zu mehr als einer Ver- doppelung des Brennfleckdurchmessers auf dem Werkstück führt. Im Gegensatz dazu shiftet Optik 3 bei 5000 W „nur“ um etwa 40% einer Rayleighlänge. Bild 3.14: Fokus-Shift mit der Rayleighlänge normiert über der Laserleistung. Für die Materialbearbeitung ist ein Fokus-Shift besonders dann kritisch, wenn der Fokus durch die Verschiebung außerhalb einer Rayleighlänge liegt, da hier in den meisten Fällen nicht nur die Intensität auf unter die Hälfte abfällt, sondern sich auch das Intensitätsprofil deutlich ändert und sich so Nachteile für die Materialbearbeitung 56 3 Verwendete Systemtechnik ergeben können. Für die Intensität ist nicht nur der sich auf dem Werkstück einstellen- de Brennfleckdurchmesser entscheidend, sondern auch die am Werkstück auftreffende Laserleistung. Dieser Leistungswert weicht von der am Laser eingestellten Leistung ab. Aus diesem Grund wurden Leistungsmessungen durchgeführt und Leistungsverlus- te in der Optik quantifiziert. Dazu wurde mit Hilfe eines Leistungsmessgerätes die Leistung direkt nach der Faser, also ohne Optik, und zusätzlich nach Optik 1 gemes- sen. Hierzu wurde Optik 1 stellvertretend für die anderen Optikkonfigurationen ge- wählt, da mit dieser Optik die schlechtesten Werte gemessen wurden. Bild 3.15: Gemessene Leistung über der eingestellten Leistung nach der Transportfaser und nach einer Optik. In Bild 3.15 zeigen die Messungen nach der Faser, dass durchweg ein höherer Wert als am Laser eingestellt gemessen werden konnte. Erklärt wird dies dadurch, dass der Hersteller der Laserstrahlquelle Leistungsverluste in den Optiken bereits mit einkalku- liert, so dass die tatsächlichen Werte etwa 5 % über den eingestellten Werten liegen. Die Messungen nach der Optik weisen durchweg niedrigere Werte auf, als die am Laser eingestellten. Für Optik 1 belegen die Messwerte, dass bis zu 10 % der Leistung in der Optik absorbiert werden. Die dabei entstehende Wärme wird über das Kühlsys- tem der Optik abgeführt. Gleichzeitig erklärt der hohe Leistungsverlust auch das schlechte Abschneiden der Optik 1 bei der Strahlvermessung. In Bild 3.16 sind für die vermessenen Optiken die am Werkstück ankommenden Inten- sitäten dargestellt. Dabei werden die Leistungsverluste durch die Optik, der sich ein- stellende stationäre Fokus-Shift und die durch die verminderte Strahlqualität vergrö- 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 57 ßerten minimalen Fokusdurchmesser berücksichtigt. Als Vergleichswert ist die auf dem Werkstück ohne Störungen zu erwartende Intensität dargestellt. Optik 3 erreicht bei einer eingestellten Leistung von 5000 W die besten Werte. Diese liegen hier etwas über 50.000 kW/cm² anstelle den erwarteten 64.000 kW/cm², also bei etwas unter 80 % vom idealen Wert. Optik 1 hingegen kommt nur auf 7.900 kW/cm² was gerade 12 % der erwarteten Intensität am Werkstück entspricht. Mit diesen Werten lässt sich kein stabiler Prozess etablieren, wie in Kapitel 3.4.3 noch gezeigt werden wird. Der Einfluss der Optik ist deswegen nicht vorhersehbar, weil verschiedene Linsensys- teme und Materialien unterschiedlich auf die hohe Leistungsdichte reagieren. Dazu gibt es im Regelfall auch keine ausreichenden Informationen von den Herstellern. Zusätzlich sind die Optiken unterschiedlich starken Umwelteinflüssen ausgesetzt, was zu nicht vorhersehbaren Verschmutzungen der optischen Elemente führen kann. Somit ist eine Werkzeugvermessung vor Versuchsbeginn von großer Wichtigkeit. Besonders ist bei der Verwendung älterer Optiken darauf zu achten, dass diese auch für beu- gungsbegrenzte Laserstrahlung geeignet sind. Bild 3.16: Am Werkstück erwartete und ankommende Intensität verschiedener Optiken über der eingestellten Laserleistung. Wie in Bild 3.8 dargestellt stehen verschiedene optische Elemente im Strahlengang. Messungen der Strahlparameter nach der Schweißoptik bei Verwendung unterschiedli- cher Schutzgläser zeigen den Einfluss auf die Strahlqualität. Es wird deutlich, dass der Fokus-Shift wie auch die Fokusdurchmesservergrößerung stark von der Laserleistung, dem Schutzglastyp und von der Schutzglasverschmutzung abhängt. Bei einer Untersu- chung mit dem bloßen Auge waren dabei das neue und das gebrauchte Schutzglas 58 3 Verwendete Systemtechnik nicht voneinander zu unterschieden. Für konstante Produktionsbedingungen müssen die eingesetzten Schutzgläser geprüft werden. Sie können vor dem Gebrauch mit opti- schen Hilfsmitteln, beispielsweise mit geeigneter Beleuchtung, überprüft werden, oder mit der gesamten Optik vermessen werden. Da mit dem Auge nicht sichtbare Ver- schmutzungen die Strahlqualität maßgeblich beeinflussen können, müssen während der laufenden Produktion entweder die Strahlqualität oder das Schutzglas und alle optischen Komponenten kontinuierlich überwacht werden. Bisher wurden Laserleistungen von einigen Kilowatt betrachtet, welche für die Mate- rialbearbeitung durchaus üblich sind. Bild 3.17 belegt, dass sich ein gravierender Fo- kus-Shift auch bereits bei einer „grünen“ Laserstrahlquelle (siehe Tabelle 3.1) mit einer maximalen Ausgangsleistung von P = 100 W einstellt. Vermessen wurden unter- schiedliche neue und saubere Linsen, welche laut Hersteller für einen grünen Laser- strahl im Dauerstrichbetrieb mit der genannten Leistung geeignet sein sollten. Die Ergebnisse zeigen bei einer vermessenen Linse einen Fokus-Shift von fast 14 Raylei- ghlängen auf. Für den Einsatz dieser bisher nicht verfügbaren Strahlquellen fehlen Erfahrungswerte wie sich Verschmutzungen auf die Intensitätsverteilung auswirken. Daher müssen Strahlvermessungen durchgeführt werden, denn nur so kann die auf dem Werkstück auftreffende Intensitätsverteilung charakterisiert werden. Bild 3.17: Vermessung des Fokus-Shifts für verschiedene Linsen über der Leistung für einen frequenzverdoppelten Scheibenlaser (M² | 1.1; O = 515 nm). Allgemein zeigt sich, dass vor allem gaußähnliche Intensitätsverteilungen, also Beu- gungsmaßzahlen nahe eins, zu großen thermischen Effekten führen können. Kenntnis- 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 59 se über die am Werkstück ankommende Strahlqualität sind somit für einen stabilen Prozess eine elementare Voraussetzung, denn nur so kann durch eine entsprechende Strahlvermessung eine geeignete Optik ausgewählt werden. 3.4.2 Ermittlung des Fokus-Shifts in Abhängigkeit von der Zeit In Kapitel 3.4.1 wurde der Fokus-Shift gemessen wie er sich nach mehreren Minuten Einstrahlzeit einstellt. Im Folgenden soll der sich einstellende Fokus-Shift zeitlich erfasst werden. Dazu wurde ein Primes FocusMonitor FM-120 verwendet. Dieser ist in Bild 3.18 dargestellt. Das Gerät ist mit einer integrierten z-Achse mit einem Verfahr- weg von 120 mm ausgestattet und ermöglicht damit vollautomatische Kaustikmessun- gen. In der, um die z-Achse des Geräts, rotierenden Messnadel befindet sich eine 20 μm große Bohrung, durch die der Laserstrahl in das Gerät eintritt. Der Laserstrahl wird wie auf der rechten Seite in Bild 3.18 gezeigt zweimal umgelenkt und gelangt so auf den Detektor. Bild 3.18: Foto und Prinzipskizze des FocusMonitor FM-120 der Firma Primes [56]. Zum Zeitpunkt des Einschaltens der Laserstrahlquelle tritt noch kein Fokus-Shift auf, da sich noch kein thermischer Effekt in den optischen Elementen eingestellt hat. In Bild 3.19 ist auf der linken Seite die Fokuslage z1 zum Einschaltzeitpunkt dargestellt. Des Weiteren ist die Messebene unterhalb der Fokuslage zu erkennen, welche einen Strahldurchmesser d1 aufweist. Mit der Zeit stellen sich thermische Effekte in den Linsen ein, was zu einer zeitabhängigen Fokuslagenverschiebung in Richtung Fokus- sierlinse führt. Betrachtet man eine Messebene, so nimmt der Strahldurchmesser in z x y 60 3 Verwendete Systemtechnik dieser Ebene zu. Es ergibt sich eine neue Fokuslage zt und ein neuer Strahldurchmes- ser dt in der Messebene wie rechts in Bild 3.19 abgebildet. Bild 3.19: Durch Fokus-Shift hervorgerufene Durchmesserveränderung. Durch eine zeitkorrelierte Messung der Strahldurchmesseränderung bei einer konstant gehaltenen z-Lage kann der Fokus-Shift berechnet werden. Wichtig ist dabei, dass die Durchmesseränderung im Fernfeld gemessen werden muss, da nur dort der Durchmes- ser proportional zum Fokus-Shift zunimmt. Dabei wird vorausgesetzt, dass die Diver- genz des fokussierten Laserstrahls trotz sich verändernder thermischer Effekte nahezu unverändert bleibt. Messungen der Divergenz zeigen, dass diese Annahme gegeben ist. Im Fernfeld gelten die in Bild 3.20 dargestellten Zusammenhänge: Bild 3.20: Strahlpropagation im Fernfeld und geltende Zusammenhänge. Bei dieser Untersuchung wurde jeweils der erste gemessene Durchmesser d1 bei t = 0 s als Referenz für die jeweilige Messung herangezogen. Dazu wurde ein Fokus-Shift von ǻz = 0 mm angenommen. Für gemessene Durchmesser bei t > 0 s gilt entspre- chend d1 < dt. Mit Gleichung (3.2) kann der sich einstellende Fokus-Shift 'z berechnet werden. Da- bei ist d1 der Strahldurchmesser für den Startpunkt der Messung, dt der Strahldurch- messer nach der Zeit t und - ist der halbe Divergenzwinkel (4/2). Fokuslage Fokussierlinse Messebene Neue Fokuslage Messebene 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 61 -tan2 1 ˜  ' ddz t (3.2) Für die Vergleichbarkeit der Ergebnisse ist es sinnvoll, den Strahl stets an derselben Stelle zu vermessen. Die Auswahl der Ebene in welcher der Strahldurchmesser ver- messen wird, muss jedoch einigen Kriterien genügen. So verschlechtert sich das Sig- nal-Rauschverhältnis mit abnehmender Strahlintensität. Aus diesem Grund sollte die Messebene so nah wie möglich am Fokus liegen, aber trotzdem immer noch im Fern- feld, so dass Gleichung (3.2) herangezogen werden kann. Des Weiteren muss die ma- ximal zulässige Strahlintensität des Strahldiagnosegeräts und der minimale Strahl- durchmesser, bei dem exakte Messungen möglich sind, beachtet werden. Unterschied- liche Laserstrahlquellen und Abbildungsmaßstäbe der verwendeten Optiken lassen es nicht zu, dass für alle Messungen immer dieselbe Stelle herangezogen werden kann. Deshalb wurde bei der Vermessung der im Folgenden beschriebenen Laserstrahlquelle (Faserlaser vgl. Tabelle 3.1) und für die zu vermessenden Optiken ein Strahldurchmes- ser von d | 200 μm festgelegt. Dieser Wert ergibt sich aus den oben genannten Forde- rungen und ermöglicht reproduzierbare und vergleichbare Messungen. Bild 3.21 zeigt den Versuchsaufbau mit einer zu vermessenden Optik, dem Strahldiag- nosegerät und dem Strahlsumpf. Bild 3.21:Versuchsaufbau zur Bestimmung des zeitlich aufgelösten Fokus-Shiftes. Da die Messnadel um die z-Achse des Geräts rotiert, würde der Strahl mit einem ge- wissen Radius, dem Abstand zwischen Drehpunkt und Bohrung, durchlaufen werden. Zu vermessen- de Optik Focus- monitor Strahlsumpf Lichtleit- kabelstecker Messebene bei d | 200 μm 62 3 Verwendete Systemtechnik Dies hätte eine künstliche Vergrößerung des Strahldurchmessers zur Folge, da die Messnadel durch den Radius einen längeren Weg durch den Strahl zurücklegen würde. In der verwendeten Software wurde für die durchgeführten Messungen eine Radi- uskorrektur verwendet, die diesen Fehler ausgleicht. In der Vorbereitung für die Durchführung einer zeitlich aufgelösten Fokus-Shift Mes- sung wurde zunächst eine Kaustikmessung bei 50 W vorgenommen. Diese Referenz- messung bei niedriger Leistung dient dazu, die z-Lage der Messebene, welche einem Durchmesser von d | 200 μm entspricht festzulegen. Bild 3.22: Kaustikmessung zur Bestimmung der Messebene bei kleiner Laserleistung. In Bild 3.22 ist das Ergebnis einer Kaustikmessung zu sehen. Links im Bild sind die Lage und die Werte der Strahltaille abzulesen. Der theoretische Fokusradius von w0,th = 24 μm bei dieser Optik wurde nicht erreicht. Messwerte geben einen Wert von w0,gem = 31 μm aus. Zu begründen ist das einerseits damit, dass die Strahlqualität durch den Durchgang der Laserstrahlung durch die Optik verschlechtert wird und anderer- seits das Messgerät nicht für die Detektion von Fokusdurchmesser kleiner 200 μm ausgelegt ist und somit einen großen Fehler mit sich bringt. Ziel der zeitlich aufgelös- ten Fokus-Shift Messung ist nicht die Messung des, in diesem Fall sehr kleinen, Fo- kusdurchmessers, sondern die Bestimmung der Verschiebung der Fokuslage in z. Der Vorteil der sich bei der Vermessung bei niedriger Laserleistung und somit schwacher thermischer Effekte innerhalb der Optik ergibt, liegt darin, dass es zu keinem nen- nenswertem Fokus-Shift kommt und somit später bei der tatsächlichen Vermessung des Fokus-Shift zum Zeitpunkt t = 0 s die Ebene sicher im Fernfeld liegt. Dies gilt ausschließlich für transmissive Optiken und nicht für reflektiv aufgebaute Optiken, welche in dieser Arbeit nicht betrachtet werden. Bei der Kaustikvermessung mit höhe- 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 63 rer Laserleistung und bei dem sich dabei einstellenden Fokus-Shift, ist deshalb ausge- schlossen, dass die ausgewählte z-Lage zu hoch und diese damit bei der späteren Ver- messung zum Zeitpunkt t = 0 s im Nahfeld liegt. Dies würde zu größeren Ungenauig- keiten bei der Messung des Fokus-Shift bzw. zu einer Beschädigung der Hohlnadel führen. Rechts in Bild 3.22 sind die Daten der ausgewählten Ebene angezeigt. Es han- delt sich hierbei um die Messebene, welche in diesem Fall einen Durchmesser von 270 μm aufweist. Anschließend erfolgt eine Intensitätsverteilungsmessung in der ermittelten Messebene mit der Laserleistung, mit welcher auch der Fokus-Shift vermessen werden soll. An- hand der Intensitätsverteilung wird die Messposition festgelegt, an der die Strahl- durchmesseränderung in der X-Y-Ebene gemessen wird. Diese Spur sollte, für die spätere Durchmesserbestimmung, durch den Bereich des Strahls verlaufen, an der die höchste Strahlintensität vorliegt. In Bild 3.23 ist diese Messposition am Beispiel einer abgebildeten Intensitätsverteilung dargestellt. Bild 3.23: Auswahl der Messposition durch das Intensitätsprofil in der Messebene. Nun wird bei festgehaltener y-Position die Intensitätsverteilung an der ausgewählten Messposition über der Zeit vermessen. Bild 3.24 zeigt das Ergebnis dieser Messung für zwei unterschiedliche Optiken. Die Zeitachse entspricht der Ordinate, wobei zum Zeitpunkt t = 0 s der Laser eingeschalten wurde. Die gesamte angezeigte Fensterhöhe entspricht einer Zeitspanne von 8,192 s. Diese größtmögliche Messzeit ergibt sich durch die Einstellung der kleinstmöglichen Umdrehungsgeschwindigkeit der Mess- 64 3 Verwendete Systemtechnik nadel und der größtmöglichen Anzahl an Umdrehungen. Die Umdrehungsgeschwin- digkeit beträgt dabei 1875 Upm und die Anzahl der Umdrehungen liegt bei 256. Dies führt bei einer zeitlichen Auflösung von 32 Millisekunden, zu einer maximalen Mess- zeit von etwas über 8 Sekunden. Eine größere zeitliche Auflösung mit minimal 8 Millisekunden bei 7500 Upm kann ebenfalls erreicht werden, allerdings geht dabei die gesamte Messzeit auf etwas über 2 Sekunden zurück und wird aus diesem Grund bei den folgenden Messungen nicht gewählt. Bild 3.24 zeigt deutlich, dass der Laser zu Beginn der Messung noch keine Strahlung emittiert, sondern erst zum Zeitpunkt t = 0 s. Bild 3.24: Zeitliche Intensitätsveränderung auf der Messebene für zwei unterschiedliche Optiken. Mit der zeitlich aufgelösten Intensitätsverteilung in der Messebene wird nun der Strahldurchmesser bestimmt. Softwarebedingt kann der Strahldurchmesser nicht direkt angegeben werden, sondern nur ein Analog-Digital-Converter-Wert (ADC). Dieser ist proportional zur gemessenen Intensität und muss für jeden vermessenen Bildpunkt separat exportiert werden. Bild 3.25: Strahldurchmesserbestimmung an einem Gauß-Profil. 14% der Maximalintensität 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 65 Für eine gaußähnliche Intensitätsverteilung ergibt sich der Strahldurchmesser anhand der Bildpunkte, deren ADC-Wert größer als 14% des gemessenen Maximalwertes ist. Schematisch soll dies Bild 3.25 verdeutlichen. Bei der Anwendung für die Strahldurchmesserbestimmung beschränkt sich die Metho- de auf zumindest gaußähnliche Strahlprofile. Für andere Intensitätsverteilungen müs- sen entsprechende Korrekturen durchgeführt werden. Beispielsweise ist auf der rech- ten Seite in Bild 3.24 eine Messung dargestellt, bei der eine nichtgeeignete Optik zu einer über der Zeit sehr inhomogenen Intensitätsverteilung führt. Dabei erreicht die Intensitätsverteilung über den Durchmesser hinweg mehrfach das Niveau von 14%. In diesem Beispiel wird die Korrektur so durchgeführt, dass lediglich der erste und letzte Durchgang durch das 14%-Niveau für die Durchmesserbestimmung eine Rolle spielen. Streng genommen handelt es sich bei diesem Vorgehen um keine Durchmesserbe- stimmung nach der Norm, da dieser nur bei einem Gaußstrahl dem der 2.Momente- Methode entspricht. Für diese Versuche war es jedoch zweckmäßig, lediglich den ersten und letzten Durchgang durch das 14%-Niveau zu betrachten, was zu dem ge- suchten Fokusdurchmesser führt. Mit Hilfe der gemessenen Daten und Gleichung (3.2) konnte der Fokus-Shift ermittelt werden. In Bild 3.26 sind neun Fokus-Shift-Messungen für eine Optik bei unterschied- licher Laserleistung dargestellt. Als Laserstrahlquelle wurde der Singlemode Faserla- ser eingesetzt (vgl. Tabelle 3.1). Bild 3.26: Zeitlich aufgelöste Fokus-Shift-Messung normiert mit der theoretischen Rayleigh- länge bei unterschiedlichen Laserstrahlleistungen. 66 3 Verwendete Systemtechnik Im Diagramm wird der Fokus-Shift mit der theoretisch ermittelten Rayleighlänge normiert, somit werden unterschiedliche Abbildungsmaßstäbe einer Optikart besser miteinander vergleichbar. Deutlich wird, dass mit steigender Laserleistung auch der sich einstellende normierte Fokus-Shift größer wird. Für die vermessene Optik erreicht dieser bei einer eingestellten Leistung von 900 W Werte von über 3,5 Rayleighlängen. Obwohl die längste Messzeit gewählt wurde stellte sich vor allem bei höheren Leis- tungen noch kein stationärer Zustand ein. Eine erneute Messung ist erst nach der Da- tenübertragung aus dem Messgerät möglich, welche etwa 32 Sekunden benötigt. Die- ser Vorgang lässt sich so lange wiederholen bis für alle Leistungsbereiche ein stationä- rer Fokus-Shift erreicht wurde. In Bild 3.27 sind insgesamt 3 hintereinander abgelau- fene Messungen in einer Gesamtzeit von über 70 Sekunden dargestellt. Bei einer ein- gestellten Leistung von 900 W zeigte sich, dass ein stationärer Zustand erst nach über 60 Sekunden erreicht werden konnte. Der sich dabei einstellende Fokus-Shift liegt bei über 4,5 theoretisch berechneten Rayleighlängen. Bild 3.27: Zeitlich aufgelöste Fokus-Shift-Messung bis zum stationären Zustand. 3.4.3 Auswirkungen auf das Laserstrahlschweißen Ein auftretender Fokus-Shift und eine durch die Bearbeitungsoptik verschlechterte Strahlqualität führen wie in Kapitel 3.4.1 aufgezeigt, zu einer geringeren Intensität am Werkstück. Dies kann sich auf die Schweißnahtqualität auswirken und zu einem insta- bilen Fügeprozess führen. Zu Beginn der Schweißnaht liegt ein typischer Tief- 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 67 schweißprozess vor, welcher charakterisiert wird durch das Auftreten von Spritzern, Auswürfen und einer sehr ungleichmäßigen Nahtoberraupe. Nach einer, von der ver- wendeten Optik abhängigen Zeit, geht dieser Tiefschweißprozess in einen Wärmelei- tungsprozess über und führt zu einem Schweißnahtfehler. In dem folgenden Beispiel wurde ein frequenzverdoppelter Scheibenlaser mit einer maximalen Ausgangsleistung von 100 W verwendet (vgl. Tabelle 3.1). Bei einer Beugungsmaßzahl von M² = 1,1 liegt eine gaußähnliche Intensitätsverteilung vor. Die Tatsache, dass dieser Einfluss auf den Prozess bereits bei einer Leistung von lediglich 100 W geschieht, macht deut- lich, dass nicht ausschließlich eine hohe Laserleistung für einen großen Fokus-Shift verantwortlich gemacht werden kann. Vielmehr kommt es hier aufgrund der hohen Intensität in der Strahlmitte zu einem großen Temperaturgradienten auf der Linse. In Bild 3.28 ist der Übergangsbereich beim Kupferschweißen anhand einer Nahtoberrau- pe dargestellt. Sobald der Prozess in das Wärmeleitungsschweißen übergeht, treten keine Spritzer mehr auf und es ist eine gleichmäßige Nahtschuppung, bei einer sehr geringen Einschweißtiefe, zu erkennen. Bild 3.28: Übergang vom Tief- ins Wärmeleitungsschweißen von Kupfer mit dem „grünen“ Laser. Eine zeitliche Erfassung ab wann das Tiefschweißen ins Wärmeleitungsschweißen übergeht wird im Folgenden diskutiert. In Bild 3.29 wird dieser Übergang mit Hilfe von Querschliffen, Hochgeschwindigkeitskameras und Aufnahmen von Nahtoberrau- pen charakterisiert. Dabei wurde bei einer Laserleistung von PL = 100 W und einer Geschwindigkeit von v = 1 m/min geschweißt. Die Schweißnahtoberraupe zeigt einen Verlauf wie in Bild 3.28. Ab einer Zeit von 0,6 Sekunden findet kein Einschweißen mehr statt, hier kommt es nur noch zu einer Art „Gravur“ auf der Oberfläche. In den darunter angeordneten Bildern sind Frames aus einer Hochgeschwindigkeitsaufnahme abgebildet, welche die Wechselwirkungszone ohne Relativbewegung zwischen Laser- strahl und Werkstück wiedergibt. Es wird deutlich, dass der Strahldurchmesser in 0,6 Sekunden von etwa 17 μm auf bis zu 190 μm Durchmesser ansteigt. Fertigt man Übergangsbereich Bereich des Wärmeleitungs- schweißens Bereich des Tiefschweißens Schweißrichtung 68 3 Verwendete Systemtechnik Querschliffe zu Beginn der Schweißnaht und nach etwa 0,2 Sekunden Schweißzeit an, so liegt zu Beginn ein typischer Tiefschweißnahtquerschnitt mit hohem Aspektver- hältnis vor. Nach 0,2 Sekunden ist die Einschweißtiefe kaum noch messbar und stellt sich als sehr kleine linsenförmige Naht dar. Für die verwendete Schweißkonfiguration ergibt sich eine Übergangszeit nach etwa 0,18 Sekunden, in welcher der Tiefschweiß- prozess in einen Wärmleitungsschweißprozess übergeht. x 0 mm 2,9 mm 3,5 mm 10,2 mm Zeit 0 s 0,174 s 0,21 s 0,612 s S ch w ei ß- na ht ob er ra up e S tra hl du rc h- m es se r Q ue rs ch lif f Bild 3.29: Auswirkung des Fokus-Shifts und schlechterer Strahlqualität auf den Schweißprozess. Aus diesen Ergebnissen wird deutlich, dass für eine gleichbleibende Prozessqualität und somit Schweißnahtqualität eine geeignete Optik verwendet werden muss, welche nur kleinste Intensitätsveränderungen auf dem Werkstück hervorruft. Wie klein diese sein dürfen lässt sich nur sehr schwer definieren und hängt sehr stark vom jeweiligen Prozess ab. Dabei kommt es vor allem darauf an, in welchem Bereich des Prozess- fensters der Prozess gefahren wird. Erfahrungen zeigen, dass bei einem Fokus-Shift von weniger als einer Rayleighlänge der Prozess stabil bleibt, wenn man sich nicht direkt oberhalb der Tiefschweißschwelle bewegt. 17 μm 190 μm 54 μm 97 μm 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 69 3.4.4 Referenzprozess zur Optik- und Prozessqualifizierung In Kapitel 3.4 wurden bisher Messverfahren vorgestellt, durch die ein sich einstellen- der Fokus-Shift und eine schlechtere Strahlqualität mittels komplexen und kostenin- tensiven Messgeräten ermittelt werden. Dieses Kapitel beschreibt ein neues und einfa- ches Verfahren mit welchem das thermo-optische Verhalten von transmittierenden Optiken qualitativ und quantitativ bestimmt werden kann. Die Auswertung erfolgt anhand des Prozessergebnisses wobei neben allen optischen Elementen auch Stör- ungen des Prozesses wie beispielsweise aufsteigender Metalldampf berücksichtigt werden. Als Kriterium für den Referenzprozess wird die Tiefschweißschwelle heran- gezogen. Dabei reicht ein einfacher Messschieber für die Bestimmung der notwendi- gen Größen aus [57, 58]. Nachfolgend wird zunächst der Einfluss einer thermischen Linse auf die Strahlausbrei- tung und anschließend die Tiefschweißschwellbedingung betrachtet. Beides sind grundlegende Voraussetzungen für den Referenzprozess. Theoretische Grundlagen zum Referenzprozess Bei Laserbearbeitungsprozessen wie beim Laserstrahlschneiden und -schweißen wird der Laserstrahl in den meisten Fällen auf die Materialoberfläche fokussiert. In Kapitel 3.4.3 wurde gezeigt, dass durch eine Änderung der Fokuslage der Prozess instabil werden kann. Verursacht wird die Fokuslagenabweichung durch thermische Effekte, hervorgerufen durch absorbierte Leistungsanteile im Bulkmaterial und den jeweiligen Beschichtungen der verwendeten optischen Elemente. Die durch Erwärmung entste- hende Brechzahl- und Formänderung kann in erster Ordnung einer thermischen Linse angenähert werden [59] und führt zu einer Brennweitenänderung des Linsensystems welche meist negativ ist. Bild 3.30: Vereinfachte geometrische Beziehung eines Fokus-Shiftes hervorgerufen durch eine thermische Linse. 70 3 Verwendete Systemtechnik In Bild 3.30 ist die einfache geometrische Situation beschrieben. Dabei verschiebt sich die gestrichelt dargestellte Fokuslage zF(0) um 'z(Pheiz) auf die mit einer Volllinie dargestellte Position zF(Pheiz). Diese Verschiebung lässt sich ausdrücken durch: )()0()( heizFFheiz PzzPz  ' (3.3) Mit dem Auftreten einer thermischen Linse vergrößert sich der Strahldurchmesser an der Stelle zp1, welche eindeutig hinter der Fokuslage der ungestörten, kalten Optik liegt von dStrahl(0) auf dStrahl(Pheiz). Die Größe des Durchmessers auf dem Werkstück ist mitentscheidend für die Tief- schweißschwelle (vgl. Kapitel 0). In Bild 3.31 ist im oberen Teil der qualitative Ver- lauf der Schwelle zum Tiefschweißen dargestellt. Während des Übergangs kommt es zu einem deutlichen Sprung in der Einschweißtiefe. Dieser ist im Schweißnahtlängs- schliff, im mittleren Teil von Bild 3.31 gut zu erkennen. Im unteren Teil der Abbil- dung ist die Nahtoberraupe dargestellt, welche an der Tiefschweißschwelle ebenfalls eine eindeutige Veränderung erkennen lässt. Im Folgenden wird daher auf die Längs- schliffe verzichtet und der Ort des Tiefschweißungsbeginns ausschließlich anhand der Nahtoberraupe ermittelt. Bild 3.31: Übergang vom Wärmeleitungsschweißen ins Tiefschweißen durch Erhöhung der Laserleistung. Oben: Qualitatives Verhalten der Einschweißtiefe. Mitte: Längsschliff einer Schweißnaht. Unten: Nahtoberraupe. Gleichung (2.3) gibt die Schwelle vom Wärmeleitungs- zum Tiefschweißen an. Diese kann mit v << 1,1˜Oth/(cp˜U˜dStrahl) vereinfacht werden zu Gleichung (3.4). Mit 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 71 Oth = 235 W/(mK), cp = 900 J/(kgK), U = 2,7 g/cm³ und dWS = 0,5 mm ist dies mit v << 45 m/min erfüllt. Alle folgenden Versuche wurden mit einem Vorschub von v = 5 m/min gefahren und genügen somit dieser Bedingung. 1.1( )0 ˜˜ ˜˜ A TTP thVWSTSS d OS (3.4) Fasst man alle Materialkonstanten in K1 zusammen ergibt sich Gleichung (3.5): WSTSS dKP ˜ 1 (3.5) Mit dieser Näherung wird deutlich dass die Schwellleistung für das Tiefschweißen nun lediglich vom Durchmesser abhängt. Im Folgenden wird die oben genannte Vereinfa- chung verwendet. Die Rechnungen können alternativ auch mit Gleichung (2.3) durch- geführt werden. Der folgende Abschnitt beschreibt formal den Referenzprozess und das an der Praxis orientierte Vorgehen. In Bild 3.32 ist ein fokussierter Laserstrahl dargestellt. zWS ist der Abstand von der Linse bis zum Werkstück und zf(P) ist der leistungsabhängige Ab- stand zwischen der Fokussierlinse und der Strahltaille df. Bild 3.32: Fokussierter Laserstrahl und die dazugehörige Nomenklatur. 72 3 Verwendete Systemtechnik In der Praxis werden fasergeführte Bearbeitungsoptiken so ausgelegt, dass die Strahl- taille des kollimierten Strahls in der Nähe der Einbauposition der Fokussierlinse liegt. Daher kann festgestellt werden, dass folgende Näherungen gelten: )()( PfPz f | (3.6) und ˜| eR R z PfPz , )²()( (3.7) Dabei ist P die Laserleistung mit welcher die Linsen erwärmt werden und zR,e ist die Rayleighlänge des kollimierten Strahls welcher auf die Fokussierlinse trifft. Mit Gleichung (3.8) lässt sich der Durchmesser dWS des Strahls auf dem Werkstück berechnen, wenn dieser in defokussiertem Zustand auf das Werkstück trifft. ² ))²(( 1 R fWS fWS z Pzz dd ˜ (3.8) Dabei ist zR die Rayleighlänge des fokussierten Strahls. Eine Vereinfachung von Glei- chung (3.8) kann durchgeführt werden wenn der Strahl stark fokussiert wird und sich das Werkstück weit hinter der Fokusebene befindet. Dann gilt zR << (zWS-zf(P)) und Gleichung (3.8) kann vereinfacht werden zu Gleichung (3.9) R fWS fWS z Pzz dd )(˜ (3.9) Wie in [59] beschrieben kann die Brennweite einer thermischen Linse beschrieben werden durch PD Pftherm ˜ * 1)( (3.10) Dabei ist D* der thermisch induzierte Brechungskoeffizient und P die Laserleistung mit welcher das optische Element beansprucht wird. Mit Hilfe der Linsengleichung kann die gesamte Brennweite mittels Gleichung (3.11) beschrieben werden durch: 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 73 PD fPffPf therm ˜  *1 )( 11 )( 1 00 (3.11) Die Brennweite der “kalten” Linse wird dabei mit f0 bezeichnet. Löst man Gleichung (3.11) nach f(P) auf erhält man Gleichung (3.12): PDf fPf ˜˜ *1)( 0 0 (3.12) Setzt man die Gleichungen (3.5), (3.6) und (3.9) ineinander ein, ergibt sich: )( )(),( 1 Pz PfzdKPz R WS fWSTSSP ˜˜ (3.13) Mit Gleichung (3.7) und (3.12) kann die leistungsabhängige Rayleighlänge beschrie- ben werden als: eR R z PDf f Pz , 2 0 0 *1 )( ¸¸¹ · ¨¨© § ˜˜ (3.14) Setzt man Gleichung (3.14) in Gleichung (3.13) ein erhält man: eR WS fWSTSS z PDf f PDf fz dKPzP ,2 0 0 0 0 1 *1 *1),( ˜ ¸¸¹ · ¨¨© § ˜˜ ˜˜˜˜ (3.15) Durch umformen von (3.15) und die Vernachlässigung der quadratischen Terme (bei schwacher thermischer Linse) ergibt sich Gleichung (3.16) mit den vier unbekannten Parametern zWS, D*, f0, und K2. ))2(*)((),( 0002 fzPDffzKPz WSWSWSTSSP ˜˜˜˜˜ (3.16) Die vier Unbekannten können experimentell bestimmt werden indem mindestens vier Messungen durchgeführt werden und ein Fit (Methode der kleinsten Quadrate) durch die Messdaten gelegt wird. Sind D* und f0 einmal bekannt ist das Verhalten der ther- mischen Linse gegeben durch Gleichung (3.10) und damit auch der Fokus-Shift als Funktion der Laserleistung. 74 3 Verwendete Systemtechnik Die Bestimmung der Schwellleistung, welche durch die vorgewärmten Optiken geht, erlaubt es demnach, bei unterschiedlichen zWS, die thermisch induzierte Linse zu be- rechnen. Der Referenzprozess ist eine einfache Methode, die Schwellleistung zu be- stimmen und wird im Folgenden beschrieben. Das Vorgehen für den Referenzprozess gliedert sich in: x Positionierung der “Referenzprozessprobe” in einem definierten Abstand zWS. x Vorheizen der optischen Elemente durch den Einsatz von Laserstrahlung mit der Laserleistung P=Pheiz. Während dieser Phase wird der Strahl direkt in einen Strahlsumpf oder auf ein Opferblech geleitet. x Setzen eines Markierpunktes (Referenzpunkt) auf das präparierte Probenblech, welcher den Startpunkt des Referenzprozesses markiert. x Schweißen der Referenzprobe bei konstanter Geschwindigkeit und linear an- steigender Laserleistung. x Auffinden und Messen des Abstandes vom Markierpunkt bis zum Übergangs- punkt zum Tiefschweißen. x Berechnung des Fokus-Shifts aus diesen Informationen und den experimentel- len Parametern. In Bild 3.33 ist der für den Referenzprozess beschriebene Leistungsverlauf dargestellt. Bild 3.33: Beispielhafter Leistungsverlauf eines Referenzprozesses aufgegliedert in Vorheiz- zeit, Setzen eines Referenzpunktes und der Leistungsrampe für den Schweißpro- zess. 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 75 Um auszuschließen, dass sich die durch das Vorheizen induzierte thermische Linse während des Referenzprozesses gravierend verändert, muss die Zeitspanne nach der Vorheizphase bis zur Tiefschweißschwelle möglichst kurz sein. Verzögerungen zwi- schen der Vorheizphase und dem Setzen des Referenzpunktes bzw. dem Beginn der Leistungsrampe müssen minimiert werden. Die Tiefschweißschwelle kann ohne metallografische Aufbereitung der Schweißpro- ben eindeutig anhand der Schweißnahtoberraupe erkannt werden. Für den Referenz- prozess wird die zu prüfende Optik mit einem Laserleistungsverlauf wie in Bild 3.33 beaufschlagt. In der ersten Phase wird die Optik vorgeheizt, dabei wird die Laserleis- tung nach der Optik in eine Strahlsenke geleitet. Durch thermische Effekte stellt sich so ein Fokus-Shift im abbildenden System ein. Diese Vorheizdauer muss lange sein gegenüber der nachfolgenden Messdauer. Im Anschluss an den Vorheizprozess wird ein Referenzpunkt auf der Schweißprobe gesetzt. Dieser erleichtert die anschließende Auswertung, indem er eindeutig die Stelle markiert an der die Leistungsrampe beginnt und der Schweißvorgang gestartet wird. Dabei sind die Steigung und die Endleistung der Rampe so festzulegen, dass die Tiefschweißschwelle im letzten Drittel der Schweißprobe liegt und so eine genaue Vermessung ermöglicht. In Abhängigkeit von Vorheizdauer und Vorheizleistung setzt der Übergang vom Wärmeleitungs- zum Tiefschweißen an unterschiedlichen Stellen ein. Da der Start- punkt und die Steigung der Leistungsrampe eindeutig bekannt sind entspricht der Ort des Tiefschweißbeginns eindeutig der Schwellleistung PTSS. Bild 3.34 ist zu entneh- men, dass der Ort an dem der Übergang zum Tiefschweißen stattfindet einfach mit dem Messschieber vermessen werden kann. Bild 3.34: Leistungsrampe mit der sich ergebenden Nahtoberraupe und Schwellleistung. 76 3 Verwendete Systemtechnik Experimentelle Bestätigung des Referenzprozesses Hinsichtlich der Reproduzierbarkeit und Ablesegenauigkeit wurden unterschiedliche Materialien und Oberflächenbehandlungen betrachtet. Die besten Ergebnisse konnten an einer sandgestrahlten Aluminiumlegierung AlSi0,8Mg0,6 (Ecodal) erreicht werden. Diese Proben wurden vor der Durchführung des Referenzprozesses sandgestrahlt und mit einer gleichmäßigen Graphitschicht versehen. Das Sandstrahlen homogenisiert die Oberfläche und reduziert bzw. entfernt die Oxidschicht. Die Graphitschicht stoppt den Oxidationsvorgang der Referenzproben und ermöglicht somit gleiche Einkoppelbedin- gungen für den Laserstrahl in das Werkstück, was eine elementare Voraussetzung für einen reproduzierbaren Referenzprozess darstellt. Die Messungen wurden für zwei unterschiedliche Leistungen Pheiz1 und Pheiz2, zum Vorwärmen der Optiken, und für zwei unterschiedliche Abstände zws1 und zws2 durch- geführt. Damit konnten vier Schwellleistungen (PTSS,i) bestimmt werden, die für die Bestimmung zWS, D*, f0, und K notwendig sind. In Bild 3.35 ist eine Referenzprobe mit vier Schweißungen und der mit dem Mess- schieber auszuwertenden Länge xTSS,i abgebildet. Für alle Schweißnähte wurde eine identische Vorheizzeit, in diesem Beispiel 30 Sekunden, eingestellt. Bild 3.35: Ergebnis des Referenzprozesses mit eindeutig erkennbarer Tiefschweißschwelle. 1.Naht: theiz = 30 s, Pheiz1 = 1 kW, 'z1 = 4 zR; 2.Naht: theiz = 30 s, Pheiz2 = 5 kW, 'z1 = 4 zR; 3.Naht: theiz = 30 s, Pheiz1 = 1 kW, 'z2 = 6 zR; 4.Naht: theiz = 30 s, Phe- iz2 = 5 kW, 'z2 = 6 zR; Für Schweißnaht eins und drei wurde eine Vorheizleistung von einem Kilowatt ver- wendet, wohingegen die Vorheizleistung für Schweißnaht zwei und vier bei fünf Ki- lowatt lag. Die beiden oberen Schweißnähte wurden bei einer Defokussierung von vier Rayleighlängen und die unteren beiden Schweißungen mit einer Defokussierung von sechs Rayleighlängen hergestellt (zws2 - zws1 = 2 zR). Deutlich zu erkennen ist der bei 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 77 höheren Vorheizleistungen spätere Übergang ins Tiefschweißen. Des Weiteren ver- schiebt sich für höhere Defokussierungen also größere Brennfleckdurchmesser auf dem Werkstück, das Erreichen der Schwelle auf einen späteren Zeitpunkt. Somit ergibt sich: xTSS1 < xTSS3 < xTSS2 < xTSS4 (3.17) Damit mehrere Bearbeitungsköpfe mit unterschiedlichen Abbildungsverhältnissen miteinander verglichen werden können ist es hilfreich den Fokus-Shift normiert durch die Rayleighlänge anzugeben wie im vorigen Kapitel bereits beschrieben und in (3.18) nochmals dargestellt: RzfPfPf /))0()(()(  ' (3.18) Die Experimente wurden mit einem TruDisk 5001 (vgl. Tabelle 3.1) bei einem Abbil- dungsverhältnis von 1:1 durchgeführt. In Tabelle 3.2 sind die Heizleistungen Pheiz und die Abstände zWS aufgeführt. Weiter können der Tabelle die gemessenen und die ange- fitteten Schwellleistungen entnommen werden. Tabelle 3.2: Zusammengefasste Messwerte. Im beschriebenen Experiment wurden für das Vorwärmen der Optik Heizleistungen von 1000 W und 5000 W angewendet. Die kleinen Differenzen zwischen den gemes- senen und den aus dem Fit der Gleichung (3.16) herrührenden Schwellleistungen indi- zieren eine gute Reproduzierbarkeit der Messung. Für den Parameter D* mit welchem der Fit der Gleichung (3.16) durch die vier gemessenen Punkte PTSS(zWS,P) geht, ergibt sich ein Wert von 1.65*10-9 (Wmm)-1. Gemäß Gleichung (3.10) führt das bei einer Laserleistung von 5000 W zu einer thermisch induzierte Linse mit einer Brennweite von ftherm = 121 m. Diese ist tatsächlich sehr viel länger als die Fokussierbrennweite 78 3 Verwendete Systemtechnik f0 = 200 mm und bestätigt die zuvor getroffene Annahme einer vergleichsweise sehr schwachen thermischen Linse. In Bild 3.36 sind Ergebnisse, welche durch den oben beschriebenen Referenzprozess erreicht wurden, dargestellt. Des Weiteren sind die Messpunkte im Diagramm einge- tragen, welche mit derselben Optik mit Hilfe eines konventionellen Messgerätes, wie in Kapitel 3.4.1 beschrieben, ermittelt wurden. Für beide Messungen wurden dabei neue und saubere Schutzgläser verwendet. Zieht man in Betracht, dass der Referenz- prozess auch zusätzliche Prozessstörungen berücksichtigt, wie beispielsweise den Me- talldampf über dem Werkstück, zeigen beide Messungen eine gute Übereinstimmung. Bild 3.36: Vergleich der Messwerte. Durchgezogene Linie: Referenzprozess; Gestrichelte Linie: Konventionelle Messungen (vgl. Kapitel 3.4.1). Zusammenfassend steht mit dem Referenzprozess eine neue und einfache Methode zur Verfügung, mit der das thermische Verhalten von Bearbeitungsoptiken ohne teures und hochentwickeltes Messgerät beurteilt werden kann. Ein entscheidender Vorteil des Referenzprozesses ist, dass alle Prozessstörungen mit betrachtet werden, auch wenn der Fokus-Shift dabei in den meisten Fällen eine dominierende Rolle einnimmt. Eine Weiterentwicklung des Referenzprozesses, so dass dieser auch mit reflektiv ar- beitenden Optiken und bei Laserstrahlquellen mit unterschiedlicher Strahlqualität problemlos eingesetzt werden kann, erscheint daher sehr sinnvoll. Der Einfluss der Vorheizzeit könnte dabei so genutzt werden, dass auch eine Aussage über das zeitliche Verhalten einer Optik dargestellt werden kann. 3.4 Strahldiagnostik zur Werkzeugcharakterisierung 79 Neben der einfachen Durchführung des beschriebenen Verfahrens, bietet der Refe- renzprozess auch einen sehr guten Ansatz für eine Automatisierung mittels Rückre- flexdetektion. Dabei kann auf das Ausmessen der Strecke bis zur Tiefschweißschwelle mittels Messschieber verzichtet werden. Bild 3.37: Gemessene Laserleistung und normiertes Rückreflexsignal durch das der Über- gang vom Wärmeleitungsschweißen ins Tiefschweißen deutlich wird. In Bild 3.37 ist das gemessene Laserleistungssignal und das normierte Rückreflexsig- nal dargestellt. Das Laserleistungssignal steigt dabei mit Beginn der Leistungsrampe (vgl. Bild 3.34) linear an. Das normierte Rückreflexsignal zeigt eine sehr hohe Volati- lität. Besonders groß sind die Schwankungen bevor sich die Referenzprobe in Bewe- gung setzt. Mit Beginn der Leistungsrampe wird die Schwankungsbreite kleiner. Dabei kommt es ab einem gewissen Zeitpunkt zu einem weiteren Rückgang der Schwan- kungsbreite. Dieser Rückgang findet genau an dem Zeitpunkt statt, an dem der Über- gang ins Tiefschweißen erfolgt. Eine sichere und reproduzierbare Schwellleistungsbe- stimmung kann somit mittels des Rückreflexsignals nachgewiesen werden [60, 61]. Der starke Rückgang des Signals beim Übergang vom Wärmeleitungsschweißen ins Tiefschweißen kann dabei mit einer sich in diesem Moment öffnenden Kapillare er- klärt werden, die wie eine Art Strahlfalle wirkt und somit zu kleineren Reflexen in Richtung Fotodiode führt. Mit dieser einfachen automatischen Detektion der Schwellleistungen kann die Über- prüfung von Optiken mit geringem Aufwand durchgeführt werden, so dass ver- schmutzte, defekte oder nicht geeignete Optiken bzw. Schutzgläser erkannt werden. 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen Schädigungen eines Bauteils durch den Fügeprozess können dazu führen, dass das Bauteil je nach Anwendungsfall nur eingeschränkt oder gar nicht eingesetzt werden kann. Da Schädigungen sehr vielfältig sein können, wird im Folgenden zunächst das Auftreten von Verzug näher betrachtet. 4.1 Verzugsbestimmung bei Schweißproben In diesem Kapitel werden auf die Grundlagen aus Kapitel 2.3 aufbauend die Vorteile brillanter Strahlquellen auf ein verzugsarmes Laserstrahlschweißen herausgearbeitet. Dazu wurden Schweißversuche mit einer Laserstrahlquelle durchgeführt und der Fokusdurchmesser variiert, was zu unterschiedlichen Divergenzwinkeln des auf das Werkstück auftreffenden Strahls führt. Des Weiteren wurden zwei Laserstrahlquellen mit unterschiedlicher Strahlqualität verglichen und deren Auswirkungen auf ein schä- digungsarmes Laserstrahlschweißen untersucht. Ein Vorteil von guter Strahlqualität (vgl. Kapitel 2.1.2) ist die sehr gute Fokussierbarkeit, mit welcher kleine Fokusdurch- messer realisierbar werden. Die hohen Intensitäten ermöglichen zudem sehr hohe Vor- schubgeschwindigkeiten. Die Auswirkungen auf den Verzug durch Erhöhung der Vor- schubgeschwindigkeit werden ebenfalls in diesem Kapitel diskutiert. Die folgenden Verzugsmessungen wurden an Blindschweißungen durchgeführt, da Vorversuche keinen wesentlichen Unterschied bei der Einschweißtiefe im Vergleich mit Zweiblechverbindungen zeigten. Als Material wurden ausschließlich Edelstahlble- che (1.4310) in einer Stärke von 500 μm verwendet. Für die Zweiblechverbindungen wurde als Unterblech ein 300 μm und als Oberblech ein 200 μm starkes Folienblech verwendet. Die Gesamtstapelhöhe betrug dabei immer 500 μm. In Bild 4.1 sind Quer- schliffe von Blindschweißungen und Zweiblechverbindungen dargestellt. Die Schweißgeschwindigkeit betrug bei den dargestellten Proben 15 m/min. In den Schliffbildern sind sowohl die Schweißnahtflächen, als auch die Wärmeeinflusszonen (WEZ) gut zu erkennen. Beide sind ausschlaggebend für die Entstehung von Eigen- spannungen und Verzug. 4.1 Verzugsbestimmung bei Schweißproben 81 Bild 4.1: Querschliffe von Blindschweißungen in ein Blech (oben) und Zweiblechverbin- dungen (unten). Das Auftreten von Verzug ist sehr stark von der Bauteilgeometrie abhängig. So kann ein Auftreten von Verzug durch eine entsprechende konstruktive Gestaltung reduziert werden. Allerdings kommt es beim Fügen mit dem Laserstrahl zu schnellen Tempera- turwechseln, die auch durch Gefügeumwandlungen gekennzeichnet sind und somit zu Ausdehnungs- bzw. Schrumpfungsprozessen führen (vgl. Kapitel 2.3). Um die Kom- plexität von Bauteilverzug auf eine Größe zu reduzieren, werden ebene Bleche ge- wählt und eine relativ einfach zu detektierende Verzugsgröße herangezogen, der Querverzugswinkel. Dabei wird die Versuchsprobe nach erfolgter Schweißung mit einem Topografiemesssystem vermessen. Das konfokale Mikroskop erreicht bei einer Vergrößerung um den Faktor 10 eine räumliche Auflösung von 0,2 μm bei einem Be- obachtungsfeld von 1,4 mm auf 1,05 mm. Die Auswertungssoftware erlaubt ein erwei- tertes Profil, welches mehrere Beobachtungsfelder aneinanderreiht. Dabei verfährt der Probentisch unter dem Mikroskop in die entsprechende Position. Mit diesem Feature lässt sich der Längs- wie auch Querverzugswinkel einer Schweißnahtprobe detektie- ren. In den folgenden Messungen wurde jeweils der Querverzug in der Probenmitte bestimmt, also der Verzug quer zur Vorschubrichtung. Die Größe des Querverzuges wurde mit Hilfe eines Winkels angegeben. In Bild 4.2 ist auf der rechten Seite eine schematische Schweißprobe im Querschnitt dargestellt. Dabei ist der Querverzugs- winkel links und rechts der Schweißnaht mit D1 und D2 bezeichnet. Auf der linken Seite ist eine Probentopografie dargestellt. In der Mitte ist die Schweißnaht zu erken- nen und auf beiden Seiten der sich einstellende Querverzugswinkel. Das Messprofil hat eine Fenstergröße von 6,1 x 4,5 mm und ergibt sich aus vielen Einzelmessungen. Wärmeein- flusszone df = 50 μm Oberblech Unterblech df = 200 μm Aufgeschmolze- ner Bereich Blindschweißung in ein Blech I-Naht Überlapp Zweiblech 82 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen Für diese Flächenaufnahmen wird eine relativ lange Messdauer von etwa 10 Minuten benötigt. Bild 4.2: Links: Schweißnaht und sich einstellender Querverzugswinkel. Rechts: schematisierter Querverzug einer Schweißprobe im Querschnitt. Für die Vergleichbarkeit von Querverzügen wird ein mittlerer Querverzugswinkel definiert. Dieser ergibt sich aus der Summe der Winkel links und rechts der Schweiß- naht dividiert durch zwei. Dadurch können Fehler durch ungenaues Positionieren des Bleches unter dem konfokalen Mikroskop vermieden werden. In Bild 4.3 ist rechts eine standardisierte Schweißprobe mit den Maßen 20 mm * 100 mm*0,5 mm und einer 80 mm langen Schweißnaht dargestellt. Dabei wurde die Verzugsmessung ein- heitlich in der Probenmitte, also nach 50 mm Probenlänge, durchgeführt. Demnach waren nur noch Einzelmessungen welche auf einer Linie liegen notwendig, was eine verkürzte Messdauer mit sich brachte. Auf der linken Seite in Bild 4.3 sind gemessene Werte über der Probenbreite aufgetragen. Im Scheitelpunkt ist die Stelle der Schweiß- naht. Links und rechts der Schweißnaht lassen sich die Querverzugswinkel einfach auslesen. Bild 4.3: Links: Verzugsmessung mit Definition Verzugswinkel. Rechts: standardisierte Probengeometrie mit konstanter Schweißnahtlänge von 80 mm. Schweißnaht Messung des Querverzugs- winkels in der Probenmitte Probenblech Schweißnaht D1 D2 4.1 Verzugsbestimmung bei Schweißproben 83 In Bild 4.4 ist eine Durchschweißung und eine Einschweißung mit den durch die Schrumpfung wirkenden Kräfte (Zug- und Druckspannungen) abgebildet. Bei einer Durchschweißung ist kein Querverzugswinkel zu detektieren, da es hier zu einer Maßänderung der Probenbreite kommt. Aus diesem Grund wurden ausschließlich Einschweißungen durchgeführt und der sich daraus einstellende Querverzugswinkel ausgewertet. Bild 4.4: Zug- und Druckverlauf bei Durchschweißung (links) und großem Querverzugs- winkel (rechts). Betrachtet man das Verhalten des Querverzugswinkels, aufgetragen über der Strecken- energie, v PE (4.1) dann stellt sich ein in Bild 4.5 visualisierter, charakteristischer Verlauf ein. Der Quer- verzugswinkel steigt mit größer werdender Streckenenergie bis zu einem Maximum an und fällt dann wieder auf einen Wert nahe null ab. Bild 4.5: Typischer Querverzugswinkelverlauf bei ansteigender Einschweißtiefe. Zug Zug Druck v = 15 m/min df = 200 μm 84 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen Das Maximum wird kurz vor der Durchschweißung einer Schweißprobe erreicht. Eine weitere Erhöhung der Einschweißtiefe führt dazu, dass sich der Widerstand des im Grundgefüge unverletzten Materials reduziert, bis die Eigenspannungen zu einer plas- tischen Materialverformung führen. Dabei geht der Querverzugswinkel wieder zurück, und es kommt zu einer absoluten Breitenänderung der Probe, auf welche in dieser Arbeit nicht näher eingegangen wird. 4.2 Verzugsminimierung durch höhere Vorschubge- schwindigkeit In diesem Kapitel wird der Einfluss der Vorschubgeschwindigkeit auf den Querver- zugswinkel herausgearbeitet. Dieser Einfluss wird, stellvertretend für andere Fokus- durchmesser, für ein Fokusdurchmesser von df = 25 μm gezeigt. In Bild 4.6 ist der Querverzugswinkel über der Streckenenergie für verschiedene Geschwindigkeiten aufgetragen. Für jede Geschwindigkeit im Bereich zwischen 10 und 100 m/min wurde ein charakteristischer Querverzugswinkelverlauf (vgl. Bild 4.5) in das Diagramm ein- getragen. Bild 4.6: Rückgang des maximalen Querverzugswinkels mit steigender Vorschubge- schwindigkeit für df = 25 μm. Ein Vergleich der Querverzugsmaxima macht deutlich, dass der maximale Querver- zugswinkel bei einer Geschwindigkeitserhöhung von 10 auf 100 m/min halbiert wer- den kann. Des Weiteren ist deutlich zu erkennen, dass im Bereich von 10 bis etwa 4.3 Verzugsminimierung durch kleinere Fokusdurchmesser 85 50 m/min ein sehr starker Rückgang des Winkels zu verzeichnen ist. Dies ist durch die, bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten, geringeren Konduktionsverluste zu er- klären. Mit steigender Vorschubgeschwindigkeit nimmt die Einschweißtiefe bei kon- stanter Streckenenergie zu. Ab etwa v = 50 m/min bleiben diese Verluste nahezu kon- stant und eine Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit bewirkt bei den gewählten Streckenenergien, einen nur noch sehr geringen Rückgang des Querzugswinkels. Eine Erklärung für den Rückgang des Querverzugswinkels bei steigender Vorschubge- schwindigkeit ist die Änderung der Nahtgeometrie. Die Nahtbreite an der Probenober- fläche nimmt dabei mit steigender Geschwindigkeit ab und der Nagelkopf verschwin- det aufgrund des geringeren Wärmestaus an der Probenoberfläche. Gerade in diesem Bereich können Schrumpfspannungen einen sehr großen Anteil zum Verzug beitragen, da hier der größte Abstand und somit größtmögliche Hebel zur im Normalfall „span- nungsfreien“ Blechstärkenmitte wirkt. Bei konstanter Einschweißtiefe führt somit ein Rückgang der Nahtfläche zu einem Rückgang des maximalen Querverzugswinkels. Bild 4.7: Änderung der Nahtgeometrie mit steigender Vorschubgeschwindigkeit. Links: v = 10 m/min; E = 1000 J/m; Rechts: v = 80 m/min; E = 600 J/m. Bild 4.7 zeigt zwei Schweißnahtquerschliffe. Links eine Schweißnaht mit einer niedri- gen und rechts mit einer hohen Vorschubgeschwindigkeit. Einschweißtiefen kurz vor der Durchschweißung, also bei maximalem Querverzugswinkel, werden somit bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten bereits mit kleineren Streckenenergien erreicht. 4.3 Verzugsminimierung durch kleinere Fokusdurch- messer Nach dem in Kapitel 4.2 gezeigt werden konnte, dass mit einer kleineren Schweißnaht- fläche der maximale Verzugswinkel reduziert werden kann, sollte eine weitere Reduk- Erhöhung der Vorschubge- schwindigkeit 86 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen tion des Verzugs mit der Verwendung von kleineren Fokusdurchmessern möglich sein. Dazu wurden bei einer konstanten Geschwindigkeit von v = 60 m/min Versuche mit verschiedenen Fokusdurchmessern gefahren. Gewählt wurden Fokusdurchmesser von 14, 25, 50 und 200 μm. Für den jeweiligen Fokusdurchmesser stellte sich ein maxima- ler Verzugswinkel kurz vor dem Durchschweißen der Probe bei einer Einschweißtiefe von etwa 400 μm ein. In Bild 4.8 ist zu erkennen, dass sich das Maximum des Quer- verzugswinkels mit kleiner werdendem Fokusdurchmesser zu kleineren Streckenener- gien verschiebt. Geringere eingebrachte Energien führen zu kleineren schlanken Schweißnähten mit größeren Aspektverhältnissen, so dass die geforderte Einschweiß- tiefe mit einer geringeren Nahtquerschnittsfläche erreicht wird. Damit geht auch der maximale Querverzugswinkel zurück. Bild 4.8: Rückgang des maximalen Querverzugswinkels mit kleiner werdendem Fokus- durchmesser bei v = 60 m/min. Wie aus Bild 4.8 ersichtlich, wird ein Fokusdurchmesser von df = 50 μm mit zwei unterschiedlichen Strahlquellen realisiert. Dabei zeichnet sich ab, dass eine bessere Strahlqualität, zu einem kleineren Querverzugswinkel führt und die entsprechende Einschweißtiefe bei kleineren Streckenenergien erreicht werden kann. Im Folgenden Kapitel wird dieser Sachverhalt im Detail diskutiert. 4.4 Verzugsminimierung durch kleinere Divergenzwinkel 87 4.4 Verzugsminimierung durch kleinere Divergenzwinkel Neben einer Verkleinerung des verwendeten Fokusdurchmessers sollte durch eine entsprechend gestaltete Nahtgeometrie die Nahtquerschnittfläche bei gleicher Ein- schweißtiefe weiter verringert werden können. Um die Auswirkungen auf den Quer- verzugswinkel aufzeigen zu können, wurden Schweißungen mit zwei unterschiedli- chen Laserstrahlquellen durchgeführt. Die Eigenschaften der Laserstrahlquellen kön- nen Tabelle 3.1 entnommen werden. Es wurde ein TruDisk 1000 mit einer 1:1 abbil- denden Optik verwendet. Mit dieser stand ein Fokusdurchmesser von df = 50 μm auf dem Werkstück zur Verfügung. Der halbe Öffnungswinkel nach der Fokussierlinse betrug dabei 4 = 11,4°. Bei der zweiten Laserstrahlquelle handelte es sich um den YLR-SM-1000. Ein vergleichbarer Fokusdurchmesser von df | 50 μm ließ sich mit- tels einer Kollimationsbrennweite von 60 mm und einer Fokussierbrennweite von 205 mm realisieren. Dabei ergab sich ein Divergenzwinkel nach der Fokussiereinheit von 4 = 1,6°. Die Querschliffe sind in Bild 4.9 dargestellt und verdeutlichen, dass ein kleinerer Divergenzwinkel zu einer sehr schmalen Nahtgeometrie führt und somit auch einen kleineren maximalen Querverzugswinkel mit sich bringt. Bild 4.9: Rückgang des maximalen Querverzugswinkels bei kleinerem Divergenzwinkel für df = 50 μm. In [62, 63] wurde dieses Verhalten untersucht. Dabei konnte für Fokusdurchmesser, welche kleiner als df = 200 μm sind, eine durch den Divergenzwinkel hervorgerufene Beeinflussung der Schweißnahtform festgestellt werden. Ein möglicher Erklärungsan- YLR-1000-SM 4 = 1,6°; NA = 0,05 Æ df=50 μm TruDisk1000 4 = 11,4°; NA = 0,1 Æ df = 50 μm 88 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen satz beruht dabei auf der Verteilung der Isophoten. Insbesondere für Stahlwerkstoffe wird angenommen, dass die Begrenzung des Schmelzebades von der Form der Dampfkapillare vorgegeben wird und diese wiederum von den Isophoten abhängt [64]. Für einen Gaußstrahl lässt sich der Verlauf dieser Isophoten rechnerisch aus dem fes- ten Quotienten I/I0 bestimmen. »»¼ º ««¬ ª  ˜¹¸ · ©¨ §˜ )( 22 0 0 2 22 zw yx e zw w I I (4.2) Hierbei entspricht I0 der Intensität im Fokus und I der Intensität der gesuchten Isopho- te. Somit kann der Radius r einer Isophote an der Stelle z in Abhängigkeit des Verhält- nisses I/I0, des Strahltaillenradius w0 und der Rayleigh-Länge zR nach Gleichung (4.3) berechnet werden: .1ln1 2 1)( 2 0 2 2 0 »»¼ º ««¬ ª »»¼ º ««¬ ª ¸¸¹ · ¨¨© §˜˜»»¼ º ««¬ ª ¸¸¹ · ¨¨© §˜˜ RR z z I I z zwzr (4.3) In Bild 4.10 sind nach Formel (4.3) die Isophotenverläufe für die fokussierten Strahlen des für die Schweißversuche verwendeten Scheibenlasers dargestellt. Bild 4.10: Berechneter Verlauf des Strahlradius und der Isophoten für df = 50 μm eines Scheibenlasers mit einem LLK-Durchmesser von 50 μm und einer NA | 0,1. 4.4 Verzugsminimierung durch kleinere Divergenzwinkel 89 Neben den auf I0 normierten Isophoten ist der Strahlradius w(z) = d(z)/2 nach Formel (2.12) im Diagramm als gestrichelte Linie angegeben. Der Strahlradius wird nur für z kleiner 0,5 mm betrachtet. Dies entspricht der Materialstärke welche für die vorausgegangenen Versuche verwendet wurde. Dabei wurde die Fokuslage immer auf die Materialoberfläche gelegt. Aufgrund des relativ großen Divergenzwinkels und der damit einhergehenden kleinen Rayleighlänge von zR = 0,25 mm kommt es, wie in Bild 4.9 rechts dargestellt, zu einer größeren Ausbauchung, welche mit den Schweißversuchen korreliert. In Bild 4.11 ist der berechnete Verlauf des Strahlradius w(z) und verschiedener Iso- photen für den Faserlaser aufgetragen, wie er für die Schweißversuche verwendet wurde. Im Bereich des Bleches mit einer Stärke von 0,5 mm kommt es bei den ver- schiedenen Intensitätsverhältnissen zu nur sehr kleinen Änderungen beim Strahlradius. Vergleicht man dazu die Naht aus Bild 4.9 links, so ist hier eine sehr gute Korrelation zu den geraden Flanken der Nahtgeometrie aus den Schweißversuchen zu erkennen. Bild 4.11: Berechneter Verlauf des Strahlradius und der Isophoten für df = 50 μm eines Fa- serlasers mit einem LLK-Durchmesser von 14 μm und einer NA | 0,05. Eine sehr gute Annäherung des frei propagierenden Laserstahls findet bei einem Inten- sitätsverhältnis von I/I0 = 0,1 statt. Legt man die Annahme zu Grunde, dass bei dem hier vorliegenden Stahlwerkstoff, dieses Verhältnis gerade ausreicht den Werkstoff zu verdampfen, scheint die Kapillarform der Nahtgeometrie zu entsprechen. Allerdings sollte hierbei stets beachtet werden, dass die Isophotenverläufe einen gauß- förmigen Strahl und eine freie Propagation voraussetzen. Beides ist in betrachtetem 90 4 Verzugsarmes Laserstrahlschweißen Fall nur teilweise gegeben. Zudem ist zu berücksichtigen, dass der Strahlauftreffwin- kel nicht konstant ist. Folglich kann mit Hilfe der Isophotenverläufe ohne zusätzliche Betrachtung der genannten Einflussfaktoren kein exaktes Grenzintensitätsverhältnis erwartet werden. [65, 66, 67] 4.5 Zusammenfassung Verzugsminimierung Führt man die Ergebnisse der Untersuchungen zusammen, so wird deutlich, dass alle Bestrebungen die zu einer kleineren Nahtquerschnittsfläche führen, auch einen kleine- ren Querverzugswinkel mit sich bringen. Bei der Verwendung von kleineren Fokus- durchmessern und Nahtformen, die wiederum zu einer reduzierten aufgeschmolzenen Nahtfläche bei konstanter Einschweißtiefe führen, muss die Festigkeit berücksichtigt werden. Eine kleinere Nahtbreite kann bei konstanter Einschweißtiefe, je nach An- wendungsfall, zu einer geringeren Festigkeit führen. In Bild 4.12 sind Nahtquerschliffe dargestellt die diesen Sachverhalt wiedergeben. Dabei geht die Nahtquerschnittsfläche von links nach rechts zusammen mit dem maximalen Querverzugswinkel zurück. df=200 μm; 4=5,7 ° df=50 μm; 4=5,7 ° Nahtfläche wird kleiner; Querverzug geht zurück df=50 μm; 4=0,8 ° df=25 μm; 4=1,6 ° df=14 μm; 4=2,8 ° Bild 4.12: Querschliffe bei konstanter Einschweißtiefe und kleiner werdender Nahtquer- schnittsfläche. Es zeigt sich also, dass eine bessere Strahlqualität durchaus zu einem geringeren Ver- zug führt. Da mit hochbrillanten Strahlquellen x kleinere Fokusdurchmesser, x höhere Vorschubgeschwindigkeiten und/oder x kleinere Divergenzwinkel realisiert werden können. 5 Schmelzebadströmungen beim Hochge- schwindigkeitsschweißen In Kapitel 2.1.2 wurden die Vorteile brillanter Strahlquellen herausgearbeitet. Welche Auswirkungen kleine Fokusdurchmesser und hohe Vorschubgeschwindigkeiten auf die Schmelzebaddynamik haben, soll nun in diesem Kapitel diskutiert werden. Ergeb- nisse aus diesem Kapitel sind sehr interessant für neudesignte Werkstoffe bei denen unterschiedliche Materialien in einem Werkstück zusammen geführt werden. So ist in [68, 69] beispielhaft ein Produkt aus Aluminium vorgestellt welches mit unterschiedli- chen Kern- und Randschichtlegierungen gegossen wird, um heißrissfreies Scanners- schweißen zu ermöglichen. Im Folgenden werden die Eigenschaften von Stahlwerk- stoffen untersucht, doch auch hier ist es denkbar je nach Anwendungsfall maßge- schneiderte Produkte herzustellen. Zusätzlich spielt der Einsatz von Zusatzwerkstoffen in Form von Draht und Pulver und deren Durchmischung mit dem Grundmaterial eine wichtige Rolle. Im Folgenden wurden Schmelzebadströmungen mit Hilfe von Hochgeschwindigkeits- kameras aufgenommen, so dass oberflächennahe Schmelzebewegungen visualisiert werden können. Tiefer gelegene Schmelzebewegungen wurden im Anschluss daran mittels Indikatormaterialversuchen in Kapitel 5.2 untersucht und ein Modell für die Schmelzeströmungen vorgestellt. 5.1 Externe Beobachtung mit Hochgeschwindigkeitska- meras Sehr hohe Vorschubgeschwindigkeiten und kleine Fokusdurchmesser stellen extreme Anforderungen an die Prozessbeobachtung. Einerseits muss die Aufnahmefrequenz entsprechend hoch sein, damit die Schmelzebadbewegungen zwischen zwei aufeinan- der folgenden Bildern nicht allzu groß sind, andererseits sollte die Auflösung nicht zu gering sein, um zum Beispiel bei der Beobachtung der Kapillare noch Details erken- nen zu können. Eine höhere Framerate kann durch Reduzierung der Pixelzeilenzahl erzielt werden, was jedoch eine schlechtere Auflösung zur Folge hat. Da die Bildfre- 92 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen quenz der verwendeten Hochgeschwindigkeitskamera lediglich von der Zeilenanzahl abhängig ist, bringt eine Reduzierung der Spalten keine Frequenzerhöhung mit sich. Des Weiteren ist auf möglichst kurze Belichtungszeiten zu achten, um Bewegungsun- schärfen bei sehr schnellen Schmelzebewegungen bzw. bei ablösenden Spritzern zu vermeiden. Das wiederum erfordert eine optimale gleichmäßige Ausleuchtung des zu beobachtenden Bereiches. Untersuchungen haben gezeigt, dass bei einer Beleuch- tungswellenlänge von 808 nm und einem entsprechenden Filter vor dem Kameraobjek- tiv das Prozessleuchten weitgehend ausgeblendet werden kann [70, 71]. Für die Beleuchtung wurde ein Diodenlaser mit einer maximalen Ausgangsleistung von 40 W verwendet. Bei einem Fokusdurchmesser von 25 bis 50 μm wird ein hoher Vergrößerungsfaktor des Beobachtungsobjektivs notwendig, was bei den verwendeten Objektiven, trotz weit verschlossener Blende, eine sehr geringen Schärfentiefe zur Folge hat. Nachfolgend werden Schweißversuche mit einem nominellen Fokusdurchmesser von df = 50 μm und einer konstanten Streckenenergie von E =600 J/m beschrieben. Durch die konstante Streckenenergie soll eine möglichst einheitliche Einschweißtiefe sicher- gestellt werden. Dabei wird in Kauf genommen, dass bei höheren Vorschubgeschwin- digkeiten die auftretenden konduktiven Wärmeverluste kleiner sind und somit zu einer höheren Einschweißtiefe führen. Die folgenden Bilder sind Hochgeschwindigkeitsfilmen entnommen. Dabei entspricht die Länge des Bildes 2.6 mm und die Breite des Bildes 0.9 mm auf dem Probenblech. Bei den Bildern handelt es sich um Momentaufnahmen, daher wurde darauf geachtet, dass die gewählten Bilder für die jeweilige Geschwindigkeit repräsentativ sind, so dass das Verhalten des Schmelzebades an der Oberfläche mit zunehmender Geschwindig- keit diskutiert werden kann [72, 73]. In Bild 5.1 ist der Schweißprozess bei einer Vorschubgeschwindigkeit von v = 20 m/min dargestellt. Bild 5.1: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 20 m/min und einer Leistung von P = 200 W. Schmelzebadlänge runde Kapillaröffnung 5.1 Externe Beobachtung mit Hochgeschwindigkeitskameras 93 Die Kapillaröffnung ist als heller kreisförmiger Bereich zu erkennen und das Schmel- zebad erscheint auf den ersten Blick sehr ruhig. Bei einer Erhöhung der zeitlichen Auflösung zeigen sich jedoch Spritzer, die durch eine kleine vor- und zurück oszillie- rende Schmelzewelle verursacht werden. Die Spritzerablösung erfolgt immer dann, wenn die Schmelzewelle des Schmelzebades auf den Wechselwirkungsbereich des Laserstrahls trifft. Erhöht man die Schweißgeschwindigkeit auf v = 40 m/min, beginnt sich die Kapillare in Schweißrichtung aufzuweiten und das Schmelzebad wird länger. In Bild 5.2 ist zudem nach der Kapillare eine stehende Schmelzewelle zu erkennen. Bei dieser Ge- schwindigkeit können auch mit sehr hohen Frameraten und kurzen Belichtungszeiten keine Spritzer mehr ausgemacht werden. Bild 5.2: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 40 m/min und einer Leistung von P = 400 W. In Bild 5.3 ist ein Schweißprozess bei einer Geschwindigkeit von v = 50 m/min zu sehen. Die Kapillaröffnung vergrößert sich weiter. Es bilden sich lange flache Wellen aus dem Schmelzebad, welche am Ende des Schmelzebades erstarren. Die Erschei- nung dieser langen Wellen ist periodisch und wird im Folgenden als Übergangsbereich bis zu der „typischen“ Humpingerscheinung ab ca. v = 60 m/min angesehen. Bild 5.3: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 50 m/min und einer Leistung von P = 500 W. Wird die Vorschubgeschwindigkeit weiter gesteigert, so bildet sich die typische Hum- pingform aus. In Bild 5.4 ist dies bei einer Vorschubgeschwindigkeit von Schmelzebadlänge längliche Kapillaröffnung längliche Kapillaröffnung stehende Schmelzewelle Schmelzebadlänge lange flache Wellen 94 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen v = 60 m/min dargestellt. Die einzelnen „Humps“ beginnen direkt nach der Kapillare zu wachsen, bis sie schließlich erstarren. Bild 5.4: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 60 m/min und einer Leistung von P = 600 W. Für die folgenden Aufnahmen wurde der Bildmaßstab angepasst. Der betrachtete Bild- ausschnitt entspricht einem Bereich auf dem Probenbleche von 4.1 x 1.5 mm. In Bild 5.5 entstehen die Humps nicht mehr direkt hinter der Kapillare, sondern in einem grö- ßeren Abstand zur Kapillare. Zusätzlich ist im Vergleich zu den vorherigen Geschwin- digkeiten die Kapillare bei v = 70 m/min sehr weit geöffnet. Bild 5.5: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 70 m/min und einer Leistung von P = 700 W. Mit einer weiteren Geschwindigkeitserhöhung verringert sich der Abstand der einzel- nen Humps, wobei deren Entstehungsort weiterhin weit hinter der Kapillare liegt. Dies ist in Bild 5.6 bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 80 m/min dargestellt. Bei Geschwindigkeiten von über v = 80 m/min wird der Abstand der einzelnen Humps so klein, dass diese ineinanderfließen und somit unregelmäßig große Schmelzetropfen auf der Schweißnaht ausbilden. Bild 5.6: Aufnahme einer Hochgeschwindigkeitskamera bei einer Schweißgeschwindigkeit von v = 80 m/min und einer Leistung von P = 800 W. längliche Kapillaröffnung periodisches Humping größer werdender Hump 5.1 Externe Beobachtung mit Hochgeschwindigkeitskameras 95 Bei Schweißgeschwindigkeiten bis zu v = 100 m/min konnten keine weiteren Verände- rungen festgestellt werden. Um einen Überblick geben zu können, wie sich die Schmelzebadlänge mit steigender Vorschubgeschwindigkeit ändert, werden verschiedene Längen definiert. In Bild 5.7 ist eine Abfolge von Bildern einer Schweißung bei v = 60 m/min nach unterschiedli- chen Zeiten dargestellt. Dabei wird der Humpentstehungsanfang als der Punkt defi- niert an dem ein Hump zu wachsen beginnt und die Schmelze über die Blechoberflä- che tritt. Es folgt ein Bereich in dem der Hump wächst bis er schließlich erstarrt. Die- ser Erstarrungsort, wird als Humpentstehungsende bezeichnet. Von der Humpentste- hung bis zu seiner vollständigen Erstarrung findet keine Bewegung des Humps relativ zum Werkstück statt. Bild 5.7: Definition von Humpentstehungsanfang, Humpwachstumsbereich und Humpent- stehungsende. Bild 5.8 zeigt die Schmelzebadlänge bis zu einer Geschwindigkeit von v = 40 m/min, es folgt der Bereich in dem Humping entsteht. Dieser ist gekennzeichnet durch zwei Linien von Humpentstehungsanfang bis Humpentstehungsende. Bei v = 50 m/min befindet man sich im Übergangsbereich in welchem lange flache Wellen auftreten. Der Rückgang der Schmelzebadlänge, welcher dem Humpentstehungsende bei v = 60 m/min entspricht, fällt mit der Entstehung der Humps direkt nach der Kapillare zusammen. Bis dorthin vergrößert sich auch der Humpwachstumsbereich. Bei weiter ansteigender Geschwindigkeit bleibt die Länge des Humpwachstumsbereichs 's kon- stant, auch wenn sich der Bereich insgesamt zunächst noch weiter von der Kapillare entfernt. Ein konstanter Humpwachstumsbereich bedeutet, dass die Erstarrungszeit mit höherer Vorschubgeschwindigkeit kürzer wird. Für die verwendeten Parameter erhält Humpentstehungsanfang Humpwachstumsbereich Humpentstehungsende 96 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen man einen Humpwachstumsbereich von 's = 800 μm. Dies führt bei einer Schweißge- schwindigkeit von v = 60 m/min zu einer Erstarrungszeit von t = 800 μs und zu t = 480 μs bei v = 100 m/min. Mit höheren Vorschubgeschwindigkeiten werden so- wohl die Humps als auch deren Abstände zueinander kleiner. Die Schmelze in den kleinen Humps kann Ihre Energie somit schneller an das Werkstück überführen, wodurch die Humps schneller erstarren. Bild 5.8: Schmelzebadlänge über der Vorschubgeschwindigkeit, Aufteilung in Humpent- stehungsanfang (HEA) und Humpentstehungsende (HEE). Neben der Betrachtung der Schmelzebadlänge geben die Beobachtungen mit der Hochgeschwindigkeitskamera auch einen Einblick über die Längenveränderung der Kapillaröffnung an der Oberfläche. In Bild 5.9 sind die Kapillarlängen für einen Fo- kusdurchmesser von df = 50 μm bei drei unterschiedlichen Streckenenergien darge- stellt. Für den Graph mit der Streckenenergie von P/v = 800 J/m können ab einer Ge- schwindigkeit von 70 m/min keine vergleichbaren Kapillarlängen zugeordnet werden, da ab hier eine Durchschweißung vorliegt. Dabei ist für die Streckenenergien von E = 600 J/m und E = 800 J/m bei einer Vor- schubgeschwindigkeit zwischen v = 60 bis 70 m/min ein „Sprung“ in der Kapillarlän- ge auszumachen. Dieser Sprung geht von einer Kapillarlänge von etwa 250 μm aus und erreicht ungefähr 850 μm, was dem 17-fachen des nominellen Fokusdurchmessers entspricht. Mit dem Sprung in der Kapillarlänge wird wie in Bild 5.4 und Bild 5.5 dargestellt der Humpentstehungsanfang nach hinten verlagert. Daraus lassen sich zwei unterschiedliche Entstehungsmechanismen von Humping ableiten. 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 97 Bild 5.9: Kapillarlänge über der Vorschubgeschwindigkeit für df = 50 μm. Bei den Humps, welche direkt nach der Kapillare entstehen scheint der ausströmende Metalldampf die treibende Kraft für die Schmelze zu sein. Dieser beschleunigt die Schmelze durch Reibung an der Kapillarrückwand nach oben und überlagert sich mit der Schmelzeströmung welche um die Kapillare herum beziehungsweise unter der Kapillare hindurch fließt. Bei diesen relativ langsamen Vorschubgeschwindigkeiten liegt ein kurzes Schmelzebad vor, in welchem die Erstarrungsfront dicht hinter der Kapillare liegt. Erst bei Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit wird der Abstand der Erstarrungsfront zur Kapillare größer. Der um sowie unter der Kapillare fließende Schmelzestrom wird am Schmelzebadgrund beziehungsweise an der Erstarrungsfront nach oben abgelenkt und es kommt zum Humpwachstum. Durch die sprunghafte Ka- pillarverlängerung und dem Humpwachstum erst weit nach der Kapillare spielt der Effekt des Metalldampfes eine kleinere Rolle für den Antrieb der Schmelze [74]. Stattdessen dürfte die Form des Schmelzebadgrundes eine entscheidendere Rolle ein- nehmen. Die bisherigen Beobachtungen mit den Hochgeschwindigkeitskameras sollen im fol- genden Kapitel durch Indikatormaterialversuche ergänzt werden. 98 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial In bisherigen Untersuchungen konnte ein Beitrag zum Prozessverständnis entwickelt werden, welcher ausschließlich aus der Beobachtung der Schmelzebadoberfläche re- sultiert. In den folgenden Untersuchungen wurde ein Tracer- bzw. Indikatormaterial in den Schweißprozess eingebracht und die Verteilung dieses Indikatormaterials nach der Erstarrung der Schmelze durch entsprechende metallografische Analyseverfahren vi- sualisiert. Anhand der Verteilung des an verschiedenen Stellen platzierten Indikator- materials wurden Rückschlüsse gezogen, wie der Schmelzeverlauf während des Schweißvorgangs bis zur Erstarrung stattgefunden haben muss. Dazu wurde wie folgt vorgegangen: x Auswahl eines geeigneten Indikatormaterials; x Variation der Dicke und Platzierung des Indikatormaterials; x Metallografische Analyse/Untersuchung der Schweißprobe; x Rückschluss auf die Schmelzebadströmung und Modellbildung. 5.2.1 Auswahl des Indikatormaterials Um das optimale Indikatormaterial zu ermitteln, wurden Schweißversuche mit ver- schiedenen Materialien wie Messing, Aluminium, Kupfer und unlegiertem Stahl durchgeführt. Dabei wurde das Indikatormaterial in „Sandwich“- Bauweise, wie in Bild 5.10 dargestellt, zwischen das Grundmaterial gelegt. Bild 5.10: „Sandwich“- Bauweise der verwendeten Schweißproben mit Indikatormaterial. Zwei Kriterien zur Auswahl des geeigneten Indikatormaterials sind besonders wichtig. Zum einen muss sich das Indikatormaterial nach erfolgter Schweißung mit EDX (Energy - Dispersive X-ray spectroscopy) nachweisen lassen und zum anderen darf der Schweißprozess nicht wesentlich beeinflusst werden. Dazu wurde der Schweißprozess mit einer Hochgeschwindigkeitskamera aufgezeichnet und mit dem ursprünglichen Schweißprozess ohne Indikatormaterial verglichen. Die Ergebnisse sind in Tabelle 5.1 aufgeführt. Es zeigt sich, dass die Nachweisbarkeit und die Prozessvergleichbarkeit am besten durch den unlegierten Stahl erfüllt werden. Auch bei der umgekehrten Variante, 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 99 bei der der Edelstahl als Indikatormaterial verwendet wurde, ist die Nachweisbarkeit gegeben, allerdings zeigten sich Unterschiede im Prozess. Indikatormaterial Vergleichbarkeit Prozess Nachweisbarkeit Aluminium / / Messing / / Kupfer / . Unlegierter Stahl (1.1274) - - Edelstahl (1.4310) . - Tabelle 5.1: Bewertungstabelle verschiedener Indikatormaterialien. Für die durchgeführten Schweißversuche wurde ein Fokusdurchmesser von df = 50 μm verwendet. Die Schweißgeschwindigkeit lag bei allen Versuchen bei v = 60 m/min und die Durchschweißgrenze bei etwa 700 W. Aus diesem Grund wurden Einschweißun- gen bei einer Leistung von P = 600 W und Durchschweißungen bei P = 800 W reali- siert. Zusätzlich wurden Versuche genau an der Durchschweißgrenze bei P = 700 W gefahren. 5.2.2 Durchführung der Schweißversuche mit Indikatormaterial Um Aussagen über den Fluss der Schmelze treffen zu können, wurden die mit Indika- tormaterial geschweißten Proben anhand von drei unterschiedlichen Schliffarten me- tallografisch aufbereitet. Diese Schliffarten sind in Bild 5.11 schematisch dargestellt. Bild 5.11: unterschiedliche Schliffarten: Links: Querschliff; Mitte: Längsschliff; Rechts: Flachschliff. Es ist zu berücksichtigen, dass die Anfertigung eines Querschliffs mit einem geringen zeitlichen Aufwand verbunden ist, dafür aber auch nur eine Momentaufnahme des 100 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen Prozesses wiedergeben kann. Die Herstellung eines Längsschliffes hingegen ist mit einem sehr hohen zeitlichen Aufwand verbunden, da die Nahtgeometrie sehr klein ist, diese liegt bei einer Probenbreite im Bereich von 50-80 μm. Dafür lässt der Längs- schliff Aussagen über den zeitlichen Verlauf des Schweißprozesses zu. Im Folgenden werden zuerst die Ergebnisse der Querschliffe, dann die Ergebnisse der Längsschliffe und abschließend die Flachschliffproben diskutiert. Von den Nahtquerschliffen wurden EDX-Aufnahmen angefertigt. Dabei entsprechen die hellen (gelben) Bereiche dem chromhaltigen Grundmaterial und die dunklen (blau- en) Bereiche dem Eisen des unlegierten Stahls. Die Indikatormaterialfolie, die in un- terschiedlichen Folienstärken Verwendung fand, wurde in verschiedenen Tiefen in den Grundwerkstoff eingelegt. Im Folgenden werden einzelne, wenige Versuche beispiel- haft herausgegriffen, anhand derer wesentliche Aussagen verdeutlicht werden können. Beachtet werden sollte, dass der Querschliff an einer beliebigen Stelle in der Schweiß- naht durchgeführt wurde, so dass sich von der Höhe der Nahtoberraupe nicht auf die maximale Humphöhe des jeweiligen Parametersatzes schließen lässt. In Bild 5.12 wurde die Indikatorfolie mit einer Stärke von s = 50 μm in einer Tiefe von t = 50 μm unter der Oberfläche platziert. Die Laserleistung wurde dabei von 600 W bis 800 W erhöht, um die Durchmischung des Indikatormaterials bei einer Ein- und Durch- schweißung bewerten zu können. Bild 5.12: EDX-Analyse von Querschliffen mit Indikatormaterial in einer Tiefe von 50 μm bei unterschiedlichen Laserleistungen. Die Nahtgeometrie zum Grundmaterial ist durch schwarze gestrichelte Linien verdeut- licht. Es ist zu erkennen, dass es im oberen Bereich der Schweißnaht zu einer gleich- 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 101 mäßigen Durchmischung des Indikatormaterials mit dem Grundmaterial kommt. Das aufgeschmolzene Indikatormaterial gelangt dabei nicht in den Nahtgrund. Ein Unter- schied zwischen der Verteilung bei einer Durchschweißung und der Verteilung bei einer Einschweißung kann dabei nicht festgestellt werden. Durch Variation der Indikatorfolienstärke auf s = 100 μm und der Platzierung in einer Tiefe von t = 300 μm ergibt sich die in Bild 5.13 dargestellte Verteilung des Indi- katormaterials. Bei einer eingestellten Laserleistung von 600 W (linkes Bild) ist die Einschweißtiefe gut zu erkennen. Das Indikatormaterial vermischt sich dabei relativ gleichmäßig ober- und unterhalb seiner ursprünglichen Platzierung mit dem Grundma- terial. Bei Erhöhung der Laserleistung, bis zur Durchschweißung, zeigen sich „hörner- förmige“ Konzentrationen von Indikatormaterial im Grundmaterial. Dies ist vor allem bei tiefer im Werkstück platzierten Indikatormaterialien zu beobachten. Dabei lässt sich nur ein geringer Indikatormaterialtransport nach oben, in Bereiche der Nahtober- raupe, feststellen. Bild 5.13: EDX-Analyse von Querschliffen mit Indikatormaterial (100 μm) in einer Tiefe von 300 μm bei unterschiedlichen Laserleistungen. In Bild 5.14 sind die Beobachtungen aus den Querschliffen mit unterschiedlich plat- zierter Indikatorfolie zusammengefasst. Dabei zeigt sich im oberen Bereich eine starke und gleichmäßige Durchmischung des Schmelzebades, so dass nahe der Oberfläche platzierte Indikatoren gleichmäßig im oberen Teil des Nahtquerschliffes wiederzufin- den sind. Eine in größerer Tiefe platzierte Indikatorfolie bewirkt einen höheren Trans- 102 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen portanteil des Indikatormaterials nach unten, als dies eine Indikatorfolie zeigt, die im oberen Bereich der Probe platziert wurde. So kann kein Indikatormaterial an der Ober- fläche nachgewiesen werden, wenn es vor dem Schweißversuch unterhalb von etwa 0,2 mm platziert wurde. Aufgrund der Impulserhaltung muss es für den nach oben ausströmendem Metalldampf zu einem nach unten gerichteten Impuls auf die Schmel- ze kommen, welcher für die Schmelzebewegung nach unten verantwortlich ist. Aus [75, 76] geht hervor, dass der gesamte Bereich der Kapillarvorderwand, auf den der Laserstrahl auftrifft, einer ständigen hochfrequenten Fluktuation unterliegt. Die Ab- sorption des Laserstrahls und die Oberflächengeometrie der Schmelze korrelieren stark miteinander ab. Es wird deutlich, dass aufgrund der Impulserhaltung bei der Verdamp- fung des Metalls, an den Stellen der Kapillare ein höherer Impuls auf die Schmelze ausgeübt wird, an denen der Absorptionsgrad besonders hoch ist. Der Grund hierfür ist die an diesen Stellen wesentlich höhere Verdampfungsrate. Bild 5.14: Zusammenfassung der Indikatormaterialverteilung aus Querschliffen mit ver- schiedenen Indikatorpositionen und E = 700 J/m. Die Erkenntnisse aus den Momentaufnahmen der Querschliffe sollen nun durch Längsschliffe erweitert werden, die über mehrere Millimeter Schweißnahtlänge erstellt werden können. Bei der Untersuchung der Längsschliffe zeigte sich, dass neben den 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 103 aufwendig erstellten EDX-Analysen die Verteilung des Indikatormaterials gleicher- maßen an geätzten Längsschliffen nachgewiesen werden kann. Zur Verdeutlichung ist in Bild 5.15 ist ein Längsschliff dargestellt bei dem in der Bildmitte eine EDX-Analyse mit einer geätzten Probe verglichen wird. Die Strukturen der Trennlinien zeigen dieselben Verläufe. Dadurch können zur weiteren Auswertung die geätzten Proben für die Untersuchung der Durchmischung des Indikatormaterials herangezogen werden. Beim Betrachten der geätzten Proben mit dem Lichtmikroskop, treten sogar deutlichere Trennungslinien auf und erleichtern die Auswertung, welche zu einer Rekonstruktion des Schmelzeflusses führen soll. Bild 5.15: Überlagerung einer EDX-Analyse (Mitte) und einer mit dem Lichtmikroskop aufgenommenen geätzten Schweißprobe (links und rechts) zeigen eine Korrelati- on der Trennlinien auf. In Bild 5.16 ist eine Schweißprobe dargestellt, bei der eine 100 μm starke Indikator- materialfolie in einer Tiefe von 300 μm platziert wurde. Bild 5.16: Indikatormaterialtransport anhand eines geätzten Längsschliffes einer Durch- schweißung mit einer Lage Indikatormaterial. EDX geätzt geätzt 104 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen Bei der Auswertung der Trennlinien und dem Versuch eine mögliche Strömung des Indikatormaterials zu rekonstruieren wird deutlich, dass die Schmelze mit dem Indika- tor bei vorliegender Durchschweißung zuerst einen starken Antrieb nach unten erfah- ren haben muss. Von der Blechunterseite verlaufen die Linien unter einem Winkel nach oben-hinten, dieser Anstellwinkel verläuft senkrecht zur geneigten Kapillare und deutet auf eine Strömung um die der Kapillare hin. Diese nach hinten gerichtete Strö- mung scheint sich anschließend in der Richtung umzukehren, bis der Schmelzefluss in Richtung Kapillare verläuft. In Bild 5.17 ist der Verlauf der Schmelzeströmung mit Pfeilen und einer angestellten Kapillare schematisch dargestellt. Nachfolgend wird eine Einschweißung betrachtet, bei der zwei Indikatormaterialfolien eingelegt wurden. Die Folien haben eine Stärke von jeweils 50 μm und wurden in einer Stapeltiefe von 100 μm und 250 μm eingebracht. In Bild 5.17 ist der Längs- schliff einer Einschweißung abgebildet. Bild 5.17: Indikatormaterialtransport anhand eines geätzten Längsschliffes einer Einschwei- ßung mit zwei Lagen Indikatormaterial. Deutlich zu erkennen ist dabei, dass die Anordnung der Trennlinien im unteren Be- reich der Schweißprobe denselben Verlauf wie bei der bereits diskutierten Durch- schweißung zeigt. Dabei wird erneut Schmelze mit Indikatormaterial entlang der Ka- pillare nach unten bis zum Nahtgrund transportiert. Von dort scheint der Transport des Indikatormaterials nach hinten oben abgelenkt zu werden und dreht dann wieder in Richtung Kapillare. Mit Hilfe der oberen Indikatormaterialfolie kann zusätzlich eine Aussage über den Schmelzefluss im oberflächennahen Bereich getroffen werden. Hier sind lange parallel zur Oberfläche verlaufende Trennlinien zu erkennen. Dies lässt direkt unter der Schmelzebadoberfläche auf eine nach hinten gerichtete Strömung schließen. Zwischen der von der Kapillare weg gerichteten und der von unten kom- menden Strömung gibt es noch einen weiteren Bereich, in dem die Trennlinien in ei- nem Bogen verlaufen. Es scheint, als ob sich diese in Bögen verlaufenden Trennungs- 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 105 linien von der nach hinten gerichteten Strömung abspalten und diese nach unten abge- lenkt wird. Trennlinien bei Durch- sowie Einschweißungen zeigen einen vergleichbaren Verlauf auf, daher lässt sich aussagen, dass in beiden Fällen kaum noch Schmelze unter der Kapillare hindurch strömt, sondern die Schmelze den Weg um die Kapillare herum nimmt. Ergänzend zu Bild 5.16 und Bild 5.17 wird anhand eines Längsschliffes der Zeitpunkt des Schweißvorgangs betrachtet, an dem der Laser abgeschaltet wurde. In Bild 5.18 ist ein Längsschliff einer Einschweißung am Schweißnahtende dargestellt. Die Indikator- folien besitzen eine Stärke von jeweils 50 μm und wurden in einer Stapeltiefe von 100 μm und 250 μm eingelegt. Die Trennlinien des Indikatormaterials zeigen vor dem Ende der Schweißnaht das gleiche Muster wie in Bild 5.17 bereits visualisiert werden konnte. Betrachtet man den Bereich direkt an der Stelle an der noch aufgeschmolzen wurde, dann können relativ große Bereiche ohne Trennlinien, also ohne eine starke Durchmischung durch das Indikatormaterial ausgemacht werden. Das lässt den Rück- schluss zu, dass die Durchmischung des Indikatormaterials erst weit nach der Kapillare stattfindet. Dabei muss beachtet werden, dass während des Abschaltzeitraumes die Schmelzemenge die um bzw. unter der Kapillare hindurch fließt geringer wird und einen immer kleineren Impuls auf das hinter der Kapillare gelegene Schmelzebad aus- üben kann. Des Weiteren kann aus Bild 5.18 kein Rückschluss auf die Kapillarneigung getroffen werden, da der Abschaltvorgang des Lasers einige hundert Mikrosekunden dauert und der Rückgang der Leistung zu einem Rückgang in der Einschweißtiefe führt. Bild 5.18: Längsschliff einer Einschweißung mit zwei Indikatorfolien während des Laserab- schaltzeitraumes. In den bisher vorgestellten Untersuchungen wurden ausschließlich Quer- und Längs- schliffe betrachtet. Weitere Informationen zur Schmelzeströmung werden durch die Erstellung von Flachschliffen (siehe Bild 5.11) gewonnen. Dabei wurde die Probe von der Probenwurzel angeschliffen bis die zu untersuchende vertikale Position erreicht war. 106 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen In Bild 5.19 ist ein Flachschliff in der Probenmitte nach 250 μm dargestellt. Zu erken- nen sind dabei Trennlinien, die einen vermutlichen Indikatormaterialtransport in hori- zontaler Ebene wiedergeben. Demzufolge bewegte sich die Schmelze um die Kapillare in Richtung Schmelzebadende, wo vermutlich aufgrund der Erstarrungsfront eine Ab- lenkung in Richtung Nahtmitte erfolgte und die Schmelze in Richtung Kapillare wei- terströmte. Dieser wahrscheinliche aber offenbar nicht kontinuierliche Verlauf ist mit Pfeilen in Bild 5.19 gekennzeichnet. Bild 5.19: Flachschliff in Probenmitte einer Einschweißung mit zwei Indikatormateriallagen und den wahrscheinlichen Schmelzebewegungen. In einer Tiefe von etwa 200 μm wurde der in Bild 5.20 dargestellte Flachschliff ausge- führt. Auf der linken Seite ist unten die Nahtoberraupe mit den bei v = 60 m/min typi- schen Humpingtropfen dargestellt. Darüber ist der Flachschliff als EDX-Bild zu er- kennen. Die aus den Querschliffen bekannten „Hörner“ sind als durchgehende Kon- zentrationslinien wiederzufinden. Dazwischen können Ansammlungen von Indikator- material ausgemacht werden. Die Humpingerscheinungen an der Nahtoberraupe gehen mit Ansammlungen des Indikatormaterials in der Schliffebene einher. Das Auftreten von Humping korreliert demnach mit Veränderungen der Schmelzeströmung in dieser Tiefe. Bild 5.20: Oben: EDX-Analyse eines Flachschliffes, rechts: Position des Flachschliffes; Unten: Schweißnahtoberraupe mit Korrelation zur EDX-Analyse. 5.2 Interne Beobachtung mittels Indikatormaterial 107 Anhand der Indikatormaterialverteilungen wurde ein Modell für Schmelzebadströ- mungen entwickelt, welches für das Schweißen bei hohen Vorschüben und kleinem Fokusdurchmesser gilt. [77, 78] Die Schmelzebadströmungen werden in Bild 5.21 durch Pfeile dargestellt. Hierfür werden die Ergebnisse aus Quer-, Längs- und Flachschliffen zusammengeführt. Eine Einteilung in drei Strömungsbereiche, einen oberen, einen mittleren und einen unteren Bereich kann nach Auswertung der Längsschliffe vorgenommen werden. Dabei gibt es zwischen oberem und unterem Bereich einen Misch- beziehungsweise Übergangsbe- reich, in dem Strömungskomponenten beider Bereiche zu finden sind. Bild 5.21: Modell der Schmelzeströmungen entwickelt aus den Beobachtungen mit Hochge- schwindigkeitkameras und den Indikatormaterialversuchen in Edelstahl für df = 50 μm und v = 60 m/min. Im oberen Bereich sind keine regelmäßigen Strukturen im erstarrten Material zu er- kennen. Dies deutet auf eine starke Durchmischung während des Schweißprozesses hin. Wohingegen der untere Bereich zunächst durch einen starken Materialtransport in Richtung Schmelzebadgrund gekennzeichnet ist. In Folge der nach unten gerichteten Beschleunigung des Materials erfolgt nach Umlenkung ein Aufströmen der Schmelze unter einem Winkel von ca. 30° zur Horizontalen. Dieser Winkel fällt mit der Ortho- gonalen der geneigten Kapillare während des Schweißvorgangs zusammen. Diese nach oben gerichtete Strömung lässt sich bis ungefähr zur Mitte des Werkstücks verfolgen. In der Mitte des Werkstücks erfährt der nach oben-hinten gerichtete Schmelzestrom, eine weitere Umlenkung und verläuft anschließend in Schweißrichtung. Im Über- gangsbereich sind Einflüsse sowohl aus oberem und unterem Bereich erkennbar. Es ist 108 5 Schmelzebadströmungen beim Hochgeschwindigkeitsschweißen eine weitere Strömung der Schmelze Richtung Werkstückoberseite ersichtlich, aller- dings unter einem anderen Winkel als im unteren Bereich. Der flachere Aufströmwin- kel ist im oberen Bereich in Bild 5.21 zu erkennen. In Kapitel 2.1.3 wurden bereits Strömungen im Schmelzebad betrachtet und erläutert. Dabei wurde die Strömung, welche um die Kapillare strömt ebenso berücksichtigt, wie die Schmelze die an der Kapillarwand nach oben transportiert wird. Allerdings wurde keine Strömung diskutiert, welche an der Kapillarvorderwand nach unten führt, wie aus den Indikatormaterialversuchen nun abzuleiten und in Bild 5.21 visualisiert wird. Es ist anzunehmen, dass der Antrieb für die nach unten gerichtete Strömung auf den Impuls des abströmenden Metalldampfes zurückzuführen ist. Der Laserstrahl trifft auf der Kapillarvorderwand auf, so dass das Metall verdampft. Der Metalldampf strömt dabei vor allem nach oben aus der Kapillare heraus. Durch einen kontinuierlichen Impulsübertrag auf die Schmelze an der Kapillarvorderwand wird diese bis zum Naht- grund weiter beschleunigt. Mit ansteigender Einschweißtiefe geht daher eine stärkere Strömung an der Kapillarfront nach unten einher, welche auch aus den Querschliffen zu den Indikatormaterialversuchen abgeleitet und durch diese bestätigt werden kann. Mit Hilfe der Indikatormaterialversuche konnte eine wahrscheinliche Schmelzeströ- mung rekonstruiert werden. Eine neu installierte Röntgenanlage des IFSW [79] sollte es in absehbarer Zeit ermöglichen die herausgearbeiteten Schmelzeströmungen zu validieren. Durch den geringeren Aufwand, sollte es zudem möglich sein die in diesem Kapitel nicht veränderten Parameter wie Fokusdurchmesser und Vorschubgeschwin- digkeit zu variieren und das Prozessverständnis entsprechend zu erweitern. Auch könnten zusätzlich die Strömungen der zu Beginn beschriebenen Kern- und Rand- schichtlegierungen quali- und quantifiziert werden. 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstof- fen Die Herausforderung beim Fügen von Kupferwerkstoffen mit einem Laserstrahl im Dauerstrichbetrieb liegt, in der verglichen mit Stahl sehr viel höheren Wärmeleitfähig- keit, der größeren Wärmeausdehnung und im geringeren Absorptionsgrad der Laser- strahlung. Die Wellenlängenabhängigkeiten des Absorptionsgrades sind in Bild 2.1 dargestellt. Diese Materialeigenschaften können, je nach Anwendungsfall, durch das hinzufügen anderer Elemente wie z. B. Zinn (Bronze) oder Zink (Messing) angepasst werden. Für das Laserstrahlschweißen stellen diese Legierungen aufgrund der unter- schiedlichen Schmelz- und Siedepunkte eine weitere Herausforderung dar. Aufgrund dieser physikalischen Eigenschaften wurde der Werkstoff Kupfer bisher vor allem mit gepulsten Laserstrahlquellen gefügt, welche kurzzeitig eine sehr hohe Intensität zur Verfügung stellen. Bei den resultierenden Schweißnähten konnten allerdings nur rela- tiv kleine Aspektverhältnisse realisiert werden. Neuentwicklungen von Laserstrahl- quellen mit sehr guter Strahlqualität bei mehreren Kilowatt Ausgangsleistung erlauben nun ein Tiefschweißen von Kupferwerkstoffen, welches sich durch ein hohes Aspekt- verhältnis auszeichnet und in diesem Kapitel näher betrachtet werden soll. 6.1 Eigenschaften von Kupferwerkstoffen Vor allem zu Prozessbeginn, ist der Absorptionsgrad der Laserstrahlung bei 1 μm Wellenlänge sehr gering, und liegt nach [6] bei etwa 5%, so dass ein großer Teil der Laserleistung zurückreflektiert wird und zu Systemschäden führen kann. Mit der Ein- strahlzeit wärmt sich der Kupferwerkstoff lokal auf, was mit einem höheren Absorpti- onsgrad und einer geringen Wärmeleitfähigkeit einhergeht. Beide Effekte führen zum überhitzen der Schmelze, da zum einen der erhöhte Absorptionsgrad dem Prozess mehr Energie zuführt und zum anderen weniger Energie durch die geringere Wärme- leitung in das Werkstück abgeführt wird. Einen erheblichen Einfluss auf die Absorption von Laserstrahlung an einer Oberfläche haben die Oxidation und die Rauigkeit der Oberfläche [19]. Für die Rauigkeit nimmt die Absorption bei kleiner werdender Strukturperiode von Riefen auf einer ebenen 110 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Oberfläche stark zu [80]. Nach [81] wird ein Maximum der Absorption erreicht, wenn die Oberflächenrauigkeit im Bereich der doppelten Wellenlänge liegt. Erklärt wird diese Zunahme mit auftretender Vielfachreflexion im Rauigkeitsprofil der Oberfläche. Deshalb kann hierbei auch vom Einkoppelgrad und nicht mehr vom Absorptionsgrad gesprochen werden, da dieser nur für eine Reflektion mit der Oberfläche definiert ist. Eine relativ aufwendige Möglichkeit stellt die Beschichtung der Oberflächen dar. Dadurch kann die Rauigkeit der Oberfläche und die Entstehung der Oxidschicht beein- flusst werden. Vorwiegend werden zur Beschichtung Zinn- und Nickelschichten ein- gesetzt [82, 83]. Für die im Folgenden beschriebenen Versuche wird der stationäre Tiefschweißprozess mit blanker Kupferoberfläche betrachtet. Eine schlechtere Einkopplung der Laserleis- tung am Schweißnahtanfang oder ein sich zu einem späteren Zeitpunkt einstellender stationärer Prozess spielt dabei keine Rolle. Aus diesem Grund wurden Querschliffe für die Auswertung angefertigt, welche nach mindestens 20 mm Schweißnahtlänge durchgeführt wurden. Bild 6.1: Wärmeleitfähigkeiten verschiedener Kupferwerkstoffe im Vergleich zu Edelstahl bei Raumtemperatur. Aus der sehr großen Vielfalt an Kupferwerkstoffen wurden vier unterschiedliche Kup- ferwerkstoffe ausgewählt, die sich vor allem in Ihrer Wärmeleitfähigkeit, wie in Bild 6.1 dargestellt, unterscheiden. Beim Cu-ETP handelt es sich um ein günstiges Rein- kupfer welches sauerstoffhaltig ist. Problematisch beim Schweißen ist dabei der restli- che Sauerstoffgehalt der zur Versprödung (Wasserstoffkrankheit) führen kann [84]. Der Werkstoff findet vor allem in der allgemeinen Elektrotechnik, bei Transformator- 6.1 Eigenschaften von Kupferwerkstoffen 111 spulen, Stanzbiegeteilen, Heatsinks und Kabeln Anwendung. Für dieselben Anwen- dungen geeignet, aber besser zum Fügen ist das mit Phosphor desoxidierte Reinkupfer SE-Cu-PHC. Ein weiterer niedriglegierter Kupferwerkstoff ist der CuFe2P. Dieser erfährt eine Festigkeitssteigerung durch die Ausscheidung von Eisen und Eisenphos- phiden (Fe2P). CuFe2P bietet eine gute Relaxations- und Verschleißbeständigkeit und wird unter anderem für Steckverbinder, Halbleiterträger und Stanzbiegeteile einge- setzt. Als vierter Werkstoff wurde ein Bronzewerkstoff CuSn6 gewählt. Dieser erfährt eine Festigkeitssteigerung durch Mischkristallhärtung. So besitzt er zwar eine sehr hohe Festigkeit, allerdings bei einer stark reduzierten elektrischen Leitfähigkeit. An- wendung findet dieser Werkstoff vor allem in Steckverbindern, Kontaktfedern und Stanzbiegebauteilen. Die Bronze besitzt ein breites Erstarrungsintervall ('T | 150°K), weshalb Seigerungen beim Erstarrungsvorgang eine wichtige Rolle spielen dürften [84, 85, 86, 87, 88]. Für die verwendeten Kupferwerkstoffe wurden die Schwellleistungen bei einer Vor- schubgeschwindigkeit von v = 25 m/min ermittelt. Also die Leistungen bei denen mit einem IR-Laser bei einem Fokusdurchmesser von df = 100 μm erstmals Tiefschweißen auftritt. In Bild 6.2 sind diese Schwellleistungen über der Wärmeleitfähigkeit aufge- tragen. Bild 6.2: Gemessene Übergangsleistung als Funktion der Wärmeleitfähigkeit bei unter- schiedlichen Kupferwerkstoffen. Entsprechend der Wärmeleitfähigkeit nimmt die notwendige Schwellleistung für den Tiefschweißprozess zu. Für CuSn6 liegt diese bei etwa 500 W, für CuFe2P bei etwa bei 800 W und für die reinen Kupferwerkstoffe bei ungefähr 1000 W. Im Bild 6.2 ist eine lineare Trendlinie, die Gleichung (6.1) folgt, für die untersuchten Kupferwerk- stoffe eingezeichnet. Die Trendlinie gibt den Zusammenhang von Schwellleistung und 112 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Wärmeleitfähigkeit wieder. Dabei einspricht PSchwelle der Schwellleistung und x einem Wärmeleitfähigkeitswert. 40541,1  xPSchwelle (6.1) 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerk- stoffen Beschränkungen für das Fügen von Kupferwerkstoffen stellen zum einen bei sehr langsamen Vorschubgeschwindigkeiten von wenigen Metern/Minute die sehr starken Spritzer und Auswürfe dar, die zu Löchern in der Nahtoberraupe bis in den Nahtgrund führen können. Bei hohen Vorschubgeschwindigkeiten und hohen Leistungen kommt es beim Fügen von Kupferwerkstoffen zudem zum Auftreten von Humping, welches bisher vor allem beim Laserstrahlschweißen von Stahlwerkstoffen (vgl. Kapitel 5.1) beobachtet werden konnte. In Bild 6.3 ist oben auf der linken Seite eine Nahtoberraupe mit vielen Löchern abgebildet, welche bei den angegebenen Parametern durch Schmelzeauswürfe und Spritzer entstanden sind. Betrachtet man den im Bild darunter angeordneten Längsschliff der Probe, so wird deutlich, dass die Fehlstellen bis in den Nahtgrund reichen. Auf der rechten Seite in Bild 6.3 ist eine Nahtoberraupe einer Schweißprobe dargestellt bei der Humping aufgetreten ist (df = 100 μm). Bild 6.3: Links oben: Nahtoberraupe mit vielen Löchern df = 100 μm [89]; Links unten: Längsschliff durch Schweißnaht mit Löchern bis in den Nahtgrund; Rechts: perlenschnurartige Schmelzeansammlungen auf der Nahtoberraupe. Eine für die Anwendung sehr wichtige Größe ist die maximal erreichbare Einschweiß- tiefe. Diese Größe ist neben Fokussierbedingungen vor allem von der Vorschubge- schwindigkeit und der maximal zur Verfügung stehenden Laserleistung abhängig. In diesem Kapitel sollen die, mit den zur Verfügung stehenden Laserstrahlquellen, bei maximaler Leistung erzielbaren Einschweißtiefen dargestellt werden. Des Weiteren wird auf die jeweilige Humpinggrenze bei verschiedenen Kupferwerkstoffen einge- gangen. Auf das Thema Entstehung und Vermeidung von Spritzern und Auswürfen bei 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerkstoffen 113 langsamen Vorschubgeschwindigkeiten wird in dieser Arbeit nicht näher eingegangen. Aktuelle Ergebnisse hierzu können in [89] und [90] eingesehen werden. Für die Ermittlung der Einschweißtiefe sind Querschliffe der Schweißprobe erforder- lich. Diese erlauben ein Ausmessen der geätzten Probe unter dem Mikroskop. Auf- grund der epitaktischen Erstarrung sind diese Größen aber teilweise nur sehr schwer zu ermitteln. Dabei beginnt die Kristallisation an den Orten höchster Abkühlgeschwin- digkeit, also an der Schmelzegrenze. Die Kristalle wachsen aufgrund der Richtungsab- hängigkeit der Wärmeabfuhr von der Schmelzegrenze senkrecht zu den Erstarrungs- isothermen. Bei steigender Wärmeeinbringung und Schweißgeschwindigkeit entsteht im Bereich der Schweißnahtmitte durch heterogene Keimbildung ein feinkörnigeres Gefüge. Das tropfenförmige Schmelzebad und die Feinkornzone in der Nahtmitte sind links in Bild 6.4 schematisch dargestellt. Bild 6.4: Links: Tropfenförmiges Schmelzebad und Feinkornzone der erstarrten Naht. Rechts: Epitaktische Erstarrung bei nichtpolymorphen Metallen [91]. Der unbeeinflusste Korngrenzenübergang an der Schmelzebadgrenze ist auf der rech- ten Seite in Bild 6.4 schematisch abgebildet. Bei nichtpolymorphen Metallen wie Kup- fer, beginnt das Kristallwachstum an der Schmelzgrenze und orientiert sich an den Korngrenzen des nicht aufgeschmolzenen Bereichs, also der Wärmeeinflusszone. Das bedeutet, dass die Korngrenzen der Wärmeeinflusszone die Korngrenzen des Schweißguts bestimmen. Dieser Mechanismus wird als „epitaktische Erstarrung“ oder auch „epitaktisches Wachstum“ bezeichnet [91]. Bild 6.5 zeigt einen Querschliff einer Schweißnaht in Kupfer. Dabei wird die epitakti- sche Erstarrung deutlich. Bei der Auswertung von Querschliffen hinsichtlich der Ein- schweißtiefe, Nahtbreite oder Nahtfläche kommt es bei reinem Kupfer teilweise zu keiner eindeutigen Trennlinie zwischen aufgeschmolzenem und nicht aufgeschmolze- nem Material, was die Auswertung erschwert beziehungsweise mehrfaches überätzen erfordert. 114 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Bild 6.5: Links: Querschliff einer Schweißnaht, rechts: vergrößerter Bereich der epitakti- schen Erstarrung. Bei kommerziell erwerblichen Laserstrahlquellen stehen heute hohe Laserleistungen mit guter Fokussierbarkeit zur Verfügung. Mit diesen werden die benötigten Leis- tungsdichten auch für das Tiefschweißen von Kupfer erreicht. Damit können beson- ders einfach Durchschweißungen realisiert werden. Eine Blindnaht in einem 5 mm starken Kupferblech (Cu-ETP) kann mit einem 6 kW - Scheibenlaser, mit einem Fo- kusdurchmesser von 200 μm und bei einem Vorschub von 1 m/min realisiert werden. Grundsätzlich lässt sich feststellen, dass es deutlich einfacher ist, eine stabile Durch- schweißung herzustellen, da hier die Kapillare auf beiden Seiten des Werkstücks ge- öffnet ist. Dabei wirkt der Austritt des Metalldampfes auf der Ober- und Unterseite prozessstabilisierend [92]. Einschweißungen hingegen sind nicht so einfach zu reali- sieren. Beim Einschweißen führt das einseitige Ausgasen zu einer Kapillare welche weniger stabil ist und die Dynamik des Schmelzebades verstärkt. Daraus resultieren die bereits diskutierten Inhomogenitäten der Nahtoberraupe wie beispielsweise Schmelzeauswürfe. Um 5 mm tief in den Kupferwerkstoff einzuschweißen, ist auf- grund der ins Bauteil abfließenden Wärme, mehr Laserleistung notwendig. Zusätzlich kann die Zweistrahltechnik, bei der der Laserstrahl in zwei Strahlen aufgeteilt wird, angewendet werden. In Vorschubrichtung „hintereinander“ angeordnet, führt dies zu einer länger stabil geöffneten Kapillare welche eine bessere Ausgasung des Metall- dampfes gewährleistet. Um eine Einschweißtiefe von 5 mm zu realisieren, wurden in [93] drei Scheibenlaser miteinander kombiniert. Dazu wurden Scheibenlaser mit jeweils 8, 6 und 4 kW über einen Faserkoppler zusammengeschalten. Dieser koppelt drei Fasern mit einem Kern- durchmesser von 200 μm in eine 600 μm Faser ein. Mit diesem Aufbau konnten 16,5 kW auf das Werkstück übertragen werden. Auf der linken Seite in Bild 6.6 ist die schematische Kopplung der drei Scheibenlaser über den Faserkoppler dargestellt. Der Fokusdurchmesser betrug bei der durchgeführten Schweißung df = 600 μm und die Vorschubgeschwindigkeit wurde auf 1,8 m/min eingestellt. Rechts in Bild 6.6 ist das Schweißergebnis der genannten Parameter ersichtlich, mit welchen sich eine Ein- 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerkstoffen 115 schweißtiefe und eine Nahtbreite von etwa 5 mm bei guter Nahtqualität realisieren lässt. Mit einer weiteren Reduzierung der Schweißgeschwindigkeit konnte zwar die Einschweißtiefe erhöht werden, allerdings waren damit wieder sehr starke Auswürfe verbunden. Bild 6.6: Links: Schematische Kopplung von Scheibenlasern zur Einschweißtiefensteige- rung. Rechts: Querschliff P = 16,5 kW, v = 1,8 m/min, df = 600 μm [92, 93]. Im Folgenden werden Ansätze beschrieben, bei denen Schweißnähte mit höheren As- pektverhältnissen bei kleinerer Laserleistung und kleinerer Fokusdurchmesser herge- stellt werden. Die Realisierung eines Fokusdurchmessers von df = 14 μm ist durch die Verwendung des Faserlasers möglich. Weitere Eigenschaften der Laserstrahlquelle können Tabelle 3.1 entnommen werden. Bild 6.7 zeigt die Strahlquelle und die Bear- beitungsoptik. Eine Anstellung der Optik um etwa 12° ist für reproduzierbare Schweißversuche eine wichtige Voraussetzung: Aufgrund der geringen Absorption der Laserleistung von Kupferwerkstoffen kommt es vor allem am Prozessbeginn, zu einem großen Anteil an zurückreflektierter Laserleistung, welche die Laserstrahlquelle bzw. das Faserende beschädigen. Ein Sensor im Lasersystem führt bei einem zu hohen An- teil an zurückreflektierter Laserstrahlung zum Abschalten. Aus diesem Grund konnten die Schweißnähte in Kupfer nicht mit der maximal möglichen Ausgangsleistung von P = 1000 W, sondern nur bis zu einer Laserleistung von etwa P = 900 W stabil und reproduzierbar durchgeführt werden. Messungen zeigen, dass das Intensitätsprofil annähernd einem Gaußprofil entspricht. Für das Bearbeiten von Kupferwerkstoffen sollte diese Intensitätsverteilung von Vorteil sein, da die hohe Intensität in der Strahl- mitte zu einem schnelleren Aufheizen des Werkstücks auf Schmelztemperatur führt. Die damit nach Bild 2.2 einhergehende höhere Absorption, führt somit zu einer sich schneller ausbildenden Dampfkapillare. Hingegen wirken sich die Randbereiche des 116 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Gaußprofils negativ aus, da aufgrund der geringen Intensität in den Randbereichen von einem hohen zurückreflektierten Leistungsanteil vor und seitlich der Kapillare auszu- gehen ist. Bild 6.7: Links: Singlemode Faserlaser YLR – 1000 –SM von IPG. Rechts: Angestellte Abbildungsoptik zur Bearbeitung von Kupferproben. In Bild 6.8 ist die Einschweißkurve für einen Fokusdurchmesser bei df = 14 μm und einer Leistung von P = 900 W dargestellt. Als Kupferwerkstoff wurde ein desoxidier- tes Reinkupfer (Cu-DHP) verwendet, vergleichbar mit dem oben bereits vorgestellten Cu-PHC. Bild 6.8: Einschweißtiefe über der Vorschubgeschwindigkeit eines desoxidierten Reinkup- fers. 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerkstoffen 117 Bei einer eingestellten Ausgangsleistung von P = 900 W konnte so bei einer Vor- schubgeschwindigkeit von v = 2 m/min eine maximale Einschweißtiefe von 1300 μm erzielt werden [94]. Mit zunehmender Geschwindigkeit nahm die Einschweißtiefe nur noch relativ langsam ab. Dies wurde rechnerisch für kleine Fokusdurchmesser bereits in Bild 2.9 gezeigt und hier nun experimentell bestätigt. Bei einer Schweißgeschwin- digkeit von v = 100 m/min lag die Einschweißtiefe dabei immer noch bei über 300 μm.Mehr Laserleistung konnte mit dem Einsatz des TruDisk 5001 (siehe Tabelle 3.1) auf das Werkstück gebracht werden. Dabei wurde ein Fokusdurchmesser von df =100 μm auf dem Werkstück realisiert. In Bild 6.9 ist auf der linken Seite die damit erzielte Einschweißtiefe über der Vorschubgeschwindigkeit aufgetragen. So konnten bei CuSn6 und CuFe2P die höchsten Einschweißtiefen von etwa 5 mm erreicht wer- den. Für die beiden reinen Kupferwerkstoffe wurden noch Einschweißtiefen von etwa 4 mm erreicht. Bild 6.9: Links: Einschweißtiefe über der Geschwindigkeit (P = 5 kW, df = 100 μm) Rechts: Nahtfläche über der Geschwindigkeit bei (P = 5 kW, df = 100 μm). Die Einschweißtiefe geht mit steigender Geschwindigkeit zurück und erreicht bei v = 100 m/min für alle Kupferwerkstoffe Werte, die im Bereich zwischen 0,4 und 0,8 mm liegen. Des Weiteren ist eine flachere Abnahme der Einschweißtiefen ab etwa v = 20 m/min auszumachen. Deutlich ist im Diagramm zu erkennen, dass die Ein- schweißtiefe für Werkstoffe mit größerer Wärmeleitfähigkeit geringer ist als für Werk- stoffe mit kleinerer Wärmeleitfähigkeit. Bei größer werdendem Vorschub geht ein Rückgang der Einschweißtiefe mit einem Rückgang der aufgeschmolzenen Nahtfläche einher. Auf der rechten Seite in Bild 6.9 ist die Nahtfläche logarithmisch über der Vor- schubgeschwindigkeit aufgetragen. Auch hier zeigt sich, dass eine geringere Wärme- leitfähigkeit des Kupferwerkstoffes zu einer größeren aufgeschmolzenen Fläche führt. Für Cu-ETP geht dabei bei einer Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit von 2 auf 100 m/min die aufgeschmolzene Nahtfläche von über 5 mm² auf 0,1 mm² zurück. 118 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Neben den erzielbaren Einschweißtiefen tritt bei der eingestellten Leistung von P = 5000 W ab einer bestimmten Vorschubgeschwindigkeit Humping auf. Dazu sind in Tabelle 6.1 die Nahtoberraupen der verwendeten Werkstoffe bei unterschiedlichen Vorschubgeschwindigkeiten in den Zeilen dargestellt. ohne Humping Humpinggrenze Humping Raue Oberraupe CuSn6 v = 10 m/min v = 15 m/min v = 25 m/min v = 80 m/min CuFe2P v = 10 m/min v = 15 m/min v = 25 m/min v = 80 m/min Cu-PHC v = 15 m/min v = 20 m/min v = 25 m/min v = 80 m/min Cu-ETP v = 15 m/min v = 20 m/min v = 25 m/min v = 80 m/min Tabelle 6.1: Nahtoberraupen verschiedener Kupferwerkstoffe und das Auftreten von Hum- ping bei df = 100 μm und P = 5000 W. In der ersten Spalte wurde eine Vorschubgeschwindigkeit gewählt, welche unter der Humpinggrenze liegt. Die Nahtoberraupe hat dabei eine relativ gleichmäßige Schup- pung. Mit Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit beginnen sich, wie in Kapitel 5.1 für Edelstahl diskutiert, lange Wellen auszubilden, die bei einer weiteren Geschwin- digkeitserhöhung zu gleichmäßigen, perlenschnurartigen Schmelzeansammlungen führen. Interessant ist jedoch, dass bei einer weiteren Steigerung der Vorschubge- schwindigkeit kein typisches Humping mehr auszumachen ist. Ab etwa v = 80 m/min zeigte sich eine schmale Nahtoberraupe welche nur bei sehr genauem betrachten ein- zelne sehr kleine Inhomogenitäten in Form einer raueren Nahtoberraupe und von klei- nen Schmelzetröpfchen erkennen lässt. Zu beachten ist dabei, dass die Leistung kon- 6.2 Beschränkungen beim Schweißen von Kupferwerkstoffen 119 stant gehalten wird und somit die Einschweißtiefe wie links in Bild 6.9 dargestellt ist für alle Kupferwerkstoffe auf unter einen Millimeter Einschweißtiefe zurückgeht. Die Entstehung von Humping ist allerdings nicht allein von der Geschwindigkeit ab- hängig. Dass auch die Leistung und die Einschweißtiefe eine wichtige Rolle spielt, ist in Bild 6.10 dargestellt. Dazu wurden Versuche durchgeführt, bei denen die Leistung in Stufen von 500 W und die Geschwindigkeit in 5 m/min-Schritten variiert wurde. Es lassen sich dabei zwei Bereiche unterscheiden. Im ersten Bereich unterhalb der Grenz- linie tritt kein Humping auf. Dabei muss berücksichtigt werden, dass bei kleinen La- serleistungen, kleiner etwa 500 W nur noch Wärmeleitungsschweißen erfolgte und somit nur sehr kleine Einschweißtiefen erreicht wurden. Erst mit Steigerung der Laser- leistung stellte sich ein Tiefschweißprozess mit hohen Einschweißtiefen ein. Im zwei- ten Bereich welcher oberhalb der Grenzlinie, also bei hohen Vorschubgeschwindigkei- ten und hohen Laserleistungen, angesiedelt ist tritt Humping auf. Bild 6.10: Links: Humpinggrenze für CuSn6 bei df = 100 μm, Rechts: Humpinggrenzen für CuFe2P und Cu-ETP bei df = 100 μm. Geschwindigkeiten die größer sind als v = 65 m/min und bei denen nach Tabelle 6.1 wieder kein Humping auftritt, werden hier aufgrund der geringen Einschweißtiefe und der sehr rauen Nahtoberraupe nicht weiter betrachtet und finden daher in Bild 6.10 auch keine weitere Beachtung. Zur besseren Übersichtlichkeit ist in Bild 6.10 nur der Bronzewerkstoff dargestellt. Bei CuFe2P und den reinen Kupferwerkstoffen tritt ebenfalls Humping auf, allerdings ist die Abgrenzung von Nahtoberraupen ohne Inhomogenitäten bis zum Auftreten von Humping nicht eindeutig, da der Prozess vor auftretendem Humping eine sehr starke Spritzerbildung mit sich bringt. Die Spritzer lösen sich an der Kapillarrückwand ab [95] und treffen dann wieder auf die erstarrte Schweißnahtoberraupe auf. In Bild 6.11 sind sechs Bilder aus einer Hochgeschwindigkeitsaufnahme dargestellt, welche mit einer Frequenz von über 20 kHz aufgenommen wurden [96]. 120 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Bild 6.11: Spritzerablösung an der Kapillarrückwand und Auftreffen auf erstarrte Nahtober- raupe. (Cu-PHC; P = 4500 W; v = 30 m/min; df = 100 μm). Anhand der Bilder wird deutlich, wie sich ein Teil der Schmelze direkt an der Kapil- larrückwand nach oben auftürmt. Ob die Schmelze nun tatsächlich als Tropfen das Schmelzebad verlässt liegt am nach oben gerichteten Impuls der Schmelze, welcher durch Metalldampfreibung übertragen wird. Ist der Impuls nicht groß genug, zieht die Oberflächenspannung des Schmelzebades den Tropfen wieder in das Schmelzebad zurück. Betrachtet man nur die erstarrte Nahtoberraupe, so lässt sich dieser anhaftende Spritzer nicht vom gewöhnlichen Humping unterscheiden. Die Nahtoberraupe er- scheint etwas unregelmäßiger, was damit erklärt werden kann, dass sich nicht alle Spritzer komplett aus dem Schmelzebad herauslösen, sondern teilweise nur auf die erstarrte Nahtoberraupe „kippen“. Einzelne Grenzwerte für das Auftreten des typi- schen Humpings für CuFe2P und die reinen Kupferwerkstoffe können rechts in Bild 6.10 abgelesen werden. Demnach steigt die Grenze für das Auftreten von Humping mit der Wärmeleitfähigkeit des verwendeten Werkstoffes an. Begründet wird dies durch ein breiteres aber kürzeres Schmelzebad welches sich bei höheren Wärmeleitfä- higkeiten und damit höheren Wärmeleitungsverlusten einstellt. Unbedingt beachtet werden muss dabei, dass unterhalb der Grenzwerte noch keine qualitativ gute Schweißnaht vorliegt, sondern eine Nahtoberraupe mit Inhomogenitäten. Grundsätzlich lässt sich festhalten, dass Humping wie bei Stahl auch bei Kupferwerk- stoffen auftritt. In vielen Fällen beschränkt dies die Produktivität. Eine vielverspre- chende Möglichkeit diese zu steigern ist die Verwendung eines zweiten Laserstrahls, welcher hinter den ersten Laserstrahl platziert wird und die Schmelzeströmung so po- sitiv beeinflusst, dass die Grenzgeschwindigkeit gesteigert werden kann. Dies kann zum Beispiel mit einer Bifokaloptik, welche den Strahl in zwei Strahlen aufteilt, er- reicht werden. Zu beachten ist dabei, dass eine gute Strahlqualität auch nach Verwen- dung einer solchen Optik erhalten bleibt und somit das Aspektverhältnis der Schweiß- naht konstant gehalten werden kann [97]. 6.3 Schweißnahtgeometrien bei Kupferwerkstoffen 121 6.3 Schweißnahtgeometrien bei Kupferwerkstoffen In diesem Kapitel werden Schweißnahtgeometrien untersucht, welche sich anhand von Querschliffen der durchgeführten Schweißproben ergeben. Für den Bronzewerkstoff CuSn6 sind die sich ändernden Nahtgeometrien in Bild 6.12 dargestellt. Dabei wurde bei einer konstanten Leistung von P = 5000 W und einem Fokusdurchmesser von df = 100 μm die Geschwindigkeit sukzessiv von 10 auf 100 m/min gesteigert. Deutlich zu erkennen ist bei einer Geschwindigkeit von v = 10 m/min eine tiefe Einschweißung bei einer U-förmigen Nahtgeometrie. Bei Erhöhung des Vorschubes auf v = 30 m/min kommt es zu einer sehr starken Ausbauchung der Nahtgeometrie, welche im Folgen- den als tropfenförmig beschrieben wird. Eine weitere Steigerung der Vorschubge- schwindigkeit führt zu einer geringeren Einschweißtiefe und auch die Ausprägung der Tropfenform wird schwächer. Bild 6.12: Änderung der Schweißnahtgeometrie durch Steigerung der Vorschubgeschwin- digkeit [98]. Eine mögliche Erklärung für dieses Verhalten könnte zum einen sein, dass die hohe Wärmeleitfähigkeit eine erhöhte Reflektivität des Laserstrahls in der Kapillare mit sich bringt. Durch Mehrfachreflexion in der Kapillare wird die eingekoppelte Leistung lokal erhöht und führt zu den beschriebenen Nahtgeometrien. Eine weitere mögliche Erklärung könnte sein, dass durch die erhöhten Vorschubgeschwindigkeiten die Strö- mung um die Kapillare zu einem „Auswaschen“ und somit zu einer tropfenförmigen Nahtgeometrie führt. Als dritte Möglichkeit könnte auch die Kapillarform, in Folge einer sich mit der Geschwindigkeit verändernden Dampfabströmung, verantwortlich für die Tropfenform sein. Im Folgenden soll nun untersucht werden welche der drei aufgeführten Möglichkeiten tatsächlich ausschlaggebend für die Nahtgeometrie ist. Werden die unterschiedlichen Kupferwerkstoffe bzw. Kupferlegierungen aus Kapitel 6.2 auf das Auftreten der Tropfenform untersucht, so kann diese Erscheinungsform in Korrelation zur Wärmeleitfähigkeit gebracht werden. In Tabelle 6.2 sind die minima- 122 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen len Vorschubgeschwindigkeiten zusammengefasst für die sich eine tropfenförmige Nahtgeometrie ergibt. Diese werden umso kleiner je höher die Wärmeleitfähigkeit ist. Tabelle 6.2: Minimale Vorschubgeschwindigkeiten für eine tropfenförmige Nahtgeometrie für P = 5000 W und df = 100 μm (Anstellwinkel der Optik 18°). Welche Rolle die Kapillarform dabei spielt, kann durch Betrachtungen der Schmelze- badoberfläche anhand von Hochgeschwindigkeitskameras nicht beantwortet werden. Mit Hilfe eines neuen und in seinen Eigenschaften einmaligem Hochgeschwindigkeits- Röntgen-Diagnostiksystems [79, 99] kann das Prozessverständnis für das Laserstrahl- schweißen weiterentwickelt werden. Während des Schweißprozesses ermöglicht das System die Visualisierung von Dichteunterschieden, was die Betrachtung der Kapil- largeometrie und deren Dynamik zulässt. Bei Bildwiederholraten von bis zu 5000 Hz wird das „Prozessinnere“ zeitlich so aufgelöst, dass zum Beispiel das Ablösen von Poren oder eine Änderung der Kapillarform sichtbar gemacht werden kann. In Bild 6.13 ist die Röntgenanlage des IFSW dargestellt. Dabei propagiert der Laserstrahl durch die Fokussieroptik und trifft von oben auf die schmale Seite des eingespannten Bleches auf. Senkrecht dazu durchstrahlt die von der Röntgenröhre emittierte Strah- lung das zu bearbeitende Blech. Die durchgehende Strahlung wird auf dem Szintillator aufgefangen. Das erzeugte Bild wird verstärkt und durch ein optisches System auf den Kamerachip einer Hochgeschwindigkeitskamera abgebildet. Die so erzeugten Hochge- schwindigkeitsfilme können nun hinsichtlich ihrer Bildqualität optimiert werden. Dazu werden verschiedene Filter eingesetzt bei denen es teilweise zu einer zeitlichen Mitte- lung kommt und somit die Darstellung der Dynamik reduziert wird. Es ist stets darauf zu achten, dass keine wesentlichen Informationen bezüglich der Kapillardynamik ver- loren gehen. Für die Schweißparameter die im Folgenden mit der Röntgenanlage beschrieben wer- den, wurde aufgrund der besseren Darstellbarkeit ein Fokusdurchmesser mit df = 150 μm bei einer Laserleistung von P = 5000 W eingestellt. Als Material wurde der Bronzewerkstoff CuSn6 verwendet. Die Optik war nicht angestellt, da die für die 6.3 Schweißnahtgeometrien bei Kupferwerkstoffen 123 Versuche verwendete maximale Laserleistung von 5 kW sofort zur Ausbildung einer tiefen Kapillare führt und nur noch sehr geringe Rückreflexe zu erwarten sind. Für die Auswertung der Hochgeschwindigkeits-Röntgenaufnahmen wurden mehrere Einzel- bilder übereinander gelegt und abgespeichert. Dadurch lassen sich zum einen kurze zeitliche Inhomogenitäten ausmitteln, zum anderen kann die Bildqualität optimiert werden. Bild 6.13: Röntgenanlage am IFSW zur Visualisierung der Kapillarform und Kapillardyna- mik während des Schweißprozesses [99]. In Bild 6.14 sind in der oberen Zeile drei zeitlich gemittelte Bilder aus Hochgeschwin- digkeitsröntgenfilmen dargestellt. Die Geschwindigkeit nimmt von links nach rechts zu. Helle Bereiche entsprechen dabei Gebieten mit geringerer Dichte. Obwohl schmelzflüssiges Kupfer im Vergleich zum festen Kupfer eine um etwa zehn Prozent geringere Dichte aufweist lassen sich die Trennlinien in den Hochgeschwindigkeits- aufnahmen nur erahnen. Hingegen deutlich zu erkennen sind die sich ausbildenden Kapillaren. Bei einer kleinen Vorschubgeschwindigkeit von v = 6 m/min bildet sich eine tiefe, schlanke Kapillare aus wie links in Bild 6.14 zu erkennen ist. Betrachtet man den dazugehörigen Querschliff, kann man eine tiefe U-förmige Einschweißung erkennen. Aufgrund der für das Röntgen notwendigen kleinen Probenbreite wurde die Oberseite vollständig aufgeschmolzen. Erklärt werden kann dies durch die begrenzte Wärmeleitung der kleinen Probenbreiten bei geringen Vorschubgeschwindigkeiten. Einschweißungen in breitere Probengeometrien zeigen diese Erscheinung nicht vgl. links in Bild 6.12. Wird die Vorschubgeschwindigkeit auf v = 10 m/min gesteigert, zeigt sich eine gerin- gere Einschweißtiefe, was bei einer konstanten Leistung auch zu erwarten ist. Aller- dings erstreckt sich der helle Bereich auf den Röntgenbildern nicht mehr senkrecht zur Probenoberfläche in die Tiefe. Es bildet sich eine nach hinten gerichtete Blase aus. Dass diese kugelförmig ist, lässt sich aus dem sehr hellen Bereich der nach hinten gerichteten Blase schließen. Dabei weist die Helligkeitsverteilung auf die laterale Ausdehnung der Kapillare hin. 124 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Bild 6.14: Allgemein: Bronze CuSn6; P = 5000 W; df = 150 μm; Oben: Einzelbilder aus Röntgenhochgeschwindigkeitsaufnahmen; Unten: Querschliffe zu darüber liegenden Kapillareinzelbildern. In der Röntgenaufnahme liegt der hellste Punkt der Kapillare etwa 0,6 mm über dem in der Röntgenaufnahme auszumachenden Kapillargrund. Der dazugehörige Quer- schliff zeigt eine tropfenförmige Nahtgeometrie. Ein Vergleich der breitesten Stelle der Naht bis zum Nahtgrund ergibt etwa 0,9 mm. Die Differenz von 0,3 mm resultiert aus der Tatsache, dass die Schmelzeströmung die unter der Kapillare hindurchfließt nicht auf der Röntgenaufnahme sichtbar gemacht werden kann. Somit führt der Schmelzestrom der unter und sicherlich auch um die Kapillare herum fließt zu einem weiteren „auswaschen“ der Naht. Dabei wird allerdings die tatsächliche Schweißnaht- geometrie durch die der Kapillarform vorgegeben. Bei einer weiteren Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit auf v = 30 m/min ist auf den Röntgenbildern nur noch eine Dreiecksform auszumachen. Auch in dem dazugehörigen Querschliff ist kaum noch eine Tropfenform auszumachen. 6.3 Schweißnahtgeometrien bei Kupferwerkstoffen 125 Eine Erklärung für die sich plötzlich verändernde Nahtgeometrie bei Kupferwerkstof- fen kann ebenfalls aus Röntgenfilmen abgeleitet werden. Für Stahlwerkstoffe ist be- reits bekannt, dass es mit zunehmender Vorschubgeschwindigkeit zu einer Neigung der Kapillarfront kommt [99, 100]. Dieses Verhalten kann auch für den Kupferwerkstoff beobachtet werden. In Bild 6.15 sind schematisch fünf Kapillargeometrien dargestellt, wie diese bei konstanter Laser- leistung und steigendem Vorschub vorzufinden sind. Bild 6.15: Änderung der Kapillarform durch Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit. Bei langen tiefen Kapillaren kann ein Abknicken des unteren Kapillarteils, bei Erhö- hung der Vorschubgeschwindigkeit beobachtet werden. Das Abknicken könnte dazu führen, dass zum einen der nur teilweise absorbierte Laserstrahl von der Kapillarfront unter einem kleineren Einfallswinkel an die Kapillarrückwand reflektiert wird und dort zu einer stärkeren Wechselwirkung zwischen dem Laserstrahl und der Schmelze führt. Zum anderen ist nach heutigen Kenntnissen davon auszugehen, dass der abströmende Metalldampf einen Impuls auf die Kapillarrückwand ausübt. Die hier postulierte Mo- dellvorstellung ist, dass bei langsamen Vorschüben, also bei tiefen Kapillaren der La- serstrahl hauptsächlich im Kapillargrund absorbiert wird, wobei der Metalldampf vor allem nach oben durch die Kapillare abströmt. Mit dem Abknicken der Kapillare und einer aufgrund der Fresnelabsorption wahrscheinlich gesteigerten absorbierten Intensi- tät an diesem Bereich der Kapillarfront erfolgt eine erhöhte Verdampfungsrate des senkrecht zur Kapillarfront abströmenden Metalldampfes, weshalb ein nach hinten gerichteter Impulsübertrag auf die Kapillarrückwand hinzu kommt. Die Impulsüber- tragung auf die Kapillarrückwand und somit auf die dahinter befindliche Schmelze führt zu der beschriebenen Kapillargeometrie. In Bild 6.15 ist durch die eingezeichne- ten Pfeile der Metalldampfimpuls auf die Kapillarrückwand skizziert, welcher für die Ausbildung einer kugelförmigen Kapillargeometrie verantwortlich sein könnte. 126 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Eine Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit bei konstanter Laserleistung bringt eine reduzierte Einschweißtiefe mit sich. Das führt dazu, dass der obere Teil der bauchigen Kapillare sich an die Werkstückoberfläche annähert bis der Metalldampf direkt aus- strömen kann. Für eine tropfenförmige Nahtgeometrie bei Kupferwerkstoffen sind also zwei Krite- rien zu erfüllen. Zum einen muss eine Mindesteinschweißtiefe erreicht werden, und zum anderen muss die Vorschubgeschwindigkeit einen gewissen Wert überschreiten, so dass es zum „Abknicken“ des unteren Kapillarteils kommt. Diese Werte variieren mit den verwendeten Werkstoffen. Wie in Tabelle 6.2 dargestellt, ist die Geschwin- digkeit unter anderem auch von der Wärmeleitfähigkeit abhängig. Bei Stahlwerkstof- fen würde dies tropfenförmige Schweißnahtgeometrien erst ab sehr hohen Vorschub- geschwindigkeiten erwarten lassen. Erste Versuche die mit einem 1 kW-Faserlaser und mit bis zu einer Vorschubgeschwindigkeit von v = 100 m/min in einem Stahl- und einem Kupferwerkstoff durchgeführt wurden, bestätigen diese Aussage und es zeigte sich unter Anwendung der genannten Laserstrahlquelle nur bei den verwendeten Kup- ferwerkstoffen eine tropfenförmige Nahtgeometrie. Leider konnte ein abschließender Vergleich mit weiteren Materialien wie Aluminium und weiteren Stahlwerkstoffen und derselben Laserstrahlquelle im Rahmen dieser Arbeit nicht durchgeführt werden, was weitere Untersuchungen in der Zukunft notwendig macht. 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahl- quelle Mit dem Einsatz einer kürzeren Wellenlänge geht eine höhere Absorption von Metal- len einher wie es in Bild 2.1 in Kapitel 2.1.1 dargestellt ist. Für Kupfer lässt sich bei Verwendung einer frequenzverdoppelten Festkörperlaserstrahlquelle eine um bis zu Faktor sieben höhere Absorption erzielen. Dies gilt zwar nur bei kalten Materialien, also bei Raumtemperatur, trifft dort jedoch bei jedem Prozessstart zu. Wird Gleichung (2.4) in Gleichung (2.3) eingesetzt und nach der Leistung aufgelöst dann ergibt sich für eine rechteckförmige Intensitätsverteilung ein Leistungsschwell- wert für den sich Verdampfungstemperatur im Fokusdurchmesser einstellt. Dieser Leistungsschwellwert kann gesenkt werden, indem die Temperatur des zu bearbeiten- den Materials erhöht wird. Dadurch erhöht sich nach Bild 2.2 der Absorptionsgrad für einen Laserstrahl mit einer Wellenlänge von 1 μm. Da das Laserstrahlschweißen nach dem Prozessstart sehr schnell hohe Temperaturen mit sich bringt gilt dieser Leistungs- 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle 127 schwellwert natürlich nur direkt während des Prozessstartes und gibt eine Abschätzung der notwendigen Laserleistung wieder. In Bild 6.16 sind Berechnungen für verschie- dene Fokusdurchmesser im Bereich von 15 bis 600 μm dargestellt. Dabei wurde zum einen immer eine rechteckige Intensitätsverteilung im Fokusdurchmesser angenom- men obwohl bei den kleineren Fokusdurchmessern eine Intensitätsverteilung zu erwar- ten wäre, welche immer gaußähnlicher wird. Des Weiteren wurden für die Berechnun- gen die temperaturabhängigen Größen wie Wärmeleitfähigkeit, Dichte und Wärmeka- pazität als konstant angenommen. Daher geben die errechneten Leistungswerte ledig- lich einen qualitativen Vergleich unterschiedlicher Fokusdurchmesser wieder. Bild 6.16: Notwendige Leistung zum Erreichen der Verdampfungstemperatur. Rechts für CuSn6 und links für Cu-ETP bei Variation der Fokusdurchmesser unter Berück- sichtigung des temperaturabhängigen Absorptionsgrades für O = 1 μm. Auf der linken Seite in Bild 6.16 sind die Berechnungen für den reinen Kupferwerk- stoff Cu-ETP und auf der rechten Seite die für den Bronzewerkstoff CuSn6 dargestellt. Klar ersichtlich ist, dass für den Fokusdurchmesser von df = 600 μm Laserleistungen von über 10 kW notwendig sind, um den Prozess im kalten Kupferwerkstoff zu star- ten. Die für den Prozessstart notwendige Laserleistung für einen Laser mit der Wellen- länge von einem Mikrometer kann also durch einen kleineren Fokusdurchmesser oder aber mit einer Erhöhung der Oberflächentemperatur reduziert werden. Eine Erhöhung der Oberflächentemperatur kann sehr lokal, also nur an dem Bereich an dem der IR- Laserstrahl auftrifft, erfolgen. Diese lokale Erwärmung ist beispielsweise durch einen 128 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen grünen Laser mit kleiner Laserleistung realisierbar. Lässt man einen solchen Laser dem IR-Strahl vorauslaufen, trifft dieser auf einen vorgewärmten Bereich auf und senkt somit die für den Prozessstart notwendige Schwellleistung. In Bild 6.16 stellen die ausgefüllten Kreise die, zur Erreichung von Verdampfungstemperatur, notwendi- gen Laserleistungen für einen grünen Laser dar, welcher mit einem Fokusdurchmesser von df = 25 μm auf das „kalte“ Werkstück auftrifft. Dabei wurde nach Bild 2.1 ein Absorptionsgrad von 37 % zu Grunde gelegt. Durch Verwendung eines vorauslaufen- den grünen Laserstrahls kann somit die für den Tiefschweißprozessbeginn notwenige Leistung stark reduziert werden. Bevor näher auf diesen Kombinationsprozess eingegangen wird, sollen die Vorteile einer „grünen“ Laserstrahlquelle aufgezeigt werden. In [101] wurde eine neuentwi- ckelte, frequenzverdoppelte und fasergeführte Strahlquelle auf Basis eines Scheibenla- sers eingesetzt. Mit einer Ausgangsleistung von P = 325 W und einem Fokusdurch- messer von df = 50 μm konnte ein direkter Vergleich zu einem Singlemode-Faserlaser gezogen werden. Dabei bestätigt sich eine höhere Absorption für die „grüne“ Wellen- länge bei den untersuchten Kupferwerkstoffen, welche mit einer geringeren Tief- schweißschwellleistung einher geht. Für die im Folgenden beschriebenen Versuche wurde der Prototyp eines frequenzverdoppelten Scheibenlasers (vgl. Tabelle 3.1) ein- gesetzt. Eine gemessene Beugungsmaßzahl von 1,1 lässt eine gaußförmige Intensitäts- verteilung erwarten. In Bild 6.17 ist links die gemessene Intensitätsverteilung des fre- quenzverdoppelten Systems im Bereich der Fokuslage abgebildet. Rechts daneben ist die Intensitätsverteilung eines TruDisk5001 mit einer Beugungsmaßzahl von M² | 15 dargestellt, welche eher einem Tophat-Profil entspricht. Für das schnelle Erreichen der Schmelz- bzw. Verdampfungstemperatur ist wegen der hohen Intensität in der Strahl- mitte die gaußförmige Verteilung von Vorteil. Bild 6.17: Links: Gaußförmiges Intensitätsprofil eines „grünen“ Scheibenlasers M² | 1,1; Rechts: Tophat-förmiges Intensitätsprofil eines Scheibenlasers M² | 15. 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle 129 Die Verwendung eines frequenzverdoppelten Systems, welches im Dauerstrichbetrieb eingesetzt wird, bringt neue Herausforderungen mit sich. So sind die verfügbaren opti- schen Komponenten teilweise nicht für die hohe cw-Leistung geeignet, um die Laser- strahlung ohne nennenswerten Einfluss auf das Werkstück zu übertragen. In Bild 3.17 wurde bereits ein sich einstellender Fokus-Shift diskutiert, weshalb im Folgenden nur auf den während des Schweißprozesses aufsteigenden Metalldampf eingegangen wird. Dieser bringt vor allem für die grüne Laserstrahlquelle einen gravierenden Einfluss auf die Nahtqualität mit sich. In [102] wird rechnerisch dargelegt, dass Streuung und Ab- schwächung der Laserstrahlung bei einer „grünen“ Wellenlänge sehr stark zunehmen. Dabei verursacht die Streuung einen größeren Brennfleckdurchmesser auf dem Werk- stück, was zusammen mit Extinktion zu einem Rückgang der Intensität am Werkstück führt und sich direkt auf den Prozess auswirkt. In [103] konnte gezeigt werden, dass der aufsteigende Schweißrauch durch einfaches absaugen oder wegblasen aus der Wechselwirkungszone des Laserstrahls entfernt werden kann und somit keinen Ein- fluss auf die Einschweißtiefe mit sich bringt. Für die folgenden Versuche mit der „grünen“ Wellenlänge stellt eine luftdurchflossene Kupferdüse die Entfernung der Rauchsäule und somit eine konstante Einschweißtiefe sicher. Wie die in Bild 6.18 dargestellte Einschweißkurve in Cu-DHP zeigt, sind bei P = 100 W trotz der hohen Absorption bei O = 515 nm lediglich sehr kleine Ein- schweißtiefen von maximal 110 μm in reinem Kupfer möglich [94]. Bild 6.18: Einschweißtiefe über der Vorschubgeschwindigkeit eines desoxidierten Reinkup- fers (Cu-DHP). 130 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Ab etwa 7 m/min Vorschub nimmt die Einschweißtiefe mit steigender Vorschubge- schwindigkeit nur noch langsam ab. Wie aus Bild 2.9 für kleine Fokusdurchmesser von df = 25 μm ersichtlich, reichen etwa 11 W an absorbierter Leistung aus, um bei v = 100 m/min Schmelztemperatur an der Kupferoberfläche zu erreichen. Für viele Anwendungen sind Einschweißtiefen von mehr als 100 μm erforderlich, weshalb die zur Verfügung stehende frequenzverdoppelte Laserstrahlquelle alleine nicht ausreichend ist. Aus diesem Grund wurde diese für Kupfer sehr gut geeignete Strahlquelle mit einem Multikilowatt-Laser (O = 1030 nm) kombiniert. Für gepulste Laserstrahlquellen welche bei O = 1064 nm und O = 532 nm betrieben wurden konnte in [104] bereits gezeigt werden, dass durch die Kombination der beiden Wellenlängen, sowohl eine Steigerung der Schweißeffizienz als auch eine erhöhte Einschweißtiefe realisiert werden kann. Im Folgenden werden die Untersuchungen vorgestellt durch die geprüft wurde ob eine Erhöhung der Schweißeffizienz auch für den cw-Betrieb zutrifft. Der zur Verfügung stehende frequenzverdoppelte Scheibenlaser welcher im Dauerstrich emittiert, wurde mit einem ebenfalls im Dauerstrich emittierenden TruDisk 5001 (O = 1030 nm) kom- biniert und Schweißversuche durchgeführt. In Bild 6.19 ist in der Mitte die 3D CAD- Zeichnung der Kombinationsoptik dargestellt, welche die beiden Einzeloptiken mitei- nander verbindet. Zu erkennen ist dabei, dass der grüne Laserstrahl senkrecht auf das Werkstück auftrifft. Wo hingegen die Optik für den IR-Strahl zum Schutz vor Rückre- flexen und aus Konstruktionsgründen um etwa 18° stechend angestellt ist. Bild 6.19: Links: experimenteller Aufbau mit frei propagierendem grünen Laserstrahl; Mitte: Optikkombination von grün und IR [105]; Rechts: Abstand der kombinierten Fokusse (links IR, rechts grün). Beide Einzeloptiken sind über Verschiebetische mit der Anlage verbunden, so dass sich die relative Position der einzelnen Fokusdurchmesser bis auf etwa 10 μm genau einstellen lässt. Kontrolliert werden kann der Abstand durch Ausmessen der Einbrän- 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle 131 de, wie es auf der rechten Seite in Bild 6.19 ersichtlich ist. Auf der linken Seite ist die Bearbeitungsanlage mit der Kombioptik dargestellt. Dabei ist der Verlauf des Freistrahls der „grünen“ Laserstrahlung und der Auftreffpunkt auf dem Magnetspann- mittel (Kapitel 3.2) zu erkennen. Ebenfalls ist der über ein Lichtleitkabel geführte Strahl der IR Strahlung nach der Fokussierlinse bis zum Spannmittel zu erkennen. Der Abstand zwischen den beiden Strahlen wurde bewusst so groß gewählt, da sich bei dem vorauslaufenden grünen Laserstrahl eine Kapillare ausbildet. Um den Einfluss auf die Absorption des IR-Strahls ableiten zu können, soll das Auftreffen auf eine bereits durch den „grünen“ Laserstrahl geöffnete Kapillare vermieden werden. Diese würde sonst zu einer höheren Einkopplung des IR-Strahles durch Vielfachreflexion führen. In Bild 6.20 ist auf der linken Seite ein Simulationsergebnis für den Werkstoff CuSn6 aufgezeigt bei dem nur die Wechselwirkung des grünen Laserstrahles berücksichtigt wurde. Der durchgezogene Kreis markiert den Auftreffpunkt des grünen Lasers, wo- hingegen die gestrichelte Linie den Wechselwirkungsbereich des IR-Lasers wieder- gibt. Dieser wird im Abstand von 100 μm hinter dem grünen Laserstrahl positioniert und nimmt einen Fokusdurchmesser von df = 100 μm ein. Für den berechneten Fall wurde ein grüner Laserstrahl mit einer Laserleistung von P = 70 W und einem Fokus- durchmesser von df = 25 μm bei einer Vorschubgeschwindigkeit von v = 25 m/min verwendet. Für den gerechneten und in Bild 6.20 dargestellten Absorptionsverlauf wurde lediglich das Aufheizen bzw. Aufschmelzen durch den grünen Laserstrahl be- rücksichtigt. Dabei kommt es für die IR-Strahlung wegen der erhöhten Oberflächen- temperatur zu einer Absorptionserhöhung nach Bild 2.2. Bild 6.20: Links: Absorptionserhöhung für IR durch vorauslaufenden grünen Strahl [28]; Rechts: Mittler Absorptionsanstieg für den Auftreffbereich des IR-Strahles [106]. Auf der rechten Seite in Bild 6.20 ist die mittlere Absorption für den Auftreffbereich des IR-Laserstrahls über der Zeit dargestellt. Deutlich zu erkennen ist dabei nach dem 132 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Einschalten des grünen Lasers (bei t = 0 μs) ein Anstieg der mittleren Absorption im Auftreffbereich des IR-Strahls von etwa 5 auf über 11%. Bei t = 0,5 ms wird ein Wert von etwa 11% erreicht, was im dargestellten Simulationsbeispiel weitgehend dem stationären Fall und somit der links ersichtlichen Grafik aus Bild 6.20 entspricht. Eine Verdopplung der Absorption führt nach Gleichung (2.3) zu einer Halbierung der La- serleistung die für den Prozessstart notwendig ist. Im Folgenden wird ein Vergleich numerisch gerechneter Temperaturfelder vorgestellt. Aus Gründen unvollständiger Materialdaten sind die absoluten Temperaturen fehler- behaftet. Jedoch sind durchaus Tendenzen ablesbar. Für die Berechnungen wurde im- mer von einer ebenen Oberfläche ausgegangen, sobald sich ein Tiefschweißprozess einstellt, entsprechen daher die Berechnungen nicht mehr den Experimenten. Bild 6.21: Vergleich von Temperaturfeldern für einen Schweißprozess zu unterschiedlichen Zeitpunkten (Zeilen) nach dem Einschalten (t = 0 s). In den Spalten sind die un- terschiedlichen Laserstrahlquellen und deren Kombinationen aufgereiht. Der Fo- kusdurchmesser des IR-Strahls beträgt df = 100 μm und der des „grünen“ Laser- strahls df = 25 μm. Dabei bewegen sich die Laserstrahlen nach rechts [107]. In Bild 6.21 sind die Temperaturfelder für verschiedene Zeiten und Laserstrahlquellen dargestellt. In den Berechnungen wurde dabei für den IR-Strahl auch der sich mit der Temperatur ändernde Absorptionsgrad berücksichtigt. In der ersten Spalte ist das Temperaturfeld abgebildet, welches sich nach Einschalten eines IR-Laserstrahls ein- 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle 133 stellt. Nach 3,5 μs wird im Fokus des IR Strahls Schmelztemperatur erreicht. Nach insgesamt 10 μs wird erstmals Verdampfungstemperatur in Teilen des IR- Auftreffbereiches erreicht und nach 50 μs ist der komplette Fokusbereich auf Ver- dampfungstemperatur. Der stationäre Zustand wird dabei nach etwa 1 ms erreicht. Für einen einfachen Vergleich werden die Zeiten in den Zeilen im Folgenden konstant gehalten. In der zweiten Spalte sind die Temperaturfelder für einen grünen Laser dar- gestellt. Dabei wurde punktuell schon vor Vollendung einer Mikrosekunde Verdamp- fungstemperatur in der Wechselwirkungszone des grünen Lasers erreicht. So dass zu dem in Bild 6.20 dargestellten Zeitpunkt nach 3.5 μs bereits die gesamte Auftreffzone des grünen Strahls Verdampfungstemperatur erreicht. Nach etwa 600 μs stellt sich der stationäre Zustand ein. In Spalte 3 wird erstmals der Kombinationsprozess betrachtet bei dem der grüne und der IR-Strahl gleichzeitig eingeschaltet werden. Die Schmelztemperatur wird in die- sem Fall im Bereich des IR-Strahls alleine (erste Spalte) erst zeitlich verzögert er- reicht, da die Summe der Leistung konstant bei 500 W gehalten und somit die Leis- tung für IR von 500 auf 430 W reduziert wurde. Unterhalb von etwa 50 μs findet keine Beeinflussung des vom grünen Laserstrahl hervorgerufenen Temperaturfeldes im Auf- treffbereich des IR-Strahls statt. Nach etwa 50 μs erreicht ein kleiner Teil des vom grünen Laserstrahl erwärmten Bereichs den Auftreffbereich des IR-Strahls und führt zu einer geringfügigen Absorptionserhöhung von etwa 0,5% was zu einer Gesamt- absorption von etwa 6% führt. Nach 600 μs kann dieser Wert auf etwa 11% gesteigert werden, wie bereits aus Bild 6.20 ersichtlich ist. Bevor Verdampfungstemperatur im IR-Bereich erreicht wird hat der grüne Laser nahezu keinen Effekt auf den IR-Prozess. Die vierte Spalte zeigt die Entwicklung eines Temperaturfeldes für den Kombiprozess, bei dem der grüne Laser bereits eingeschaltet wurde und für den IR-Auftreffbereich ein stationäres Temperaturfeld ausgebildet hatte. Durch zuschalten des IR-Laserstrahls kann nun innerhalb von 3 μs Verdampfungstemperatur im kompletten IR-Bereich erreicht werden. Abschließend lässt sich zusammenfassen, dass Vorteile eines Kombiprozesses vor allem dann zum Tragen kommen, wenn sich das Temperaturfeld des grünen Laser- strahls vollständig ausgebildet hat und erst dann der IR-Strahl zugeschalten wird. Ein Vergleich zwischen Spalte 1 und Spalte 4 zeigt, dass mit dem Vorwärmen durch den grünen Laser die Zeit bis über den kompletten IR-Auftreffbereich Verdampfungstem- peratur erreicht wird um Faktor 15 reduziert werden kann. 134 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Berechnungen haben ergeben, dass neben einer erhöhten Absorption für den IR-Strahl die eingekoppelte Leistung für eine ebene Oberfläche beim Kombiprozess etwa 91 W beträgt. Im Vergleich dazu konnten beim IR-Strahl alleine lediglich 73 W ein- gekoppelt werden. Dieser Anstieg um 25% führt zu einer Reduzierung des Zeitbedarfs bis ein stabiler Tiefschweißprozess gestartet werden kann. Unter Berücksichtigung der diskutierten Simulationsergebnisse werden im Folgenden Schweißversuche beschrieben, bei denen der grüne Laser bereits eingeschaltet war bevor die IR-Strahlung hinzu geschaltet wurde. In Bild 6.22 sind Einzelbilder aus Hochgeschwindigkeitsaufnahmen entnommen, die während des Schweißprozesses aufgenommen wurden. Bild 6.22: Einzelbilder aus einer Hochgeschwindigkeitsaufnahme bei einer Vorschubge- schwindigkeit von v = 25 m/min. Bei den gewählten Aufnahmen wurde ein Bronzewerkstoff bearbeitet, wobei andere gewählte Kupferwerkstoffe ein ähnliches Verhalten aufweisen. Die Einzelbilder geben Aufschluss über die Schmelzebaddynamik an der Oberfläche und das Verhalten der Dampfkapillaren der einzelnen Laserstrahlquellen und des Kombiprozesses. Im oberen Bild ist ein stabiler Wärmeleitungsschweißprozess mit einer gleichmäßigen Oberrau- penschuppung bei einer Leistung von PIR = 500 W und einem Fokusdurchmesser von df = 100 μm dargestellt. Im Auftreffbereich des Laserstrahls bildet sich eine kleine Mulde, jedoch keine tiefe Kapillare aus. Daraus lässt sich schließen, dass Verdamp- fungstemperatur in einem kleinen Bereich der Wechselwirkungszone zwar erreicht wurde aber noch kein Tiefschweißprozess gestartet werden konnte. Im zweiten Bild 6.4 Absorptionserhöhung durch „grüne“ Laserstrahlquelle 135 von oben ist der Schweißprozess eines grünen Laserstrahles mit Pgrün = 70 W und ei- nem Fokusdurchmesser von df = 25 μm abgebildet. Dabei wird aufgrund der hohen Absorption so viel Leistung in das Material eingekoppelt, dass dieses auf Schmelz- bzw. Verdampfungstemperatur aufgeheizt wird und eine Dampfkapillare ausbilden kann. Die Dampfkapillare ist im Bild als heller Punkt zu erkennen. Dass es sich dabei tatsächlich um einen Tiefschweißprozess handelt, wird im Folgenden mit Nahtquer- schliffen bestätigt werden. Die dritte Abbildung in Bild 6.22 zeigt den Kombiprozess nach Zuschaltung des IR- Strahls. Damit die Streckenenergie konstant gehalten werden kann, wird die Leistung des IR-Strahls auf PIR = 430 W heruntergesetzt, so ergibt sich eine addierte Leistung von PIR+grün = 500 W. Sofort nach dem Zuschalten des IR-Strahls ist eine Verbreite- rung der Nahtoberraupe erkennbar und es bildet sich neben der vorauslaufenden „grü- nen“ Kapillare eine weitere Kapillare aus. Diese öffnet sich innerhalb von 10 Einzelbildern was in etwa 680 μs entspricht. Im Bild wird dieser Übergang vom Wärmeleitungsschweißen in das Tiefschweißen mit einem weißen Pfeil verdeutlicht. Nach einer bestimmten Zeit vereinigen sich die beiden Kapillaren zu einer großen Kombikapillare, welche stabil bis zum Schweißnahtende bestehen bleibt. Die Zeitdau- er bis sich beide Kapillare vereinigen, hängt vor allem vom Abstand der beiden Fo- kusdurchmesser, dem verwendeten Material und der Laserleistung ab. Ein typischer Wert liegt bei etwa 2 ms. Die große Kapillare führt zu einem Anstieg der Prozesseffi- zienz welche sich in Einschweißtiefe und Nahtbreite widerspiegelt. In Bild 6.23 sind Querschliffe zu den in Bild 6.22 diskutierten Hochgeschwindigkeits- aufnahmen abgebildet. Betrachtet man den Schweißnahtquerschliff der durch den grü- nen Laserstrahl mit Pgrün = 70 W entstanden ist, so wird ein Aspektverhältnis von mehr als eins erreicht, so dass man hier von einem Tiefschweißprozess sprechen kann. Wird lediglich eine IR-Laserleistung von PIR = 430 W eingestellt, findet ausschließlich Wärmeleitungsschweißen statt und es bildet sich ein linsenförmiger Schweißnahtquer- schnitt aus. Erhöht man die IR-Leistung auf PIR = 500 W kommt es erneut zum Wär- meleitungsschweißen mit seinem charakteristischen linsenförmigen Schweißnahtquer- schnitt. Erst durch den Kombinationsprozess mit einer gesamten Laserleistung von PIR+grün = 500 W kommt es zum Tiefschweißen und ein Sprung in der Schweißnahtflä- che und somit der Prozesseffizienz kann beobachtet werden. [108] 136 6 Laserstrahlschweißen von Kupferwerkstoffen Bild 6.23: Nahtoberraupen und Schweißnahtquerschliffe erzeugt durch Schweißprozesse mit dem „grünen“ Laser, dem IR-Laser und der Kombination beider Laser bei v = 25 m/min. Zusammenfassend lässt sich für den Kombinationsprozess festhalten, dass ein grüner Laser durch eine bessere Absorption in Kupferwerkstoffen zu einer Herabsetzung der Tiefschweißschwelle für den Hauptprozess (IR-Strahl) führt und somit eine deutliche Prozesseffizienzsteigerung, im Bereich der Tiefschweißschwelle, hervorruft. Dabei kommt es durch den vorauslaufenden grünen Laserstrahl zu einer Erwärmung bezie- hungsweise zum Aufschmelzen des Werkstoffes, was eine höhere Absorption für die IR-Strahlung auf dem Kupferwerkstoff mit sich bringt. Für die Erwärmung des Kup- ferwerkstoffes muss jedoch nicht unbedingt eine grüne Laserstrahlquelle verwendet werden. So wäre beispielsweise auch an eine induktive lokale Erwärmung denkbar welche zur Absorptionserhöhung des IR-Strahles führt. 7 Zusammenfassung Ziel dieser Arbeit war es, die Vorteile und Herausforderungen beim Laserstrahl- schweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit herauszuarbeiten. Mit den neuentwickelten Laserstrahlquellen werden sehr niedrige Beugungsmaßzahlen von M² < 10 bis hinunter zur Beugungsgrenze (M² = 1) erreicht. Die Vorteile einer besseren Fokussierbarkeit können auf verschiedene Weise genutzt werden. So kann bei konstantem Fokusdurchmesser ein größerer Arbeitsabstand realisiert werden, was neben einer besseren Zugänglichkeit auch den Vorteil einer deutlichen Reduktion des Verschmutzens von Schutzgläsern durch Spritzer oder Schweißrauch mit sich bringt. Ein weiterer Vorteil ergibt sich durch gleichbleibende Fokussierung womit sich kleine- re Fokusdurchmesser realisieren lassen und somit höhere Intensitäten. Bleiben der Fokusdurchmesser und der Divergenzwinkel konstant, können schlankere Optiken eingesetzt werden. Durch die damit einhergehende Gewichtsreduzierung können be- stehende Anlagen höhere Geschwindigkeiten mit gesteigerter Konturtreue erzielen was zu einer höheren Wirtschaftlichkeit führt. Sehr hohe Intensitäten führen bei beschichteten Linsen zu thermisch induzierten Effek- ten, welche einerseits zu einer schlechteren Strahlqualität und somit direkt zu einem größeren Fokusdurchmesser auf dem Werkstück führen. Die Intensitätsabnahme auf dem Werkstück wird andererseits negativ verstärkt durch eine Verschiebung der Fo- kuslage, dem thermisch induzierten Fokus-Shift. Besonders bei hoher Fokussierbarkeit können beide Effekte so stark ausgeprägt sein, dass ein stabiler Schweißprozess un- möglich wird. In der vorliegenden Arbeit werden transiente und stationäre Strahlquali- tätsmessungen an Schweißoptiken beschrieben. Bei der Vermessung von Bearbei- tungsoptiken wurden dabei um bis zu 88 % geringere Intensitäten am Werkstück er- mittelt. Die Laserstrahlcharakterisierung am Werkstück ist daher eine wichtige und herausfordernde Voraussetzung für einen stabilen und reproduzierbaren Schweißpro- zess. Aus diesem Grund wird in dieser Arbeit auch ein neuentwickeltes und neuartiges Ver- fahren vorgestellt, mit welchem das thermische Verhalten von Bearbeitungsoptiken mit allen Prozessstörungen ohne kostenintensive und hochentwickelte Messinstrumen- te beurteilt werden kann. Der sogenannte „Referenzprozess“ macht sich dazu Verände- 138 7 Zusammenfassung rungen der Intensität bzw. der Intensitätsverteilung auf dem Werkstück zunutze, die zu unterschiedlichen Schweißergebnissen führen, welche sich mittels Messschieber ein- fach auswerten lassen. Als Auswertungskriterium für den Referenzprozess wird die Tiefschweißschwelle herangezogen. Dabei kann der Übergang vom Wärmeleitungs- schweißen zum Tiefschweißen eindeutig an der Schweißnahtoberraupe identifiziert werden. Anhand von vier Schweißungen mit unterschiedlichen Parametern kann nun der Fokus-Shift mit adäquater Genauigkeit bestimmt werden. Ein zuverlässig klein gehaltener Fokusdurchmesser kann beispielsweise für sehr schnelle Fügeprozesse eingesetzt werden. Neben der Betrachtung der Schmelzebad- oberflächen mit Hochgeschwindigkeitskameras wurde mit Hilfe von Indikatormateria- lien ein Einblick in das Probeninnere ermöglicht. So konnte durch den Transport der Tracerpartikel bis zur Erstarrung der Schmelze ein Rückschluss auf die Schmelzeströ- mungen während des Schweißprozesses gewonnen werden. Ein Modell der Schmel- zeströmungen bei hohen Geschwindigkeiten (v = 60 m/min) und einem kleinen Fokus- durchmesser (df = 50 μm) konnte entwickelt werden, welches unter anderem eine Strömung an der Kapillarfront nach unten aufzeigt. Ein weiterer Vorteil der guten Fokussierbarkeit für industrielle Anwendungen ist das Fügen von dünnen Blechen von unter einem Millimeter Dicke. Dabei ist für einen reproduzierbaren und erfolgreichen Fügeprozess die Spanntechnik von großer Bedeu- tung. In dieser Arbeit wurde ein Magnetspannmittel entwickelt und aufgebaut, mit welchem auch nicht magnetische dünne Bleche bzw. Folien gespannt werden können. Kleine Wechselwirkungszonen, realisiert durch kleine Fokusdurchmesser, lassen einen Tiefschweißprozess mit geringem Werkstückverzug zu. Eine Minimierung dieses Ver- zuges durch eine minimierte Wärmeeinbringung in das Werkstück wurde in dieser Arbeit herausgearbeitet. Als Versuchsmaterial wurden Edelstahlproben mit einer Stär- ke von 500 μm verwendet. Bestimmt wurde der Querverzugswinkel, also der gemittel- te Winkel welcher links und rechts der Schweißnaht durch Verzug hervorgerufen wird, anhand eines Topografiemesssystems. Dabei wurden verschiedene Schweißparameter eingestellt und drei Laserstrahlquellen mit unterschiedlichen Strahlqualitäten verwen- det. Unterschiedliche Fokusdurchmesser im Bereich zwischen 14 μm und 200 μm wurden mit verschiedenen Bearbeitungsoptiken realisiert. Es stellte sich heraus, dass ein geringerer Verzug mit kleineren Fokusdurchmessern, höheren Vorschubgeschwin- digkeiten und kleineren Divergenzwinkel realisiert werden kann. Dabei wurde anhand von Querschliffen nachgewiesen, dass bei einer konstanten Einschweißtiefe alle ge- nannten Maßnahmen zu einer kleineren aufgeschmolzenen Schweißnahtfläche führen und somit direkt zu einem kleineren gemessenen Querverzugswinkel. 7 Zusammenfassung 139 Ein weiterer Vorteil der hohen Intensitäten von im infraroten emittierenden Laser- strahlquellen ist die Bearbeitung von Kupferwerkstoffen im Dauerstrichbetrieb. Dabei lassen sich mehrere Millimeter Einschweißtiefe erreichen. Bei höheren Vorschubge- schwindigkeiten kommt es zu einer tropfenförmigen Nahtgeometrie. In dieser Arbeit konnte mit Hilfe von Röntgenfilmen gezeigt werden, dass die Form der Nahtgeometrie maßgeblich durch die Kapillarform vorgegeben wird. Eine Herausforderung beim Schweißen von Kupfer ist die geringe Absorption von gerade einmal 5 % bei einem kalten Werkstück, also zu Prozessbeginn. Hohe Rückre- flexe können dabei zu Schädigungen in den optischen Komponenten führen. Eine hö- here Absorption kann mit einer kürzeren Wellenlänge, z. B. mit einem frequenzver- doppelten Lasersystem erreicht werden. Damit kann die Absorption beim Prozessstart etwa versiebenfacht werden, so dass die Rückreflexe stark reduziert werden. Aller- dings zeigt die vorliegende Arbeit auch, dass diese neuartigen im „grünen“ emittieren- den cw-Laser in ihrer Leistung noch sehr stark begrenzt sind, so dass in Kupfer bei einer maximalen Ausgangsleistung von P = 100 W und bei einem Fokusdurchmesser von df = 25 μm nur etwa 100 μm Einschweißtiefe realisiert werden können. Diese Einschweißtiefe ist für die meisten industriellen Einsatzgebiete nicht ausreichend. Um eine größere Einschweißtiefe zu erreichen und trotzdem auf eine höhere Absorption bei Prozessstart nicht verzichten zu müssen, wird in dieser Arbeit ein Kombinations- prozess (auch Hybridprozess genannt) vorgestellt. Dieser kombiniert einen handelsüb- lichen Scheibenlaser (O = 1030 nm) mit einem frequenzverdoppelten Scheibenlaser (O = 515 nm). Der grüne Laserstrahl (df = 25 μm) läuft in einem Abstand von 100 μm vor dem IR Strahl (df = 100 μm). Der große Abstand zwischen den Laserstrahlen wur- de gewählt, um eine Wechselwirkung zwischen der durch den grünen Laserstrahl ge- öffneten Kapillare und der des IR Strahls auszuschließen. Der grüne Laserstrahl heizt oder schmilzt die Kupferoberfläche auf. Dabei steigt die Absorption im Auftreffbe- reich des IR Strahls an. Numerische Rechnungen zeigen, dass in der Wechselwir- kungszone in welcher der IR-Strahl auftrifft, durch Aufheizen des grünen Laserstrahls eine Steigerung der Absorption von 5 % auf 11 % erfolgt. Schweißexperimente bestä- tigen die Vorhersagen und zeigen, dass mit dem Hybridprozess die Tiefschweiß- schwelle abgesenkt werden kann. Für den beschriebenen Hybridprozess sind zwei Laserstrahlquellen sowie auch zwei sehr genau zueinander justierte Bearbeitungsköpfe notwendig. Die hohe Komplexität der Bearbeitungskopfanordnung und die daraus resultierenden hohen Kosten be- schränken den Einsatz des Hybridprozesses auf sehr wenige spezifische industrielle Applikationen. Trotzdem lassen die vielversprechenden Versuche mit dem Hybridpro- 140 7 Zusammenfassung zess weitere Forschungsarbeiten an Laserstrahlquellen sinnvoll erscheinen. Diese soll- ten zumindest am Prozessbeginn genügend „grüne“ Laserleistung zur Verfügung stel- len, so dass ein gut kontrollierbarer Tiefschweißprozess in Kupferwerkstoffe gestartet werden kann. Diese Arbeit zeigt, dass eine höhere Strahlqualität viele Vorteile mit sich bringt, die für industrielle Anwendungen entscheidend sind, wenn die Übertragung der Strahlung auf das Werkstück ohne eine Intensitätsabschwächung erfolgt. 8 Literatur- und Quellenverzeichnis [1] N.N.: DIN EN 14610: Schweißen und verwandte Prozesse – Begriffe für Me- tallschweißprozesse, Februar 2005. [2] N.N.: DIN 1910-1: Schweißen – Begriffe, Einteilung der Schweißverfahren. Berlin: Beuth Verlag, 1997. [3] N.N.: DIN 1910-2: Schweißen – Schweißen von Metallen – Verfahren. Berlin: Beuth Verlag, 1997. 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Herrn Dr. Ruedi Weber möchte ich herzlichst dafür danken, dass er mir genügend Freiräume eingeräumt hat. Somit war es mir möglich trotz zahlreicher Aufgaben am Institut und der Gruppenleitung der Makrobearbeitung an meiner Dissertation zu arbei- ten. Er stand mir immer mit wertvollem Rat tatkräftig zur Seite. Meinen Kollegen Christiane Thiel, Felix Abt, Andreas Heider, Peter Stritt, Rainer Schuster und Volkher Onuseit möchte ich für die schöne und sehr produktive gemein- same Zeit danken. Auch alle Kollegen der Laserentwicklung und der Präzisionsbear- beitungsgruppe leisteten wichtige Beiträge für meine fachliche Horizonterweiterung. Ein ganz besonderer Dank geht an die zahlreichen Studenten, die mich im Rahmen ihrer Hiwi-Tätigkeiten, Studien- und Diplomarbeiten unterstützt haben. Ohne diese Zuarbeit würde die vorliegende Arbeit nicht in dieser Form existieren. Nicht zuletzt möchte ich meiner Frau Simone danken. Ihr Verzicht, Ihre Geduld und Ihre Unterstützung waren die Basis zur zügigen Fertigstellung dieser Dissertation. Schließlich möchte ich an dieser Stelle meinen Eltern Ilse und Heinz Heß ganz herz- lich danken. Sie ermöglichten mein Studium und somit auch die vorliegende Arbeit. Kernen-Rommelshausen, im Juni 2012 Axel Heß Laser in der Materialbearbeitung Forschungsberichte des IFSW (Institut für Strahlwerkzeuge) Herausgegeben von Prof. Dr.-Ing. habil. Helmut Hügel, Universität Stuttgart Forschungsberichte des IFSW von 1992 bis 1999 erschienen im Teubner Verlag, Stuttgart Zoske, Uwe Modell zur rechnerischen Simulation von Laser- resonatoren und Strahlführungssystemen 1992, 186 Seiten, ISBN 3-519-06205-4 Gorriz, Michael Adaptive Optik und Sensorik im Strahlführungs- system von Laserbearbeitungsanlagen 1992, vergriffen, ISBN 3-519-06206-2 Mohr, Ursula Geschwindigkeitsbestimmende Strahleigenschaf- ten und Einkoppelmechanismen beim CO2- Laserschneiden von Metallen 1993, 130 Seiten, ISBN 3-519-06207-0 Rudlaff, Thomas Arbeiten zur Optimierung des Umwandlungshär- tens mit Laserstrahlen 1993, 152 Seiten, ISBN 3-519-06208-9 Borik, Stefan Einfluß optischer Komponenten auf die Strahl- qualität von Hochleistungslasern 1993, 200 Seiten, ISBN 3-519-06209-7 Paul, Rüdiger Optimierung von HF-Gasentladungen für schnell längsgeströmte CO2-Laser 1994, 149 Seiten, ISBN 3-519-06210-0 Wahl, Roland Robotergeführtes Laserstrahlschweißen mit Steuerung der Polarisationsrichtung 1994, 150 Seiten, ISBN 3-519-06211-9 Frederking, Klaus-Dieter Laserlöten kleiner Kupferbauteile mit geregelter Lotdrahtzufuhr 1994, 139 Seiten, ISBN 3-519-06212-7 Grünewald, Karin M. 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Abtragen metallischer und keramischer Werkstof- fe mit Excimerlasern 1994, 192 Seiten, ISBN 3-519-06215-1 Holzwarth, Achim Ausbreitung und Dämpfung von Stoßwellen in Excimerlasern 1994, 153 Seiten, ISBN 3-519-06216-X Dausinger, Friedrich Strahlwerkzeug Laser: Energieeinkopplung und Prozeßeffektivität 1995, 143 Seiten, ISBN 3-519-06217-8 Meiners, Eckhard Abtragende Bearbeitung von Keramiken und Metallen mit gepulstem Nd:YAG-Laser als zwei- stufiger Prozeß 1995, 120 Seiten, ISBN 3-519-06222-4 Beck, Markus Modellierung des Lasertiefschweißens 1996, 160 Seiten, ISBN 3-519-06218-6 Breining, Klaus Auslegung und Vermessung von Gasentladungs- strecken für CO2-Hochleistungslaser 1996, 131 Seiten, ISBN 3-519-06219-4 Griebsch, Jürgen Grundlagenuntersuchungen zur Qualitätssiche- rung beim gepulsten Lasertiefschweißen 1996, 133 Seiten, ISBN 3-519-06220-8 Krepulat, Walter Aerodynamische Fenster für industrielle Hoch- leistungslaser 1996, 144 Seiten, ISBN 3-519-06221-6 Xiao, Min Vergleichende Untersuchungen zum Schneiden dünner Bleche mit CO2- und Nd:YAG-Lasern 1996, 118 Seiten, ISBN 3-519-06223-2 Glumann, Christiane Verbesserte Prozeßsicherheit und Qualität durch Strahlkombination beim Laserschweißen 1996, 143 Seiten, ISBN 3-519-06224-0 Gross, Herbert Propagation höhermodiger Laserstrahlung und deren Wechselwirkung mit optischen Systemen 1996, 191 Seiten, ISBN 3-519-06225-9 Rapp, Jürgen Laserschweißeignung von Aluminiumwerkstoffen für Anwendungen im Leichtbau 1996, 202 Seiten, ISBN 3-519-06226-7 Wittig, Klaus Theoretische Methoden und experimentelle Ver- fahren zur Charakterisierung von Hochleistungs- laserstrahlung 1996, 198 Seiten, ISBN 3-519-06227-5 Grünenwald, Bernd Verfahrensoptimierung und Schichtcharakterisie- rung beim einstufigen Cermet-Beschichten mit- tels CO2-Hochleistungslaser 1996, 160 Seiten, ISBN 3-519-06229-1 Lee, Jae-Hoon Laserverfahren zur strukturierten Metallisierung 1996, 154 Seiten, ISBN 3-519-06232-1 Albinus, Uwe N. 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Lasergestützte Abscheidung dünner Edelmetall- schichten zum Heißgaskorrosionsschutz für Mo- lybdän 1998, 163 Seiten, ISBN 3-519-06236-4 Hack, Rüdiger System- und verfahrentechnischer Vergleich von Nd:YAG- und CO2-Lasern im Leistungsbereich bis 5 kW 1998, 165 Seiten, ISBN 3-519-06237-2 Krupka, René Photothermische Charakterisierung optischer Komponenten für Hochleistungslaser 1998, 139 Seiten, ISBN 3-519-06238-0 Pfeiffer, Wolfgang Fluiddynamische und elektrophysikalisch opti- mierte Entladungsstrecken für CO2- Hochleistungslaser 1998, 152 Seiten, ISBN 3-519-06239-9 Volz, Robert Optimiertes Beschichten von Gußeisen-, Alumi- nium- und Kupfergrundwerkstoffen mit Lasern 1998, 133 Seiten, ISBN 3-519-06240-2 Bartelt-Berger, Lars Lasersystem aus kohärent gekoppelten Grund- mode-Diodenlasern 1999, 135 Seiten, ISBN 3-519-06241-0 Müller-Hummel, Peter Entwicklung einer Inprozeßtemperaturmeßvor- richtung zur Optimierung der laserunterstützten Zerspanung 1999, 139 Seiten, ISBN 3-519-06242-9 Rohde, Hansjörg Qualitätsbestimmende Prozeßparameter beim Einzelpulsbohren mit einem Nd:YAG-Slablaser 1999, 171 Seiten, ISBN 3-519-06243-7 Huonker, Martin Strahlführung in CO2- Hochleistungslasersystemen zur Materialbearbei- tung 1999, 121 Seiten, ISBN 3-519-06244-5 Callies, Gert Modellierung von qualitäts- und effektivitätsbe- stimmenden Mechanismen beim Laserabtragen 1999, 119 Seiten, ISBN 3-519-06245-3 Schubert, Michael E. Leistungsskalierbares Lasersystem aus faserge- koppelten Singlemode-Diodenlasern 1999, 105 Seiten, ISBN 3-519-06246-1 Kern, Markus Gas- und magnetofluiddynamische Maßnahmen zur Beeinflussung der Nahtqualität beim Laser- strahlschweißen 1999, 132 Seiten, ISBN 3-519-06247-X Raiber, Armin Grundlagen und Prozeßtechnik für das Lasermik- robohren technischer Keramiken 1999, 135 Seiten, ISBN 3-519-06248-8 Laser in der Materialbearbeitung Forschungsberichte des IFSW (Institut für Strahlwerkzeuge) Herausgegeben von Prof. Dr.-Ing. habil. Helmut Hügel, Universität Stuttgart Forschungsberichte des IFSW ab 2000 erschienen im Herbert Utz Verlag, München Schittenhelm, Henrik Diagnostik des laserinduzierten Plasmas beim Abtragen und Schweißen 2000, 141 Seiten, ISBN 3-89675-712-1 Stewen, Christian Scheibenlaser mit Kilowatt-Dauerstrichleistung 2000, 145 Seiten, ISBN 3-89675-763-6 Schmitz, Christian Gaselektronische Analysemethoden zur Optimie- rung von Lasergasentladungen 2000, 107 Seiten, ISBN 3-89675-773-3 Karszewski, Martin Scheibenlaser höchster Strahlqualität 2000, 132 Seiten, ISBN 3-89675-785-7 Chang, Chin-Lung Berechnung der Schmelzbadgeometrie beim Laserstrahlschweißen mit Mehrfokustechnik 2000, 141 Seiten, ISBN 3-89675-825-X Haag, Matthias Systemtechnische Optimierungen der Strahlqua- lität von Hochleistungsdiodenlasern 2000, 166 Seiten, ISBN 3-89675-840-3 Bahnmüller, Jochen Charakterisierung gepulster Laserstrahlung zur Qualitätssteigerung beim Laserbohren 2000, 138 Seiten, ISBN 3-89675-851-9 Schellhorn, Martin Carl Johannes CO-Hochleistungslaser: Charakteristika und Einsatzmöglichkeiten beim Schweißen 2000, 142 Seiten, ISBN 3-89675-849-7 Angstenberger, Birgit Fliehkraftunterstütztes Laserbeschichten 2000, 153 Seiten, ISBN 3-89675-861-6 Bachhofer, Andreas Schneiden und Schweißen von Aluminium- werkstoffen mit Festkörperlasern für den Karos- seriebau 2001, 194 Seiten, ISBN 3-89675-881-0 Breitschwerdt, Sven Qualitätssicherung beim Laserstrahlschweißen 2001, 150 Seiten, ISBN 3-8316-0032-5 Mochmann, Gunter Laserkristallisation von Siliziumschichten auf Glas- und Kunststoffsubstraten für die Her- stellung verbesserter Dünnschichttransistoren 2001, 170 Seiten, ISBN 3-89675-811-X Herrmann, Andreas Fertigungsorientierte Verfahrensentwicklung des Weichlötens mit Diodenlasern 2002, 133 Seiten, ISBN 3-8316-0086-4 Mästle, Rüdiger Bestimmung der Propagationseigenschaften von Laserstrahlung 2002, 147 Seiten, ISBN 3-8316-0113-5 Voß, Andreas Der Scheibenlaser: Theoretische Grundlagen des Dauerstrichbetriebs und erste experimentelle Ergebnisse anhand von Yb:YAG 2002, 195 Seiten, ISBN 3-8316-0121-6 Müller, Matthias G. Prozessüberwachung beim Laserstrahlschwei- ßen durch Auswertung der reflektierten Leistung 2002, 122 Seiten, ISBN 3-8316-0144-5 Abeln, Tobias Grundlagen und Verfahrenstechnik des reaktiven Laserpräzisionsabtragens von Stahl 2002, 138 Seiten, ISBN 3-8316-0137-2 Erhard, Steffen Pumpoptiken und Resonatoren für den Scheibenlaser 2002, 184 Seiten, ISBN 3-8316-0173-9 Contag, Karsten Modellierung und numerische Auslegung des Yb:YAG-Scheibenlasers 2002, 155 Seiten, ISBN 3-8316-0172-0 Krastel, Klaus Konzepte und Konstruktionen zur laserintegrier- ten Komplettbearbeitung in Werkzeugmaschinen 2002, 140 Seiten, ISBN 3-8316-0176-3 Staud, Jürgen Sensitive Werkzeuge für ein neues Montage- konzept in der Mikrosystemtechnik 2002, 122 Seiten, ISBN 3-8316-0175-5 Schinzel, Cornelius M. Nd:YAG-Laserstrahlschweißen von Aluminium- werkstoffen für Anwendungen im Automobilbau 2002, 177 Seiten, ISBN 3-8316-0201-8 Sebastian, Michael Grundlagenuntersuchungen zur Laser-Plasma- CVD Synthese von Diamant und amorphen Koh- lenstoffen 2002, 153 Seiten, ISBN 3-8316-0200-X Lücke, Bernd Kohärente Kopplung von Vertikalemitter-Arrays 2003, 120 Seiten, ISBN 3-8316-0224-7 Hohenberger, Bernd Laserstrahlschweißen mit Nd:YAG-Doppelfokus- technik – Steigerung von Prozeßsicherheit, Fle- xibilität und verfügbarer Strahlleistung 2003, 128 Seiten, ISBN 3-8316-0223-9 Jasper, Knut Neue Konzepte der Laserstrahlformung und -führung für die Mikrotechnik 2003, 152 Seiten, ISBN 3-8316-0205-0 Heimerdinger, Christoph Laserstrahlschweißen von Aluminiumlegierungen für die Luftfahrt 2003, 112 Seiten, ISBN 3-8316-0256-5 Christoph Fleig Evaluierung eines Messverfahrens zur genauen Bestimmung des Reflexionsgrades optischer Komponenten 2003, 150 Seiten, ISBN 3-8316-0274-3 Joachim Radtke Herstellung von Präzisionsdurchbrüchen in ke- ramischen Werkstoffen mittels repetierender Laserbearbeitung 2003, 150 Seiten, ISBN 3-8316-0285-9 Michael Brandner Steigerung der Prozesseffizienz beim Löten und Kleben mit Hochleistungsdiodenlasern 2003, 195 Seiten, ISBN 3-8316-0288-3 Reinhard Winkler Porenbildung beim Laserstrahlschweissen von Aluminium-Druckguss 2004, 153 Seiten, ISBN 3-8316-0313-8 Helmut Kindler Optische und gerätetechnische Entwicklungen zum Laserstrahlspritzen 2004, 117 Seiten, ISBN 3-8316-0315-4 Andreas Ruf Modellierung des Perkussionsbohrens von Metal- len mit kurz- und ultrakurzgepulsten Lasern 2004, 140 Seiten, ISBN 3-8316-0372-3 Guido Hergenhan Kohärente Kopplung von Vertikalemittern – Sys- temkonzept und experimentelle Verifizierung 2004, 115 Seiten, ISBN 3-8316-0376-6 Klaus Goth Schweißen von Mischverbindungen aus Alumini- umguß- und Knetlegierungen mit CO2-Laser unter besonderer Berücksichtigung der Nahtart 2004, 143 Seiten, ISBN 3-8316-0427-4 Armin Strauch Effiziente Lösung des inversen Problems beim Laserstrahlschweißen durch Simulation und Experiment 2004, 169 Seiten, ISBN 3-8316-0425-8 Thomas Wawra Verfahrensstrategien für Bohrungen hoher Präzi- sion mittels Laserstrahlung 2004, 162 Seiten, ISBN 3-8316-0453-3 Michael Honer Prozesssicherungsmaßnahmen beim Bohren metallischer Werkstoffe mittels Laserstrahlung 2004, 113 Seiten, ISBN 3-8316-0441-x Thomas Herzinger Prozessüberwachung beim Laserbohren von Turbinenschaufeln 2004, 143 Seiten, ISBN 3-8316-0443-6 Reiner Heigl Herstellung von Randschichten auf Aluminium- gusslegierungen mittels Laserstrahlung 2004, 173 Seiten, ISBN 3-8316-0460-6 Laser in der Materialbearbeitung Forschungsberichte des IFSW (Institut für Strahlwerkzeuge) Herausgegeben von Prof. Dr. phil. nat. habil. Thomas Graf, Universität Stuttgart Forschungsberichte des IFSW ab 2005 erschienen im Herbert Utz Verlag, München Thomas Fuhrich Marangoni-effekt beim Laserstrahltiefschweißen von Stahl 2005, 163 Seiten, ISBN 3-8316-0493-2 Daniel Müller Pulsenergiestabilität bei regenerativen Kurzpuls- verstärkern im Scheibenlaserdesign 2005, 172 Seiten, ISBN 3-8316-0508-4 Jiancun Gao Neodym-dotierte Quasi-Drei-Niveau-Scheiben- laser: Hohe Ausgangsleistung und Frequenzver- dopplung 2005, 148 Seiten, ISBN 3-8316-0521-1 Wolfgang Gref Laserstrahlschweißen von Aluminiumwerkstoffen mit der Fokusmatrixtechnik 2005, 136 Seiten, ISBN 3-8316-0537-8 Michael Weikert Oberflächenstrukturieren mit ultrakurzen Laser- pulsen 2005, 116 Seiten, ISBN 3-8316-0573-4 Julian Sigel Lasergenerieren metallischer Bauteile mit variab- lem Laserstrahldurchmesser in modularen Ferti- gungssystemen 2006, 132 Seiten, ISBN 3-8316-0572-6 Andreas Ruß Schweißen mit dem Scheibenlaser-Potentiale der guten Fokussierbarkeit 2006, 142 Seiten, ISBN 3-8316-0580-7 Gabriele Seibold Absorption technischer Oberflächen in der La- sermaterialbearbeitung 2006, 156 Seiten, ISBN 3-8316-0618-8 Dirk Lindenau Magnetisch beeinflusstes Laserstrahlschweißen 2007, 180 Seiten, ISBN 978-3-8316-0687-0 Jens Walter Gesetzmäßigkeiten beim Lasergenerieren als Basis für die Prozesssteuerung und –regelung 2008, 140 Seiten, ISBN 978-3-8316-0770-9 Heiko Ridderbusch Longitudinal angeregte passiv gütegeschaltete Laserzündkerze 2008, 175 Seiten, ISBN 978-3-8316-0840-9 Markus Leimser Strömungsinduzierte Einflüsse auf die Nahtei- genschaften beim Laserstrahlschweißen von Aluminiumwerkstoffen 2009, 150 Seiten, ISBN 978-3-8316-0854-6 Mikhail Larionov Kontaktierung und Charakterisierung von Kristal- len für Scheibenlaser 2009, 186 Seiten, ISBN 978-3-8316-0855-3 Jürgen Müller-Borhanian Kamerabasierte In-Prozessüberwachung beim Laserstrahlschweißen 2009, 162 Seiten, ISBN 978-3-8316-0890-4 Andreas Letsch Charakterisierung allgemein astigmatischer La- serstrahlung mit der Methode der zweiten Mo- mente 2009, 176 Seiten, ISBN 978-3-8316-0896-6 Thomas Kübler Modellierung und Simulation des Halbleiterschei- benlasers 2009, 152 Seiten, ISBN 978-3-8316-0918-5 Günter Ambrosy Nutzung elektromagnetischer Volumenkräfte beim Laserstrahlschweißen 2009, 170 Seiten, ISBN 978-3-8316-0925-3 Agnes Ott Oberflächenmodifikation von Aluminiumlegierun- gen mit Laserstrahlung: Prozessverständnis und Schichtcharakterisierung 2010, 226 Seiten, ISBN 978-3-8316-0959-8 Detlef Breitling Gasphaseneinflüsse beim Abtragen und Bohren mit ultrakurz gepulster Laserstrahlung 2010, 200 Seiten, ISBN 978-3-8316-0960-4 Dmitrij Walter Online-Qualitätssicherung beim Bohren mittels ultrakurz gepulster Laserstrahlung 2010, 156 Seiten, ISBN 978-3-8316-0968-0 Jan-Philipp Weberpals Nutzen und Grenzen guter Fokussierbarkeit beim Laserstrahlschweißen 2010, 154 Seiten, ISBN 978-3-8316-0995-6 Angelika Beyertt Yb:KYW regenerativer Verstärker für ultrakurze Pulse 2010, 166 Seiten, ISBN 978-3-8316-4002-7 Christian Stolzenburg Hochrepetierende Kurzpuls-Scheibenlaser im infraroten und grünen Spektralbereich 2011, 184 Seiten, ISBN 978-3-8316-4041-6 Svent-Simon Beyertt Quantenfilm-Pumpen zur Leistungsskalierung von Halbleiter-Scheibenlasern 2011, 130 Seiten, ISBN 978-3-8316-4051-5 Sonja Kittel Verzugsarmes Laserstrahlschweißen an axial- symmetrischen Bauteilen 2011, 162 Seiten, ISBN 978-3-8316-4088-1 Andrey Andreev Schweißen mit dem Scheibenlaser im Getriebe- bau – Prozessmerkmale und Anlagenkonzepte 2011, 140 Seiten, ISBN 978-3-8316-4103-1 Christian Föhl Einsatz ultrakurz gepulster Laserstrahlung zum Präzisionsbohren von Metallen 2011, 156 Seiten, ISBN 978-3-8316-4120-8 Andreas Josef Birnesser Prozessregelung beim Laserstrahlschweißen 2011, 150 Seiten, ISBN 978-3-8316-4133-8 Christoph Neugebauer Thermisch aktive optische Bauelemente für den resonatorinternen Einsatz beim Scheibenlaser 2012, 220 Seiten, ISBN 978-3-8316-4178-9 Andreas Dauner Fluidmechanische Maßnahmen zur Reduzierung von Schmelzablagerungen beim Hochgeschwindigkeitslaserbohren 2012, 150 Seiten, ISBN 978-3-8316-4194-9 Axel Heß Vorteile und Herausforderungen beim Laserstrahlschweißen mit Strahlquellen höchster Fokussierbarkeit 2012, 164 Seiten, ISBN 978-3-8316-4198-7