FORSCHUNGSVEREINIGUNG AUTOMOBILTECHNIK … · Aluminium-Mischverbindungen in industrienahen Anwendungen umzusetzen. In diesem ... Dehngrenze N/mm² 180–250 35 Bruchdehnung % 30

F A T - S C H R I F T E N R E I H EF O R S C H U N G S V E R E I N I G U N G A U T O M O B I L T E C H N I K E . V .

288

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Laserstrahlschweißen von anwendungsnahen

Stahl-Aluminium-Mischverbindungen

für den automobilen Leichtbau

Forschungsstelle

Laser Zentrum Hannover e.V.

Autoren

Oliver Seffer

Ronny Pfeifer

Das Forschungsprojekt wurde mit Mitteln der Forschungsvereinigung Automobiltechnik e. V.

(FAT) gefördert.

Inhaltsverzeichnis III

Laserstrahlschweißen von anwendungsnahen Stahl-Aluminium-Mischverbindungen für den automobilen Leichtbau

INHALTSVERZEICHNIS

1 EINLEITUNG ....................................................................................................................................... 1

2 STAND VON WISSENSCHAFT UND TECHNIK ............................................................................... 3

3 ANLAGENTECHNIK, PROZESSTECHNIK UND WERKSTOFFE .................................................... 6

4 ERGEBNISÜBERSICHT ..................................................................................................................... 9

5 ERGEBNISSE – UNGEREGELTE SCHWEISSUNTERSUCHUNGEN ........................................... 10

5.1 Schweißuntersuchungen an HC340LA+ZE / AA6016-T4 ..................................................... 10

5.1.1 Variation der Streckenenergie (Vorschubgeschwindigkeit v) ........................................... 10 5.1.2 Erhöhung der Anzahl der Schweißnähte .......................................................................... 11 5.1.3 Variation der Nahtkonfiguration ........................................................................................ 12 5.1.4 µ-CT Untersuchungen an kontinuierlichen Nähten und Steppnähten .............................. 14 5.1.5 Einfluss des Schutzgases ................................................................................................. 15

5.2 Schweißuntersuchungen an 22MnB5+AS / AA6016-T4 ....................................................... 17

5.2.1 Variation der Streckenenergie, t = 1,25 mm (Vorschubgeschwindigkeit v) ...................... 17 5.2.2 Variation der Streckenenergie, t = 2,3 mm (Vorschubgeschwindigkeit v) ........................ 18 5.2.3 Erhöhung der Anzahl der Schweißnähte .......................................................................... 19 5.2.4 Variation der Nahtkonfiguration ........................................................................................ 20 5.2.5 µ-CT Untersuchungen an kontinuierlichen Nähten und Steppnähten .............................. 21

5.3 Schweißuntersuchungen an HC380LA+ZE / AA6016-T4 und HCT780X+ZE / AA6016-T4 . 23 5.4 Vergleich der verschiedenen Materialkombinationen............................................................ 24 5.5 Weiterführende Zusatzuntersuchungen ................................................................................ 26

5.5.1 Härteprüfung ..................................................................................................................... 26 5.5.2 Schwingfestigkeitsprüfung ................................................................................................ 28 5.5.3 Variation der Spaltbreite ................................................................................................... 31 5.5.4 Dreiblechverbindung ......................................................................................................... 33 5.5.5 Kombination Laserstrahlschweißen und Kleben ............................................................... 34 5.5.6 Einfluss einer Ölbenetzung ............................................................................................... 36

6 ERGEBNISSE – GEREGELTE SCHWEISSUNTERSUCHUNGEN ................................................ 39

6.1 Geregelte Schweißuntersuchungen an HC340LA+ZE / AA6016-T4 .................................... 39 6.2 Geregelte Schweißuntersuchungen an 22MnB5+AS / AA6016-T4 ...................................... 44

7 ERGEBNISSE – DEMONSTRATORFERTUNG .............................................................................. 47

8 ZUSAMMENFASSUNG .................................................................................................................... 49

9 DANKSAGUNG ................................................................................................................................ 53

10 LITERATURVERZEICHNIS ............................................................................................................. 54

1 Einleitung 1


1 EINLEITUNG

Ziel des vorgestellten Forschungsvorhabens war, die im abgeschlossenen Forschungsvor-

haben „Laserstrahlschweißen von Stahl an Aluminium mittels spektroskopischer Kontrolle

der Einschweißtiefe und erhöhter Anbindungsbreite durch zweidimensional ausgeprägte

Schweißnähte (StAlKo)“ erworbenen Erkenntnisse zum Laserstrahlschweißen von Stahl-

Aluminium-Mischverbindungen in industrienahen Anwendungen umzusetzen. In diesem

Rahmen wurden die in Tabelle 3 (vgl. Abschnitt 3) aufgeführten Werkstoffkombinationen mit-

tels Laserstrahlschweißen gefügt und anhand metallographischer Analysen von Quer- und

Längsschliffen sowie anhand von Scherzugprüfungen in Anlehnung an EN ISO 14273, u. a.

in Abhängigkeit der Streckenenergie, bewertet und charakterisiert, wobei der Schwerpunkt

auf die primären Materialkombinationen (HC340LA+ZE / AA6016-T4 und 22MnB5+AS /

AA6016-T4) gelegt wurde. Darüber hinaus wurden ausgewählte Mischverbindungen in An-

lehnung an EN ISO 14272 mittels Kopfzugprüfung, in Anlehnung an ISO 22826 mittels Här-

teprüfungen nach Vickers und in Anlehnung an EN ISO 14324 mittels Schwingfestigkeitsprü-

fung charakterisiert sowie hinsichtlich einer Detektion evtl. enthaltener Schweißnahtunregel-

mäßigkeiten in Anlehnung an EN ISO 13919-1 und EN ISO 13919-2 mittels µ-CT analysiert.

In Hinblick auf Funktion und Nutzen der Einschweißtiefenregelung wurden für die primären

Materialkombinationen geregelte und ungeregelte Schweißversuche durchgeführt, um den

Einfluss auf die mechanischen Eigenschaften, insbesondere hinsichtlich einer Erhöhung der

tragenden Länge von Steppnähten, zu untersuchen. Zusätzlich wurde analysiert, ob und wie

ein variierendes Spaltmaß durch die Prozessregelung ausgeglichen werden kann.

Abschließend wurde in Absprache mit dem Betreuerkreis aus dem FAT-Arbeitskreis 17

(Leichtbau) ein ausgewähltes Demonstratorbauteil gefügt, welches eine Verbindung zwi-

schen einem Dachquerträger in Leichtbauweise und einer weiteren Dachstruktur der Karos-

serie nachgestellt.

Die innerhalb des abgeschlossenen Vorhabens „StAlKo“ durchgeführten Untersuchungen

zum Laserstrahlschweißen von Stahl- und Aluminiumblechen (Blechdicke t < 2 mm, Werk-

stoffkombination: HC340LA+ZE / AA6016-T4 und HC340LA+ZE / AA5182-O) zeigten, dass

eine geringe Einschweißtiefe bei möglichst breiter Anbindung hinsichtlich der minimierten

Ausbildung von nachteiligen intermetallischen Phasen (FexAly) und der damit übertragbaren

Kräfte besonders vorteilhaft ist. Eine Verwendung von mehreren Nähten nebeneinander (bis

zu drei) führte – bei konstanter Schwingfestigkeit – zu einer Erhöhung der übertragbaren

Bruchkräfte [KAI14]. Die erzeugten Schweißnähte wiesen unter Belastungen mit konstanten

Amplituden eine Schwingfestigkeit auf, die mit der Schwingfestigkeit der laserstrahlge-

schweißten dünnwandigen Schweißverbindungen aus Aluminium vergleichbar ist. Unter Be-

lastungen mit variablen Amplituden wurden aber zum Teil Schadenssummen Dtat ≈ 0,2 erhal-

ten, welche unterhalb der üblichen Werte für Schweißverbindungen liegen [KAI14].

1 Einleitung 2


Ziel der entwickelten Regelung war die Erhöhung der Prozessstabilität durch eine spektro-

skopische Kontrolle der Einschweißtiefe. Dabei sollte die Intensität der aluminiumspezifi-

schen Prozessstrahlung (λ = 396,16 nm) detektiert und dieses Signal als Stellgröße für die

Laserstrahlleistung PL genutzt werden (Blechanordnung: Stahlblech auf Aluminiumblech).

Generell konnte im Leistungsbereich von PL = 3,4 – 3,65 kW eine Korrelation zwischen der

Intensität der Wellenlänge von λ = 396,16 nm und der Einschweißtiefe nachgewiesen wer-

den [KAI14]. Aufgrund der zu geringen Regelgeschwindigkeit wurde das Spektrometer durch

eine Photodiode ersetzt, sodass reale Regelfrequenzen von 2,1 kHz erreicht werden konnten

[KAI14]. Generell zeigte sich eine Reduzierung der Einschweißtiefe beim geregelten Pro-

zess, metallographisch zeigten die Querschliffe für die untersuchten Werkstoffkombinationen

nur geringe Unterschiede zwischen ungeregeltem und geregeltem Prozess. Zusätzlich konn-

ten Störgrößen in Form von Blechdickensprüngen durch die Regelung erfasst und bzgl. einer

gleichbleibenden Intensität erfolgreich ausgeglichen werden, wobei auch hier die Schliffbilder

der Quer- und Längsschliffe beim ungeregelten und geregelten Schweißprozess nur geringe

Unterschiede aufwiesen [KAI14]. Dies lässt sich darauf zurückführen, dass sowohl für die ge-

regelt als auch für die ungeregelten Schweißversuche eine optimale Schweißnahtvorberei-

tung durchgeführt wurde, der vorteilhafte Nutzen der Regelung also nicht zum Tragen kam.

Abschließend durchgeführte Längskompressionsversuche von lasergeschweißten Z-Crash-

Boxen im Fallwerk, zogen eine Trennung wenigstens einer der beiden Schweißnähte über

die gesamte Länge nach sich [KAI14].

Basierend auf den im abgeschlossenen Vorhaben „StAlKo“ gewonnenen Erkenntnissen soll-

te auf ausdrücklichen Wunsch des projektbegleitenden Ausschusses (PbA), das Laserstrahl-

schweißen weiterer Werkstoffkombinationen in einem gesonderten Vorhaben untersucht

werden, wobei der Schwerpunkt auf die primären Materialkombinationen (HC340LA+ZE /

AA6016-T4 und 22MnB5+AS / AA6016-T4) gelegt wurde. Neben der grundlegenden Opti-

mierung bzw. Anpassung der Prozessparameter für jede Werkstoffkombination, standen die

industriellen Anforderungen an die Fügeverbindung im Vordergrund. Im Rahmen des Vorha-

bens wurden die Einflüsse einer Streckenenergievariation (Vorschubgeschwindigkeit v), ei-

ner Nahtanzahlerhöhung sowie einer variierten Nahtkonfiguration (kontinuierliche Verbin-

dungen und Steppnähte) untersucht. Weiterhin wurden Untersuchungen bzgl. eines variie-

renden Spaltmaßes, Dreiblechverbindungen, einer Kombination von Kleb- und Schweißver-

bindung sowie eines Einflusses einer ölbenetzten Oberfläche durchgeführt.

2 Stand von Wissenschaft und Technik 3


2 STAND VON WISSENSCHAFT UND TECHNIK

Hinsichtlich der Etablierung von Leichtbaukonzepten im automobilen Bereich [BRÜ04] steht

insbesondere die hybride Werkstoffverbindung von Stahl (hohe Festigkeiten) und Aluminium

(geringes Gewicht) im Fokus des Interesses. Neben der resultierenden Gewichtseinsparung

durch die unterschiedlichen Dichten der Materialien (Al: 2,70 g/cm3, Fe: 7,85 g/cm3), wird

durch belastungsangepasste Formen und Blechstärken konstruktiv versucht, das Gewichts-

reduzierungspotential dieser hybriden Verbindung auszunutzen.

Dem hohen technologischen Potential stehen jedoch unterschiedliche prozesstechnische

und werkstoffkundliche Herausforderungen bei der Herstellung dieser Werkstoffkombination

entgegen [JOK03]. Neben den verbreiteten mechanischen Fügeverfahren (z. B. Nieten oder

Clinchen) [MAT03, BRÜ04, REG07, SIM07], dem Reibrührschweißen [KIM04, MER05,

vST07, MER11] und dem Kleben, wird derzeit insbesondere das thermischen Fügen von art-

ungleichen Stahl-Aluminium-Verbindungen intensiv erforscht. Dazu gehören sowohl unter-

schiedliche Lötverfahren, wie Flammlöten, Lichtbogenlöten [TRO11], Induktionslöten

[DEM12] und Laserstrahllöten [vdH08, vdH10], als auch Schweißverfahren wie das Laser-

strahlschweißen [KAI14]. Letzteres bietet neben einer hohen Prozessgeschwindigkeit

und -sicherheit [EIC98, ENG06] den Vorteil, dass keine Zusatzwerkstoffe erforderlich sind.

Zusätzlich ist die erreichbare Nahtqualität bzgl. der geometrischen Abmessungen und Naht-

oberflächen i. A. als exzellent zu bewerten.

Aufgrund der unterschiedlichen physikalischen Eigenschaften von Eisen und Aluminium (vgl.

Tabelle 1), treten beim thermischen Fügen von Stahlwerkstoffen mit Aluminiumlegierungen

jedoch grundsätzliche Schwierigkeiten auf. Dabei führen insbesondere die unterschiedlichen

Schmelztemperaturen, Wärmeleitfähigkeiten und Wärmeausdehnungen zu thermisch indu-

zierten Spannungen und Verzug im Bauteil.

Tabelle 1: Physikalische Eigenschaften von Eisen und Aluminium [STA09]

Einheit Eisen (Fe) Aluminium (Al)

Dichte g/cm3 7,85 2,70

Schmelzpunkt °C 1.536 660

Wärmeleitfähigkeit W/(mK) 75 238

Wärmeausdehnungskoeffizient 1/K 12,3 ∙ 10-6

23,8 ∙ 10-6

Elastizitätsmodul N/mm² 210.000 72.000

Zugfestigkeit N/mm² 270–410 80

Dehngrenze N/mm² 180–250 35

Bruchdehnung % 30 42

Werkstoffseitig sind Aluminium und Eisen bei Raumtemperatur nur zu einem sehr geringen

Anteil ineinander löslich. Die geringe Löslichkeit – abhängig von der Kristallstruktur, der



Atomradiendifferenz, der Elektronegativität und der chemischen Wertigkeit – führt beim

thermischen Fügen zu der Ausbildung sehr harter, intermetallischer Sprödphasen (hohe Mik-

rohärte, geringe Duktilität), welche wiederrum in einen Abfall der statischen und dynami-

schen Festigkeit innerhalb der Fügezone resultieren [STE11, STA09, RAD97]. Aufgrund der

komplexen Gitterverzerrungen, welche die Versetzungsbewegungen behindern, ist zusätz-

lich das Umformvermögen stark reduziert [RAD97]. Mögliche Verbindungen der Struktur

FexAly sind in Tabelle 2 aufgeführt. Aluminiumreiche Verbindungen wie FeAl2 oder Fe2Al5

weisen sehr hohe Härten auf, letztere ist aufgrund einer Besetzungsdichte von nur etwa

70 % besonders rissanfällig [RAD97].

Tabelle 2: Ausgewählte Eigenschaften der stabilen intermetallischen Phasen des Zweistoffsys-tems Eisen-Aluminium [ACH81]

Verbindung Al-Gehalt (at%) Aufbau Mikrohärte (HV)

Fe3Al 25 geordnete krz-Struktur 250-350

FeAl 50 geordnete krz-Struktur 400-520

Fe2Al7 63 komplexe krz-Struktur 650-680

FeAl2 66-67 kompl. rhombohedrale Struktur 1.000-1.050

Fe2Al5 69,7-73,2 krz-orthorhombische Struktur 1.000-1.100

FeAl3 74-76 kompl. monokline krz-Struktur 820-980

Die beschriebene Problematik wird in Abbildung 1 mittels metallographischen Längs- und

Querschliffen von laserstrahlgeschweißten Stahl-Aluminium-Mischverbindungen verdeutlicht.

Abbildung 1: Zunahme des Anteils von spröden intermetallischen Phasen von Stahl-Aluminium-Mischverbindungen bei sinkender Schweißgeschwindigkeit (oben: Längsschliff, unten: Querschliff) [KAI14]

Durch eine Verringerung der Vorschubgeschwindigkeit v von 4,7 m/min auf 3,8 m/min bei

konstanter Laserstrahlleistung PL nimmt die Einschweißtiefe infolge der zunehmenden Stre-

ckenenergie zu. Damit einher geht die Zunahme des in der Schmelze gelösten Aluminiums,

wodurch der Anteil intermetallischer Phasen, insbesondere im Übergangsbereich, erhöht

wird. Die daraus resultierende Entstehung von Rissen innerhalb der Fügeverbindung führt zu



einer geringen mechanischen Belastbarkeit sowie zu einem frühen Versagenszeitpunkt des

Bauteils.

Detaillierte Kenntnisse bzgl. geeigneter Prozessparameter in Verbindung mit einer prozess-

technischen Kontrolle der Einschweißtiefe bieten die Möglichkeit, den Fügeprozess in Hin-

blick auf Verlässlichkeit, Qualität und maximal erzielbare Festigkeiten zu optimieren. Dieser

Sachverhalt wurde im abgeschlossenen Forschungsvorhaben „Laserstrahlschweißen von

Stahl an Aluminium mittels spektroskopischer Kontrolle der Einschweißtiefe und erhöhter

Anbindungsbreite durch zweidimensional ausgeprägte Schweißnähte (StAlKo)“ (IGF-

Vorhaben 378 ZN / 1 der Forschungsvereinigung Automobiltechnik) untersucht [KAI14].

3 Anlagentechnik, Prozesstechnik und Werkstoffe 6


3 ANLAGENTECHNIK, PROZESSTECHNIK UND WERKSTOFFE

Im ersten Schritt wurde die Prozesstechnik von einer Portalanlage (Projekt „StAlKo“) auf ein

Robotersystem übertragen, um die Bearbeitung von fertigungsnahen, dreidimensionalen

Strukturen oder komplexen, zweidimensionalen Geometrien zu ermöglichen. Abbildung 2

stellt den an einem Roboter befestigten Bearbeitungskopf sowie eine in einer einfachen

Spannvorrichtung (Spannvorrichtung 1) fixierte Schweißprobe dar.

Abbildung 2: Versuchsaufbau zum robotergeführten Laserstrahlschweißen von Stahl an Aluminium

Der Bearbeitungskopf der Firma Scansonic beinhaltet eine Fokussierlinse mit einer Brenn-

weite von 250 mm und eine Kollimationslinse mit einer Brennweite von 120 mm. Unter Ver-

wendung einer Lichtleitfaser mit einem Faserdurchmesser von 400 µm ergibt sich ein Fokus-

durchmesser des Laserstrahls von ca. 830 µm. Als Laserstrahlquelle wird ein Festkörper-

Scheibenlaser TruDisk16002 der Firma Trumpf verwendet.

Zur Regelung der Laserleistung hinsichtlich einer gleichmäßigen Einschweißtiefe wurde der

im Projekt „StAlKo“ in verwendete Versuchsaufbau (Detektion der Prozessemissionen durch

Photodiode, Lab-View-Echtzeitregeleinheit) verwendet. Details dazu sind [KAI14] zu ent-

nehmen.

Die untersuchten Werkstoffkombinationen, die jeweils aus einer Paarung eines Stahlwerk-

stoffes und einer Aluminiumlegierung bestehen, sind in Tabelle 3 zusammen mit den ent-

sprechenden Blechdicken aufgeführt.

Tabelle 3: Werkstoffkombinationen

Kombination Werkstoff 1 Werkstoff 2

1 HC340LA+ZE (1,25 mm) AA6016-T4 (2,00 mm) bzw. AA5182-O (2,00 mm)

2 HC380LA+ZE (1,25 mm) AA6016-T4 (2,00 mm) bzw. AA5182-O (2,00 mm)

3 HCT780X+ZE (1,20 mm) AA6016-T4 (2,00 mm) bzw. AA5182-O (2,00 mm)

4 22MnB5+AS (1,25 mm) AA6016-T4 (2,00 mm) bzw. AA5182-O (2,00 mm)

5 22MnB5+AS (2,30 mm) AA6016-T4 (2,00 mm) bzw. AA5182-O (2,00 mm)



Insgesamt kamen bei den durchgeführten Untersuchungen zwei unterschiedliche Spannvor-

richtungen zum Einsatz, wobei die zweite Vorrichtung (vgl. Abbildung 3) erst zur Mitte der

Vorhabenslaufzeit zur Verfügung stand. Die Resultate der Schweißuntersuchungen ergaben,

dass unter Verwendung von Spannvorrichtung 2 deutlich höherwertigere Verbindungen und

stabilere Schweißprozesse erzielt werden konnten. Dieser Umstand liegt in den beobachte-

ten gleichmäßigeren Spannbedingungen begründet. In der folgenden Ergebnisdarstellung

wird deshalb auf die jeweilig eingesetzte Spannvorrichtung verwiesen, die bei den entspre-

chenden Untersuchungen zum Einsatz kam.

Abbildung 3: Spannvorrichtung 2 (zur Verfügung gestellt von der Johnson Controls GmbH)

Weiterhin wurde die Schweißnahtlänge gegenüber dem abgeschlossenen Forschungsvor-

haben „StAlKo“ [KAI14] auf 300 mm erhöht, wobei die erzeugten Laserstrahlschweißverbin-

dungen in der Sichtprüfung eine sehr gleichmäßige Nahtausprägung erzielten.

Abbildung 4: Aufnahme einer Schweißnahtoberseite einer Laserstrahlschweißverbindung an HC340LA+ZE / AA6016-T4

Aufgrund der erhöhten Schweißnahtlänge besteht die Möglichkeit, bis zu 10 Prüfproben

(bspw. Scherzugproben) je Schweißversuch (konstante Parameter) zu entnehmen. Dabei

werden die Prüfproben den Schweißproben mittels Laserstrahlschneiden berührungslos und

ohne wesentliche Krafteinbringung entnommen. Abbildung 5 zeigt eine schematische Dar-

stellung der Schweißproben- und Prüfprobengeometrie (am Beispiel einer Scherzugprobe).



Abbildung 5: Schematische Darstellung der Schweißproben- (li.) und Scherzugprobengeometrie (re.)

Die Charakterisierung der mittels Laserstrahlschweißen erzeugten Mischverbindungen um-

fasst, u. a. in Abhängigkeit der Streckenenergie, Scherzugprüfungen in Anlehnung an

EN ISO 14273 sowie eine metallographische Analyse von Quer- und Längsschliffen. Darüber

hinaus wurden ausgewählte Mischverbindungen in Anlehnung an EN ISO 14272 mittels

Kopfzugprüfung, in Anlehnung an ISO 22826 mittels Härteprüfungen nach Vickers und in An-

lehnung an EN ISO 14324 mittels Schwingfestigkeitsprüfung charakterisiert sowie hinsicht-

lich einer Detektion evtl. enthaltener Schweißnahtunregelmäßigkeiten in Anlehnung an

EN ISO 13919-1 und EN ISO 13919-2 mittels µ-CT analysiert.

4 Ergebnisübersicht 9


4 ERGEBNISÜBERSICHT

Die Ergebnisdarstellung ist in drei übergeordnete Themenbereiche (ungeregelte Schweißun-

tersuchungen, geregelte Schweißuntersuchungen, Demonstratorfertigung) untergliedert. Im

Folgenden wird der Inhalt der Themenbereiche zusammenfassend beschrieben.

Ungeregelte Schweißuntersuchungen (Abschnitt 5, ab S. 10)

In diesem Abschnitt werden die Ergebnisse der Schweißuntersuchungen für die primären

Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Abschnitt 5.1) sowie 22MnB5+AS /

AA6016-T4 (Abschnitt 5.2) ausführlich beschrieben. Des Weiteren werden die Ergebnisse für

die sekundären Materialkombinationen HC380LA+ZE / AA6016-T4 und HCT780X+ZE /

AA6016-T4 vorgestellt (Abschnitt 5.3). Anschließend werden die unterschiedlichen Material-

kombinationen bzgl. der Scherzugbruchkräfte zusammenfassend miteinander verglichen

(Abschnitt 5.4). Abschließend werden in Abschnitt 5.5 die Resultate der durchgeführten Zu-

satzuntersuchungen (Härteprüfung, Schwingfestigkeitsprüfung, variierendes Spaltmaß, Drei-

blechverbindungen, Kombination von Kleb- und Schweißverbindung, Einfluss einer Ölbenet-

zung) vorgestellt.

Geregelte Schweißuntersuchungen (Abschnitt 6, ab S. 39)

Im zweiten Teil der Ergebnisdarstellung werden die Resultate der Regelversuche dargestellt.

Hierbei wurde der Einfluss der Einschweißtiefenregelung auf die mechanischen Eigenschaf-

ten anhand der primären Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Abschnitt 6.1)

sowie 22MnB5+AS / AA6016-T4 (Abschnitt 6.2) untersucht. Zusätzlich wurde analysiert, ob

und wie ein variierendes Spaltmaß durch die Prozessregelung ausgeglichen werden kann.

Demonstratorfertigung (Abschnitt 7, ab S. 47)

Im dritten Teil der Ergebnisdarstellung wird abschließend die Demonstratorfertigung am Bei-

spiel einer Verbindung zwischen einem Dachquerträger und einer weiteren Dachstruktur der

Karosserie vorgestellt.

5 Ergebnisse – ungeregelte Schweißuntersuchungen 10


5 ERGEBNISSE – UNGEREGELTE SCHWEISSUNTERSUCHUNGEN

5.1 Schweißuntersuchungen an HC340LA+ZE / AA6016-T4

Im Folgenden werden die Ergebnisse der Schweißuntersuchungen der primären Material-

kombination HC340LA+ZE (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 (t = 2,00 mm) vorgestellt. Im ersten

Schritt wurde die optimale Streckenenergie bzgl. einer maximalen Scherzugbruchkraft ermit-

telt. Darauffolgend wurden Untersuchungen bzgl. der Kopfzugfestigkeit, des Einflusses der

Nahtanzahl, der Nahtkonfiguration und des Schutzgases durchgeführt.

5.1.1 Variation der Streckenenergie (Vorschubgeschwindigkeit v)

In Abbildung 6 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte von

Schweißverbindungen der primären Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 mit ei-

ner variierenden Vorschubgeschwindigkeit v gegenübergestellt.

Abbildung 6: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 2)

Wie erkennbar, bildet sich im Bereich einer Vorschubgeschwindigkeit v von 4,1 bis 4,7 m/min

ein Festigkeitsplateau aus (Fr = 3,7-3,9 kN). Eine geringere Vorschubgeschwindigkeit v, d. h.

eine höhere Streckenenergie, führt zu einer höheren Einschweißtiefe und einem veränderten

Durchmischungsverhältnis, wodurch die übertragbaren Kräften abnehmen. Auch bei einer

Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit v nehmen die maximal übertragbaren Kräfte ab, weil

bedingt durch die abnehmende Streckenenergie geringere Einschweißtiefen und Anbin-

dungsbreiten resultieren.

Neben der Scherzugfestigkeit wurde die Kopfzugfestigkeit der Proben in Anlehnung an

EN ISO 14272 untersucht. Unter Einsatz der zuvor mittels Scherzug ermittelten Prozesspa-

rameter (Vorschubgeschwindigkeit v = 4,5 m/min) wurden Kopfzugproben angefertigt und

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

3,9 4,1 4,3 4,5 4,7 4,9

Mit

telw

ert

de

r B

ruc

hk

raft

[N

]

Vorschubgeschwindigkeit [m/min]



anschließend einer Prüfung unterzogen. Abbildung 7 zeigt die zur Kopfzugprüfung verwen-

dete Vorrichtung sowie eine laserstrahlgeschweißte Kopfzugprobe der Materialkombination

HC340LA+ZE / AA6016-T4. Im Mittel wurde eine Kopfzugkraft (Bruchkraft) von

Fk = 435±14 N ermittelt.

Abbildung 7: Aufnahmen einer Kopfzugvorrichtung (links) und einer laserstrahlgeschweißten Kopf-zugprobe der Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (rechts)

Im Vergleich zu den Scherzugprüfungen werden aufgrund des ungünstigen Belastungsfalls,

bedingt durch die Normalkrafteinbringung, geringere Bruchkräfte erzielt. Die Belastung wirkt

vollständig auf den Phasensaum, eine wie beim Scherzugversuch entgegen der Belastung

wirkende Verklammerung zwischen den beiden Fügepartnern findet nicht bzw. nur in gerin-

gem Maße statt. Es ist davon auszugehen, dass die erzielbaren Kräfte, insbesondere für den

Kopfzugversuch, im Wesentlichen unabhängig von der Werkstoffkombination sind. Die im

Vergleich zum Scherzugversuch beim Kopfzugversuch verringerten Bruchkräfte sind hin-

sichtlich einer Bauteilauslegung zu beachten.

5.1.2 Erhöhung der Anzahl der Schweißnähte

Zur Erhöhung der mechanischen Belastbarkeit wurde untersucht, inwieweit sich mehrfache

Schweißnähte auf die erzielbaren Bruchkräfte auswirken (Scherzugversuch). Aufgrund der

schmalen Schweißnähte und der hohen Fügegeschwindigkeit stellen Mehrfachnähte auch

bei hohen Taktzeiten eine sinnvolle Methode zur Erhöhung der Belastbarkeit der Stahl-

Aluminium-Mischverbindung dar. Abbildung 8 zeigt exemplarisch Aufnahmen von Schweiß-

nahtoberseiten einer zweifach und einer dreifach kontinuierlichen Laserstrahlschweißverbin-

dung an HC340LA+ZE / AA6016-T4.



Abbildung 8: Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer zweifach kontinuierlichen Laserstrahl-schweißverbindung (links) und einer dreifach kontinuierlichen Laserstrahlschweißver-bindung (rechts) an HC340LA+ZE / AA6016-T4

In Abbildung 9 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte

(v = 4,3 m/min) der Schweißverbindungen in Abhängigkeit der Anzahl der Schweißnähte ge-

genübergestellt.

Abbildung 9: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte in Abhängigkeit der Anzahl der Schweiß-nähte an HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Wie zu erkennen ist, erhöht sich die Bruchkraft im Vergleich zu einer Einzelnaht

(Fr = 3,6 ± 0,2 kN) um 64 % (Zweifachnaht, Fr = 5,7 ± 0,4 kN) bzw. 119 % (Dreifachnaht,

Fr = 7,9 ± 0,8 kN). Ursächlich für die Erhöhung der übertragbaren Kräfte ist hier die steigen-

de Gesamtanbindungsbreite.

5.1.3 Variation der Nahtkonfiguration

Da im industriellen Umfeld – neben kontinuierlichen Nähten – typischerweise auch Stepp-

nähte eingesetzt werden, wurde das Untersuchungsprogramm um diese Nahtkonfiguration

erweitert. Zur Bewertung bzw. zum direkten Vergleich beider Nahtkonfigurationen wurden

kontinuierliche Schweißverbindungen und on-the-fly (konstante Vorschubgeschwindigkeit v

nach Beschleunigungsphase) geschweißte Steppnähte mit einer Nahtlänge von 22,5 mm

mittels Scherzugprüfung miteinander verglichen. Die Scherzugprobenbreite der aus den kon-

tinuierlichen Nähten entnommenen Scherzugproben betrug ebenfalls 22,5 mm, sodass die

zu prüfenden Verbindungslängen der Steppnähte und der kontinuierlichen Nähte identisch

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

Mit

telw

ert

de

r B

ruc

hk

raft

[N

]

kontinuierliche Naht

zweifache, kontinuierliche Naht

dreifache, kontinuierliche Naht



waren. Abbildung 10 zeigt exemplarisch Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer konti-

nuierlichen Laserstrahlschweißverbindung und einer Steppnaht an

HC340LA+ZE / AA6016-T4.

Abbildung 10: Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer kontinuierlichen Laserstrahlschweiß-verbindung (links) und von Steppnähten (rechts) an HC340LA+ZE / AA6016-T4. In rot sind Positionen der Laserstrahltrennschnitte dargestellt.

Unabhängig von der Nahtkonfiguration wiesen die Laserstrahlschweißverbindungen in der

Sichtprüfung eine sehr gleichmäßige Nahtausprägung auf. In Abbildung 11 sind die Mittel-

werte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte der Schweißverbindungen in Abhängigkeit

von der Nahtkonfiguration dargestellt.

Abbildung 11: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte in Abhängigkeit der Nahtkonfiguration an HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Wie erkennbar, weisen die Steppnähte (Fr = 3,1 ± 0,3 kN) im Vergleich zu den kontinuierlich

geschweißten Nähten (Fr = 3,2 ± 0,1 kN) im Mittel leicht geringere Bruchkräfte und eine et-

was höhere Streuung der Bruchkräfte auf (Reduktion um ca. 5 %). Ursächlich hierfür ist mit

hoher Wahrscheinlichkeit der Einfluss des Nahtanfangs und des –endes auf die mechani-

schen Eigenschaften der Schweißnaht. Während bei den kontinuierlich geschweißten Pro-

ben die Einschweißtiefe über der gesamten Nahtlänge etwa konstant ist, führt das Ein- und

Ausstechen bei den gesteppten Nähten zu variierenden Einschweißtiefen in diesen Nahtbe-

reichen. Zur Untersuchung des Nahtanfangs und –endes werden die Steppnähte metallo-

graphisch analysiert. Abbildung 12 zeigt exemplarisch eine typische Aufnahme einer

Schweißnahtoberseite und Makrogefügeaufnahmen eines Längsschliffes sowie von Quer-

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Steppnaht



schliffen einer Steppnaht an HC340LA+ZE / AA6016-T4. Weiterhin sind auf der Aufnahme

der Steppnahtoberseite die Entnahmepositionen der entsprechenden Querschliffe schema-

tisch dargestellt.

Abbildung 12: Aufnahme einer Schweißnahtoberseite (oben rechts) und Makrogefügeaufnahmen ei-nes Längsschliffes (oben links) sowie von Querschliffen (unten) einer Steppnaht an HC340LA+ZE / AA6016-T4

Während im Einlaufbereich (orange) eine deutliche Nahtüberhöhung und eine höhere Ein-

schweißtiefe ersichtlich sind, ist der Auslaufbereich (magenta) durch eine Nahtunterwölbung,

die aufgrund einer zur Vorschubrichtung gegenläufigen Schmelzbadströmung am Prozess-

ende erstarrungsbedingt entsteht, bei ähnlicher Einschweißtiefe gekennzeichnet. Im stark

durchmischten Einlaufbereich sind teilweise Risse (Längsschliff) sichtbar. Im mittleren Naht-

bereich (grün) ist die avisierte, geringe Einschweißtiefe erkennbar. Aufgrund der o. g. unter-

schiedlichen Einschweißtiefen sind die Durchmischungen sowie dementsprechend die auf

die Steppnahtlänge bezogenen übertragbaren Kräfte nicht konstant und damit in Summe,

bedingt durch die höheren Einschweißtiefen im Ein- und Auslaufbereich, etwas geringer und

mit höherer Streuung behaftet als die kontinuierlich geschweißten Verbindungen. Inwieweit

eine Prozessregelung (Laserstrahlleistungsregelung) diese Problematik verringert wird in

Abschnitt 6 (S. 39) beschrieben.

5.1.4 µ-CT Untersuchungen an kontinuierlichen Nähten und Steppnähten

Neben metallographischen Schliffuntersuchungen wurden, mit dem Ziel, innerhalb eines

Nahtabschnitts zerstörungsfrei evtl. vorhandene Poren und Risse zu detektieren, µ-CT Un-

tersuchungen an kontinuierlich geschweißten Verbindungen und Steppnähten vorgenommen

(HC340LA+ZE / AA6016-T4). Im Gegensatz zum Quer- oder Längsschliff ist so das gesamte

Nahtvolumen analysierbar. Die Schnittbilder wurden einzeln ausgewertet um die Anzahl der

sichtbaren Schweißnahtunregelmäßigkeiten zu ermitteln.



Abbildung 13 zeigt einen Querschnitt (links) und eine Längsschnitt (rechts) eines kontinuier-

lich geschweißten Nahtausschnitts mit einer Verbindungslänge von 22,5 mm. Deutlich sind

im ausgewählten Schnitt einzelne Anbindungsfehler bzw. Poren (rote Kreise), bspw. auf-

grund von Ausgasungseffekten, erkennbar. Insgesamt lag die Porenanzahl für die untersuch-

ten Schweißverbindungen der Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (kontinuierli-

che Naht und Steppnaht) im geringen einstelligen Bereich (≤ 3). Makrorisse wurden in den µ-

CT Aufnahmen nicht detektiert. Auflösungsbedingt kann durch die µ-CT-Analyse ein Vorhan-

densein von Mikrorissen jedoch nicht ermittelt werden.

Abbildung 13: µ-CT-Aufnahmen eines Querschnitts (links) und eines Längsschnitts (rechts) einer kontinuierlich geschweißten Verbindung an HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Naht-länge = 22,5 mm)

5.1.5 Einfluss des Schutzgases

Um zu untersuchen, welchen Einfluss eine Schutzgaszufuhr auf die Nahtqualität hat, wurden

Schweißnähte mit und ohne Schutzgasabdeckung der Prozesszone erzeugt. Für die vorge-

stellten Untersuchungen wurde Argon als Schutzgas eingesetzt. Abbildung 14 zeigt exemp-

larisch Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer unter Einsatz von Schutzgas (links)

und ohne Schutzgas (rechts) erzeugten Laserstrahlschweißverbindung an HC340LA+ZE /

AA6016-T4.

Abbildung 14: Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer unter Einsatz von Schutzgas erzeugten Laserstrahlschweißverbindung (links) und einer ohne den Einsatz von Schutzgas er-zeugten Laserstrahlschweißverbindung (rechts) an HC340LA+ZE / AA6016-T4

Während durch die Verwendung von Schutzgas eine metallisch blanke Nahtoberfläche resul-

tiert, führt eine fehlende Schutzgasabdeckung zu deutlichen Anlauffarben. Diese sind ggf.

hinsichtlich sichtbarer Bereiche, Korrosion sowie einer Weiterverarbeitung (Lackierung etc.)

als negativ zu bewerten. In Abbildung 15 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen



Scherzugkräfte der ohne den Einsatz von Schutzgas erzeugten Laserstrahlschweißverbin-

dungen in Abhängigkeit von der Vorschubgeschwindigkeit v gegenübergestellt.

Abbildung 15: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an HC340LA+ZE / AA6016-T4 ohne Schutzgas (Spannvorrichtung 2); *Mittelwertbildung aus 4 von 9 Scherzugproben (5 Proben versagten bereits bei Entnahme mittels La-serstrahlschneiden)

Wie erkennbar ergibt sich, vergleichbar mit den unter Einsatz von Schutzgas hergestellten

Verbindungen (vgl. Abbildung 6), auch hier ein Festigkeitsplateau, welches im Vorschubbe-

reich von 4,5 bis 4,9 m/min liegt. Oberhalb dieser Geschwindigkeit konnte eine Anbindung

nur teilweise realisiert werden (5 von 9 Scherzugroben ohne Anbindung). Ein Vergleich der

maximal erreichbaren Bruchkräfte (Fr = 3,6 ± 0,35 kN) mit den max. Bruchkräften der unter

Schutzgas geschweißten Proben (Fr = 4,0 ± 0,27 kN) zeigt, dass die Bruchkräfte durch eine

Schutzgasabschirmung um ca. 10 % erhöht werden können.

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5.2 Schweißuntersuchungen an 22MnB5+AS / AA6016-T4

Im Folgenden werden, analog zum vorherigen Abschnitt 5.1, die Ergebnisse der Schweißun-

tersuchungen der Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 vorgestellt, wobei die ma-

len Scherzugkräfte für zwei verschiedene Stahlblechdicken (t = 1,25 und 2,30 mm) ermittelt

wurden. Mit Ausnahme der µ-CT-Analyse, die an Mischverbindungen mit Stahlblechen mit

einer Dicke von 1,25 mm durchgeführt wurden, wurden die weiteren Untersuchungen (Varia-

tion Nahtanzahl und Nahtkonfiguration) ausschließlich unter Verwendung des 2,30 mm di-

cken Stahlwerkstoffs durchgeführt.

Der grundsätzliche Versuchsaufbau (vgl. Abbildung 2) blieb dabei für die Versuche erhalten,

allerdings wurde die Kombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 aufgrund der nicht vorhandenen

Zinkschicht ohne Entgasungsspalt gefügt.

5.2.1 Variation der Streckenenergie, t = 1,25 mm (Vorschubgeschwindigkeit v)

Bedingt durch die unterschiedlichen Werkstoffeigenschaften (Absorptionsverhalten, Wärme-

leitfähigkeit etc.) wurde im ersten Schritt eine geeignete Einschweißtiefe (Durchmischung)

durch eine Anpassung der Prozessparameter ermittelt. In Abbildung 6 werden die Mittelwerte

der ermittelten maximalen Scherzugkräfte der Schweißverbindung 22MnB5+AS

(t = 1,25 mm) / AA6016-T4 mit einer variierenden Vorschubgeschwindigkeit v gegenüberge-

stellt.

Abbildung 16: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Wie erkennbar, bildet sich im Bereich einer Vorschubgeschwindigkeit von v = 4,5-4,9 m/min

ein Festigkeitsplateau aus (Fr = 2,1-2,9 kN), die höchste Bruchfestigkeit wird für eine Vor-

schubgeschwindigkeit von v = 4,7 m/min erzielt. Zu hohe Vorschubgeschwindigkeiten v füh-

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ren zu einer geringeren Anbindungsbreite und damit zu reduzierten übertragbaren Kräften.

Zu geringe Vorschubgeschwindigkeiten v führen zu einer höheren Einschweißtiefe sowie

Durchmischung, wodurch die übertragbaren Kräften ebenfalls reduziert werden.

Nach der Bereitstellung von Spannvorrichtung 2 wurden die oben vorgestellten Untersu-

chungen bzgl. einer Variation der Streckenenergie (Vorschubgeschwindigkeit v) erneut

durchgeführt, um den Einfluss der Einspannbedingungen zu untersuchen, da die Spannvor-

richtung 2 über der Nahtlänge die Einhaltung gleichmäßigerer Spaltmaße ermöglicht. In Ab-

bildung 20 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte von Schweiß-

verbindungen an 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 mit einer variierenden Vorschub-

geschwindigkeit v gegenübergestellt, die unter Einsatz von Spannvorrichtung 2 erzeugt wur-

den.

Abbildung 17: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 2); *Mittelwertbildung aus 4 von 9 Scherzugproben (5 Proben versagten bereits bei Entnahme mittels Laser-strahlschneiden)

Die Untersuchungen zeigen, dass im Bereich einer Vorschubgeschwindigkeit v von

4,3 bis 4,7 m/min ein Festigkeitsplateau aus (Fr = 3,8-4,0 kN) vorliegt. Das aufgrund gleich-

mäßigerer Einspannbedingungen (Spaltmaßeinhaltung) erzielte Festigkeitsplateau unter

Einsatz von Spannvorrichtung 2 ist gegenüber den Resultaten von Spannvorrichtung 1 im

Mittel um ca. 56 % höher.

5.2.2 Variation der Streckenenergie, t = 2,3 mm (Vorschubgeschwindigkeit v)

Um zu untersuchen, ob die o. g. mechanische Festigkeit auch bei höheren Blechdicken er-

zielt werden kann, wurden die streckenenergieabhängigen Schweißuntersuchungen mit ei-

ner Stahlblechdicke (22MnB5+AS) von t = 2,3 mm wiederholt. Zur Kompensation der Blech-

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dickenerhöhung bei konstanter Laserstrahlleistung PL wurden die Vorschubgeschwindigkei-

ten v, nach entsprechenden Vorversuchen, auf einen geeigneten Bereich zwischen 2,1 und

2,9 m/min reduziert.

In Abbildung 18 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte der

Schweißverbindungen mit einer variierenden Vorschubgeschwindigkeit v gegenübergestellt.

Abbildung 18: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an 22MnB5+AS (t = 2,3 ) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Wie erkennbar, werden die höchsten Scherzugfestigkeiten bei Schweißverbindungen er-

reicht, die mit einer Vorschubgeschwindigkeit v von 2,7 m/min (Fr = 3,0 ± 0,3 kN) erzeugt

wurden. Insgesamt sind die Resultate mit den Ergebnissen unter Verwendung der geringe-

ren Blechdicke vergleichbar (vgl. Abschnitt 5.2.1), die mit Spannvorrichtung 1 erzeugt wur-

den. Dies lässt den Schluss zu, dass die Scherzugfestigkeit primär von der Anbindung zwi-

schen dem Stahl und dem Aluminium, nicht jedoch von der Blechdicke des Stahls, abhängig

ist.

5.2.3 Erhöhung der Anzahl der Schweißnähte

Abbildung 19 zeigt exemplarisch Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer zweifach und

einer dreifach kontinuierlichen Laserstrahlschweißverbindung an 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) /

AA6016-T4.

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Abbildung 19: Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer zweifach kontinuierlichen Laserstrahl-schweißverbindung (links) und einer dreifach kontinuierlichen Laserstrahlschweißver-bindung (rechts) an 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) / AA6016-T4

In Abbildung 20 werden die Mittelwerte der ermittelten maximalen Scherzugkräfte

(v = 2,7 m/min) der Schweißverbindungen in Abhängigkeit der Anzahl der Schweißnähte ge-

genübergestellt.

Abbildung 20: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte in Abhängigkeit der Anzahl der Schweiß-nähte an 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Analog zum Abschnitt 5.1.2 (HC340LA+ZE / AA6016-T4) wird durch die Erhöhung der

Nahtanzahl eine Erhöhung der übertragbaren Kräfte erzielt. Dabei erhöht sich die Bruchkraft

im Vergleich zu einer Einzelnaht (Fr = 3,0 ± 0,3 kN) um 97 % (Zweifachnaht,

Fr = 5,9 ± 0,9 kN) bzw. 150 % (Dreifachnaht, Fr = 7,5 ± 1,5 kN). Ursächlich für die Erhöhung

der übertragbaren Kräfte ist hier die steigende Gesamtanbindungsbreite.

5.2.4 Variation der Nahtkonfiguration

Auch für die Konfiguration 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) / AA6016-T4 wurden, analog zu Ab-

schnitt 5.1.3, kontinuierliche Nähte und Steppnähte (Nahtlänge der Scherzugproben jeweils

22,5 mm) miteinander verglichen. Abbildung 21 zeigt exemplarisch Aufnahmen von

Schweißnahtoberseiten einer kontinuierlichen Laserstrahlschweißverbindung und einer

Steppnaht, in beiden Fällen mit einer sehr gleichmäßigen Nahtoberseite, an 22MnB5+AS

(t = 2,3 mm) / AA6016-T4.

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zweifache, kontinuierliche Naht

dreifache, kontinuierliche Naht



Abbildung 21: Aufnahmen von Schweißnahtoberseiten einer kontinuierlichen Laserstrahlschweiß-verbindung (links) und einer Steppnaht (rechts) an 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) / AA6016-T4

In Abbildung 22 werden die Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte der Schweißverbin-

dungen in Abhängigkeit der Nahtkonfiguration gegenübergestellt.

Abbildung 22: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte in Abhängigkeit der Nahtkonfiguration an 22MnB5+AS (t = 2,3 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Auch hier zeigt sich, dass die Steppnähte im Mittel eine etwas geringere Bruchkraft

(Fr = 2,8 ± 0,4 kN) und eine erhöhte Streuung im Vergleich zu den kontinuierlich geschweiß-

ten Nähten (Fr = 3,0 ± 0,3 kN, Reduktion um ca. 7 %) aufweisen. Ursächlich ist auch hier der

Einfluss von Nahtanfang und –ende (vgl. Abschnitt 5.1.3).

5.2.5 µ-CT Untersuchungen an kontinuierlichen Nähten und Steppnähten

Abbildung 23 zeigt einen Querschnitt (links) und eine Längsschnitt (rechts) eines kontinuier-

lich geschweißten Nahtausschnitts mit einer Verbindungslänge von 22,5 mm. Im ausgewähl-

ten Schnitt sind einzelne Anbindungsfehler bzw. Poren (rote Kreise) erkennbar. Insgesamt

lag auch hier die Porenanzahl für die untersuchten Schweißverbindungen der Materialkom-

bination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (kontinuierliche Naht und Steppnaht) im geringen einstel-

ligen Bereich (≤ 3). Makrorisse wurden in den µ-CT Aufnahmen nicht detektiert.

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Steppnaht



Abbildung 23: µ-CT Aufnahmen eines Querschnitts (links) und eines Längsschnitts (rechts) einer kontinuierlich geschweißten Verbindung an 22MnB5+AS / AA6016-T4 (Naht-länge = 22,5 mm)



5.3 Schweißuntersuchungen an HC380LA+ZE / AA6016-T4 und HCT780X+ZE / AA6016-T4

Im Folgenden werden die Ergebnisse der Scherzugversuche für die sekundären Material-

kombinationen HC380LA+ZE (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 in Abbildung 24 und HCT780X+ZE

(t = 1,2 mm) / AA6016-T4 in Abbildung 25 dargestellt.

Abbildung 24: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an HC380LA+ZE (t = 1,25 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Abbildung 25: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte über der Vorschubgeschwindigkeit v an HCT780X+ZE (t = 1,2 mm) / AA6016-T4 (Spannvorrichtung 1)

Für beide Werkstoffkombinationen bildet sich, analog zu den vorherigen Untersuchungen in

den Abschnitten 5.1.1, 5.2.1 und 5.2.2, ansatzweise ein Festigkeitsplateau aus. Die höchsten

Scherzugfestigkeiten wurden bei einer Vorschubgeschwindigkeit v von 3,9 m/min

(HC380LA+ZE (t = 1,25 mm) / AA6016-T4) bzw. 4,1 m/min (HCT780X+ZE (t = 1,2 mm) /

AA6016-T4) erzielt.

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5.4 Vergleich der verschiedenen Materialkombinationen

Hinsichtlich eines Vergleichs der verschiedenen Materialkombinationen werden in Abbil-

dung 26 die maximal erzielten Scherzugkräfte je Werkstoffpaarung zusammenfassend dar-

gestellt. Um einen adäquaten Vergleich zu ermöglichen, beschränkt sich die Gegenüberstel-

lung auf die maximalen Scherzugkräfte von Schweißverbindungen, die unter Einsatz von

Spannvorrichtung 1 erzeugt wurden.

Abbildung 26: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte in Abhängigkeit vom Stahlwerkstoff (Spannvorrichtung 1)

Wie erkennbar, liegen die erreichbaren Festigkeiten der Mischverbindungen unter Verwen-

dung der verzinkten, mikrolegierte Feinkornstähle zur Kaltumformung (HC340LA+ZE und

HC380LA+ZE) und des verzinkten Dualphasenstahl (HCT780X+ZE) auf einem sehr ähnli-

chen Niveau (Fr ≈ 3,5 kN). Die untersuchten Mischverbindungen unter Verwendung der un-

terschiedlich dicken Warmumformstähle (22MnB5+AS, t = 1,25 und 2,30 mm) erreichen –

unabhängig von der Dicke – eine um ca. 17 % reduzierte Bruchfestigkeit (Fr ≈ 3,0 kN).

Unter Berücksichtigung der Resultate einer Erhöhung der erzielbaren Scherzugfestigkeiten

unter Einsatz verbesserter Spannbedingungen (Spannvorrichtung 2) beim Warmumformstahl

22MnB5+AS (vgl. Abschnitt 5.2.1), erzielen die verschiedenen Werkstoffkombinationen un-

abhängig vom Stahlwerkstoff sowie der Materialstärke vergleichbare Festigkeitsniveaus.

Dementsprechend beeinflusst der Stahlwerkstoff die erforderliche Streckenergie bzw. die zu

verwendenden Prozessparameter (Vorschubgeschwindigkeit v), sodass von werkstoffab-

hängigen Parametern (unterschiedliche Vorschubgeschwindigkeitsbereiche) gesprochen

werden kann. Die Werkstoffe (bzw. Blechdicken) der Fügepartner üben jedoch lediglich ei-

nen geringen Einfluss auf die Verbindungsfestigkeit bzw. die übertragbaren Kräfte (Bruch-

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HC340LA+ZE HC380LA+ZE HCT780X+ZE 22MnB5+AS(t = 1,25 mm)

22MnB5+AS(t = 2,30 mm)

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kräfte) aus, sodass eine werkstoff- und blechdickenunabhängige Festigkeit vorliegt. Die

übertragbaren Kräfte werden vorrangig durch die unvermeidbaren spröden intermetallischen

Phasen bestimmt (Festigkeitsplateau).



5.5 Weiterführende Zusatzuntersuchungen

Im Folgenden werden die Ergebnisse der weiterführenden Zusatzuntersuchungen vorge-

stellt. Diese umfassen Härteprüfungen nach Vickers in Anlehnung an ISO 22826 (vgl. Ab-

schnitt 5.5.1), Schwingfestigkeitsprüfungen in Anlehnung an EN ISO 14324 (vgl. Ab-

schnitt 5.5.2), Untersuchungen bzgl. eines variierenden Spaltmaßes (vgl. Abschnitt 5.5.3)

und Untersuchungen zu Dreiblechverbindungen (vgl. Abschnitt 5.5.4). Des Weiteren wurde

die Kombination des Klebens und des Laserstrahlschweißens (vgl. Abschnitt 5.5.5) sowie

der Einfluss einer Ölbenetzung auf die Verbindungsfestigkeit analysiert (vgl. Abschnitt 5.5.6).

Diese Untersuchungen wurden, mit Ausnahme der Untersuchungen zur Kombination von

Laserstrahlschweißen und Kleben (vgl. Abschnitt 5.5.5), jeweils anhand der Werkstoffkombi-

nationen HC340LA+ZE / AA5182-O und 22MnB5+AS / AA5182-O durchgeführt, wobei die

Schwingfestigkeitsprüfung (vgl. Abschnitt 5.5.2) anhand der Werkstoffkombinationen

HC340LA+ZE / AA6016-T4 und 22MnB5+AS / AA6016-T4 durchgeführt wurde. Für die Un-

tersuchungen in Abschnitt 5.5.5 wurde ausschließlich HC340LA+ZE / AA5182-O als Werk-

stoffkombinationen eingesetzt.

5.5.1 Härteprüfung

Wie in Abschnitt 2 (S. 4) beschrieben, entstehen beim Schweißprozess artungleicher Metalle

intermetallische Phasen mit hoher Härte und geringer Duktilität. Des Weiteren führt der Ein-

trag der thermischen Energie zu Änderungen der physikalischen und mechanischen Eigen-

schaften der gefügten Werkstoffe. Um eine qualitative Aussage über diese Effekte treffen zu

können, wurden in Anlehnung an ISO 22826 Härteprüfungen nach Vickers anhand der

Werkstoffkombinationen HC340LA+ZE / AA5182-O und 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) /

AA5182-O durchgeführt. Die vorgestellten Härteprüfungen wurden jeweils an Schweißver-

bindungen durchgeführt, die im Rahmen der Untersuchungen bzgl. einer Variation der Stre-

ckenenergie (vgl. Abschnitt 5.1.1 und Abschnitt 5.2.1) unter Einsatz von Spannvorrichtung 2

die höchsten Scherzugkräfte erzielten (HC340LA+ZE / AA5182-O: v = 4,5 m/min;

22MnB5+AS / AA5182-O: v = 4,7 m/min). Abbildung 27 zeigt die Positionen der Härteeindrü-

cke schematisch (links) sowie anhand eines Querschliffes der Kombination 22MnB5+AS /

AA5182-O (Härtemessungen in der Wärmeeinflusszone [WEZ] der Aluminiumlegierung wur-

den erst im Anschluss an die Aufnahmeerstellung durchgeführt).



Abbildung 27: Darstellung der Positionen der Prüfeindrücke einer Härteprüfung nach Vickers in An-lehnung an ISO 22826 schematisch (links) und anhand eines Querschliffs (rechts)

Die im Rahmen der Härteprüfung ermittelten Härtewerte, unterteilt in Grundwerkstoff,

Schweißgut und WEZ des jeweiligen Stahl- bzw. Aluminiumwerkstoffes, sind in Abbildung 28

dargestellt (HC340LA+ZE / AA5182-O: blau; 22MnB5+AS / AA5182-O: grün). Zusätzlich sind

die im Bereich der intermetallischen Phasen (IMP) im Phasensaum der Mischverbindung, al-

so im Übergangsbereich zwischen dem Stahlwerkstoff und der Aluminiumlegierung, erfass-

ten Härtewerte dargestellt.

Abbildung 28: Ermittelte Härtewerte für die Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA5182-O (blau) und 22MnB5+AS / AA5182-O (grün) in verschiedenen Bereichen der Fügestelle

Für die Kombination HC340LA+ZE / AA5182-O (blau) ist, bezogen auf den Grundwerkstoff

(157 ± 5 HV0,2), sowohl innerhalb des Schweißgutes (313 ± 15 HV0,2) als auch der WEZ

(242 ± 17 HV0,2) eine Aufhärtung um ca. 99 bzw. 42 % nachweisbar. Die höchste Härte wird

im Bereich der intermetallischen Phasen ermittelt (335 ± 51 HV0,2; Erhöhung, bezogen auf

das Grundmaterial, um ca. 113 %). Analysen im Bereich der Aluminiumlegierung belegen

nur eine geringe Änderung der Härte. Hier zeigt sich im Bereich der WEZ (84 ± 17 HV0,2) im

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GrundwerkstoffSTAHL

SchweißgutSTAHL

WEZSTAHL

Phasensaum GrundwerkstoffALUMINIUM

WEZALUMINIUM

Härt

e [

HV

0,2

]

HC340LA+ZE / AA6016-T4 22MnB5+AS / AA6016-T4



Vergleich zum Aluminiumgrundwerkstoff (72 ± 4 HV0,2) eine geringe Aufhärtung um

ca. 17 %.

Für die Materialkombination 22MnB5+AS / AA5182-O (grün) ist, bezogen auf den Grund-

werkstoff (481 ± 28 HV0,2), innerhalb des Schweißgutes (334 ± 22 HV0,2) eine Abnahme

der Härte (Entfestigung) um ca. 31 % und innerhalb der WEZ (535 ± 14 HV0,2) eine geringe

Aufhärtung um ca. 11 % nachweisbar. Im Phasensaum wird im Bereich der intermetallischen

Phasen eine Härte von 465 ± 61 HV0,2 ermittelt, dies entspricht in etwa der Härte des Stahl-

grundwerkstoffes. Diese sehr ähnlichen Werte sind letztlich auf die bereits sehr hohe Härte

des Grundwerkstoffs zurückzuführen (481 ± 28 HV0,2). Analysen im Bereich der Aluminium-

legierung belegen, erwartungsgemäß und analog zur o. g. Materialkombination, nur eine ge-

ringe Änderung der Härte. Hier zeigt sich im Vergleich zum Grundwerkstoff der Aluminiumle-

gierung (78 ± 2 HV0,2) im Bereich der WEZ (84 ± 3 HV0,2) eine geringe Aufhärtung um

ca. 8 %.

5.5.2 Schwingfestigkeitsprüfung

Die Schwingfestigkeitsuntersuchungen erfolgten am Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit

und Systemzuverlässigkeit LBF (Prüfbericht Nr. 282081) auf einer servo-hydraulischen

Prüfmaschine mit einer maximalen Prüfkraft von 10 kN, die Prüffrequenz betrug 25 Hz. Die

Schweißproben wurden bis zu einer Grenzschwingspielzahl von 107 Schwingspielen geprüft.

Die flachen Schweißproben wurden senkrecht zur Schweißnaht schwellend (R = 0) auf Zug

(Scherzug) belastet. Als Versagenskriterium wurde der vollständige Bruch verwendet. Die

Schwingfestigkeitsuntersuchungen wurden unter Raumtemperatur durchgeführt. Abbil-

dung 29 zeigt für die beiden unterschiedlichen Nahtkonfigurationen (kontinuierliche Naht,

Steppnaht) die Hauptmaße der Probengeometrien, die im Rahmen der Schwingfestigkeits-

prüfung eingesetzt wurden.



Abbildung 29: Probengeometrie der Schwingfestigkeitsprüfung (oben: kontinuierliche Laserstrahl-schweißverbindung (Versuchsreihe A und B), unten: Steppnaht (Versuchs-reihe C und D))

Die freie Einspannlänge betrug für die beiden Probengeometrien jeweils 125 mm. Tabelle 4

zeigt eine Übersicht über die geprüften Werkstoffkombinationen, Nahtkonfigurationen sowie

die Anzahl enthaltener Versuche.

Tabelle 4: Übersicht über die durchgeführten Schwingfestigkeitsuntersuchungen

Versuchsreihe Werkstoffkombination Nahtkonfiguration Versuchsanzahl

A HC340LA+ZE / AA6016-T4 kontinuierliche Naht 13

B 22MnB5+AS / AA6016-T4 kontinuierliche Naht 10

C HC340LA+ZE / AA6016-T4 Steppnaht 8

D 22MnB5+AS / AA6016-T4 Steppnaht 10

Die Wöhlerlinienparameter sind inklusive der berechneten Streumaße für die Versuchsrei-

hen A bis D in Tabelle 5 aufgeführt.

Tabelle 5: Zusammenfassung der Wöhlerlinienparameter sowie der berechneten Streumaße

Versuchsreihe Neigung k Schwingspielzahl N Kraftamplitude F

an der Stelle N [kN]

Streumaß TF

A 5,24 3 ∙ 105 * 0,88 1 : 1,21

B 6,64 1 ∙ 106 * 0,56 1 : 1,15

C 6,82 1 ∙ 106 0,84 1 : 1,25

D 6,59 2 ∙ 106 * 0,65 1 : 1,22

* Schwingspielzahl am Abknickpunkt Nk

Die Werkstoffkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 weist gegenüber der Werkstoffkombi-

nation 22MnB5+AS / AA6016-T4 eine deutlich höhere Streuung auf. Für die Versuchsreihe C

(HC340LA+ZE / AA6016-T4, Steppnaht) ergibt sich die höchste Streuspanne von

TF = 1 : 1,25 von allen vier Versuchsreihen. Insgesamt weisen die Steppnähte gegenüber

den kontinuierlich geschweißten Verbindungen eine höhere Streuung auf. Die Ergebnisse

der Schwingfestigkeitsprüfung sowie die Wöhlerlinien und die Streubänder sind in

Abbildung 30 und Abbildung 31 dargestellt.



Abbildung 30: Wöhlerlinien und Streubänder der Werkstoffkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (Versuchsreihen A und C)

Abbildung 31: Wöhlerlinien und Streubänder der Werkstoffkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (Versuchsreihen B und D)



Nach dem Abknickpunkt wird für die Versuchsreihen A, B und D in Anlehnung an die

IIW-Empfehlung [HOB08] die Neigung angenommen, die einer Abnahme der Schwingfestig-

keit um 10 % pro Dekade entspricht. Diese Neigung ist kein experimentell ermittelter Wert.

Die Versuchsreihe C erlaubt keine Festsetzung des Abknickpunktes. Im direkten Vergleich

der Schwingfestigkeiten der beiden unterschiedlichen Werkstoffkombinationen weist die Ma-

terialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 gegenüber 22MnB5+AS / AA6016-T4 eine hö-

here Ausprägung der Schwingfestigkeit auf. Bei der Werkstoffkombination 22MnB5+AS /

AA6016-T4 weisen die Steppnähte gegenüber den kontinuierlichen Laserstrahlschweißver-

bindungen eine höhere Schwingfestigkeit auf.

5.5.3 Variation der Spaltbreite

Zur Prüfung der Prozesssicherheit, insbesondere bzgl. langer Schweißnähte und dreidimen-

sionaler Strukturen, bei denen spanntechnisch ggf. ein exakt gleichbleibender Spaltabstand

nur mit hohem Aufwand realisiert werden kann, wurden Schweißuntersuchungen mit unter-

schiedlichen Spaltbreiten an den beiden primären Materialkombinationen (HC340LA+ZE /

AA5182-O und 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) / AA5182-O) durchgeführt. Als Grundparameter

für die Untersuchungen bzgl. eines variierenden Spaltmaßes werden analog zu Ab-

schnitt 5.5.1 die Vorschubgeschwindigkeiten v eingesetzt, unter deren Verwendung die ent-

sprechenden Schweißverbindungen im Rahmen der Untersuchungen bzgl. einer Variation

der Streckenenergie (vgl. Abschnitt 5.1.1 und Abschnitt 5.2.1) unter Einsatz von Spannvor-

richtung 2 die höchsten Scherzugkräfte erzielten (HC340LA+ZE / AA5182-O: v = 4,5 m/min;

22MnB5+AS / AA5182-O: v = 4,7 m/min).

Für die erstgenannte Kombination führt die Nutzung eines technischen Nullspalts, bedingt

durch die Entgasung des Zinkdampfs, zu einer erhöhten Spritzerneigung (Abbildung 32,

links). Oberhalb eines Spaltmaßes von 0,1 mm konnte keine Anbindung erreicht werden.

Dies ist für einen Extremfall in Abbildung 32, rechts dargestellt. Während die Stahloberseite

ein typisches Erscheinungsbild aufweist (Abbildung 32, rechts, oben), wird die stark ver-

schmauchte Oberseite der Aluminiumlegierung nur sehr oberflächlich angeschmolzen

(Abbildung 32, rechts, unten).



Abbildung 32: Makroskopisches Erscheinungsbild (HC340LA+ZE / AA5182-O) bei der Variation des Spaltmaßes (links: Nullspalt, rechts: 0,5 mm Spalt; Stahl- (oben) und Aluminiumober-seite (unten))

Für die Materialkombination 22MnB5+AS / AA5182-O konnte über einen Spaltmaßbereich

von 0,0 bis 0,2 mm eine verlässliche Anbindung erzielt werden, oberhalb dieses Spaltmaßes

kommt auch hier keine Verbindung zustande.

Abbildung 33 zeigt für die beiden primären Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA5182-O

(blau) und 22MnB5+AS / AA5182-O (grün) die erzielbaren Bruchkräfte von Schweißverbin-

dungen, die unter Ausnahme einer variierenden Spaltbreite mit identischen Parametern er-

zeugt wurden.

Abbildung 33: Mittelwerte der maximalen Scherzugkräfte bei variierendem Spaltmaß für HC340LA+ZE / AA5182-O (blau) und 22MnB5+AS / AA5182-O (grün); (Spann-vorrichtung 2)

Für die Materialkombination HC340LA+ZE / AA5182-O führt die Nutzung eines Nullspaltes

(Standardspaltmaß für Entgasung: 0,1 mm) zu einer Abnahme der maximalen Scherzugkraft

um ca. 50 %, d.h. die übertragbaren Kräfte werden halbiert. Für die Kombination

22MnB5+AS / AA5182-O (grün) wird deutlich, dass die maximal erzielbaren Scherzugkräfte

durch eine Erhöhung der Spaltbreite (Standardspaltmaß: Nullspalt) nur geringfügig um

ca. 4-5 % abnehmen. Die Materialkombination 22MnB5+AS / AA5182-O zeigt sich damit

deutlich toleranter gegenüber Änderungen des Spaltmaßes. Die höhere Spaltüberbrückbar-

keit bei der letztgenannten Materialkombination ist ggf. durch die fehlende Zinkbeschichtung

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0,0 0,1 0,0 0,1 0,2

Mit

telw

ert

de

r B

ruc

hk

raft

[N

]

Spaltmaß [mm]



zu erklären, welche für die Kombination HC340LA+ZE / AA5182 das Prozessfenster auf-

grund von Ausgangseffekten, bzw. den daraus resultierenden Verhältnisänderungen zwi-

schen Fe und Al, einschränkt.

5.5.4 Dreiblechverbindung

Neben den o. g. Zweiblechverbindungen wurden auf Anregung des Betreuerkreises aus dem

FAT-Arbeitskreis 17 zusätzlich Dreiblechverbindungen mittels Laserstahlschweißen gefügt

und charakterisiert. Abbildung 34 (links) zeigt die Nahtoberfläche (oben) sowie eine Makro-

gefügeaufnahme eines Querschliffes der Verbindung (unten). Dabei wurde als obere Lage

HC340LA+ZE (t = 1,25 mm), als mittlere Lage 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) und als untere La-

ge AA5182-O (t = 2,00 mm) verwendet. Um aufgrund der Doppellage aus Stahl die Ein-

schweißtiefe zu erhöhen, wurde die Vorschubgeschwindigkeit auf v = 2,3 m/min reduziert.

Abbildung 34: Dreiblechverbindung aus HC340LA+ZE (t = 1,25 mm) / 22MnB5+AS (t = 1,25 mm) / AA5182-O (t = 2,00 mm) (von oben nach unten, links); resultierende Bruchkräfte der Dreiblechverbindung im Vergleich mit den o. g. Zweiblechverbindungen (rechts); (Spannvorrichtung 2)

Wie in Abbildung 34 (links, unten) erkennbar, sind beide Stahlbleche vollständig miteinander

verbunden, die Einschweißtiefe im unteren Blech der Aluminiumlegierung AA5182-O beträgt

ca. 300 µm. Mittig im Querschliff zeigt die Nahtoberseite eine leichte Nahtüberhöhung, wel-

che zu den Seiten abnimmt und schließlich in Randkerben übergeht. Durch eine Prozessop-

timierung ist die Qualität, der im Vergleich zu den Zweiblechverbindungen unregelmäßigeren

Nahtoberfläche mit hoher Wahrscheinlichkeit zu verbessern.

Vergleicht man die Ergebnisse der Scherzugprüfung der Zwei- und Dreiblechverbindungen

(Abbildung 34, rechts) wird deutlich, dass sich die resultierenden maximalen Scherzugkräfte,

bedingt durch die von der Anzahl der verwendeten Stahlbleche unabhängigen Anbindungs-

breite, auf einem sehr ähnlichen Niveau befinden. Eine Dreiblechverbindung ist damit unter

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

HC340LA+ZE /AA5182-O

22MnB5+AS /AA5182-O

3-Blechverbindung

Mit

telw

ert

de

r B

ruch

kra

ft [

N]



Beibehaltung der mechanischen Eigenschaften (Scherzug) der Zweiblechverbindungen unter

Verwendung einer geringeren Vorschubgeschwindigkeit v realisierbar.

5.5.5 Kombination Laserstrahlschweißen und Kleben

Im Folgenden wurde untersucht, inwieweit eine laserstrahlgeschweißte mit einer geklebten

Stahl-Aluminium-Mischverbindung vergleichbar ist und ob eine Kombination beider Prozesse

in Summe eine Erhöhung der mechanischen Eigenschaften der Mischverbindung erzielt.

Hierbei wurde ein einkomponentiger, wärmehärtender Klebstoff (DELOMONOPOX AD286)

verwendet. Nach der Aufbringung (Abbildung 35, oben) des Klebstoffes, Fixierung und Ver-

bindung der Werkstoffe mittels Laserstrahlschweißen wurde der Klebstoff für 15 min bei

180°C ausgehärtet (Abbildung 35, unten, links) und die Fügepartner dabei einer entspre-

chenden Wärmebehandlung unterzogen. Neben der Kombination von Kleben und Laser-

strahlschweißen wurden auch reine Klebverbindungen mit einem identisch aufgebrachten

Klebstoffvolumen erzeugt. Final ergab sich bei beiden Konstellationen bei einer Scherzug-

probenbreite (Verbindungslänge) von 22,5 mm eine Anbindungsbreite von ca. 8-10 mm so-

wie dementsprechend eine Klebstoffanbindungsfläche von ca. 180-225 mm².

Abbildung 35: Klebstoffaufbringung (oben) sowie ausgehärteter Klebstoff (unten, links) und Kombi-nation von Laserstrahlschweißnaht mit Klebverbindung (unten, rechts) im Querschliff (Spannvorrichtung 2)

Hinsichtlich eines Praxiseinsatzes wurde bei der Kombination von Laserstrahlschweißen und

Kleben zusätzlich der Fall eines fehlpositionierten Klebstoffauftrages oder Laserstrahlauf-

treffpunktes simuliert. Hierfür wurde bewusst in den aufgebrachten und noch nicht ausgehär-

teten Klebstoff geschweißt. Für einen späteren Vergleich wurden diese im Anschluss eben-

falls mittels einer Wärmebehandlung ausgehärtet. Abbildung 36 zeigt Aufnahmen von Naht-



oberseiten einer regulären Kleb- und Laserstrahlschweißverbindung (links) sowie einer kom-

binierten Verbindung, bei der in den Klebstoff geschweißt wurde (rechts) im Vergleich.

Abbildung 36: Aufnahmen von Nahtoberseiten einer regulären Kleb- und Laserstrahlschweißverbin-dung (links) sowie einer kombinierten Verbindung, bei der in den Klebstoff geschweißt wurde (rechts)

Abbildung 37 zeigt die ermittelten maximalen Scherzugkräfte der reinen Einzelverbindungen

(Klebverbindung und Schweißverbindung) sowie von Verbindungen der kombinierten Füge-

prozesse (Schweißnaht neben der Klebfläche und Schweißnaht innerhalb der Klebfläche).

Abbildung 37: Resultierende Bruchkräfte der Einzel- und Kombinationsverfahren im Vergleich (Spannvorrichtung 2)

Wie erkennbar, wird durch die reine Klebverbindung (Fr = 5,4 ± 0,4 kN) im Vergleich zur rei-

nen Laserstrahlschweißverbindung (Fr = 4,0 ± 0,3 kN) eine um 35 % höhere Bruchkraft er-

zielt, wobei hier die deutlich höhere Anbindungsfläche bei der Klebverbindung zu berücksich-

tigen ist. Eine Kombination beider Prozesse (Schweißnaht neben der Klebfläche) führt, be-

zogen auf die reine Schweißverbindung, in etwa zu einer Verdopplung der resultierenden

Bruchkraft (Fr = 8,2 ± 0,7 kN). Unter Berücksichtigung einer entfallenden Notwendigkeit einer

Fixierung der Fügepartner mittels zusätzlicher Spannelemente nach dem Klebstoffauftrag

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

Klebverbindung Schweißverbindung Kleb- undSchweißverbindung

Kleb- undSchweißverbindung (inKlebstoff geschweißt)

Mit

telw

ert

de

r B

ruc

hk

raft

[N

]



und während der Aushärtung, ergänzen und überlagern sich beide Fügeverfahren in diesem

Fall konstruktiv. Eine direkte negative Beeinflussung ist sowohl in der Sichtprüfung als auch

in der metallographischen Analyse von Querschliffen (vgl. Abbildung 35, unten, rechts) nicht

zu detektieren. Wird die Schweißnaht innerhalb der Klebfläche positioniert

(Fr = 6,4 ± 3,0 kN), wird im Mittel ebenfalls eine Erhöhung der Bruchkräfte nachgewiesen, je-

doch streuen die Werte sehr stark. Ursächlich ist hierbei einerseits die thermische Zerstö-

rung des Klebstoffs und andererseits eine negative Beeinflussung des Schmelzbads durch

ausgasende Klebstoffkomponenten, wodurch eine starke Spritzerbildung und dementspre-

chend eine veränderte Durchmischung des Schmelzbades entsteht. Zusammenfassend ist

die Kombination von Kleben und Laserstrahlschweißen, unter der Voraussetzung, dass bei-

de Fügezonen bzgl. einer gegenseitigen Beeinflussung voneinander getrennt werden, zur

Erhöhung der mechanischen Belastbarkeit der Stahl-Aluminium-Mischverbindung als positiv

zu bewerten.

5.5.6 Einfluss einer Ölbenetzung

In Hinblick auf einen möglichen Praxiseinsatz wird bzgl. einer Robustheit des Laserstrahl-

schweißprozesses in nachfolgenden Untersuchungen geprüft, inwieweit eine Ölbenetzung

der Oberfläche die erreichbaren mechanischen Eigenschaften der Fügeverbindung beein-

flusst. Hierzu wurden sowohl das Blech des Stahlwerkstoffes als auch der Aluminiumlegie-

rung, wie in Abbildung 38 erkennbar, an der Oberseite sowie im Überlappbereich (Stahl-

blechunterseite) mit Öl benetzt. Hinsichtlich eines maximalen Einflusses wurde dazu im ers-

ten Schritt bzgl. der Ölmenge ein extremer Fall mit einem entsprechend hohen Ölauftrag si-

muliert (HC340LA+ZE / AA5182-O).

Abbildung 38: Stark verölte Oberfläche vor und nach dem Fügeprozess (links); resultierende Bruch-kräfte (rechts); *Mittelwertbildung aus 4 von 9 Scherzugproben (5 Proben versagten bereits bei Entnahme mittels Laserstrahlschneiden); (Spannvorrichtung 2)

Im Vergleich zu den Referenzuntersuchungen (ölfreie Oberfläche) war hier, u. a. bedingt

durch das verdampfende Öl, eine vermehrte Spritzerbildung zu erkennen. Gleichzeitig wur-

vor Fügeprozess

nach Fügeprozess

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

Referenz öligeOberfläche*

Mit

telw

ert

de

r B

ruch

kra

ft [

N]



de, im Vergleich zur Referenznaht und identischen Prozessparametern, eine reduzierte Ein-

schweißtiefe nachgewiesen. Dies ist u. U. sowohl dem veränderten Einkoppelverhalten der

Laserstrahlung infolge eines veränderten Absorptionsverhaltens als auch dem Energieverlust

aufgrund der Verdampfung des Öls geschuldet.

Nachfolgend wurden Schweißuntersuchungen mit praxisnahen, realistisch geringen Ölmen-

gen (dünne Benetzung) an den beiden primären Materialkombinationen

HC340LA+ZE / AA5182-O und 22MnB5+AS / AA5182-O durchgeführt (Abbildung 39). Dabei

wurden zwei unterschiedliche Fälle untersucht: zum einen wurde das Öl nur im Überlappbe-

reich zwischen beiden Blechen appliziert (Abbildung 39, links), zum anderen wurde zusätz-

lich auf der Oberseite des oben positionierten Stahlblech Öl appliziert (Abbildung 39, rechts).

Abbildung 39: Verölte Oberfläche (geringe Ölmenge) vor dem Fügeprozess, links: Benetzung des Blechs der Aluminiumlegierung im Bereich der Überlappzone, rechts: Benetzung des Stahlbleches im Bereich der Überlappzone

Abbildung 40 zeigt die im Vorfeld ölbenetzte Stahloberfläche (links:

HC340LA+ZE / AA5182-O, rechts: 22MnB5+AS / AA5182-O) nach dem Schweißprozess.

Aufgrund der hohen Temperaturen infolge des konzentrierten Energieeintrages verdampft

das Öl lokal um die Fügezone.

Abbildung 40: Stahloberfläche (links: HC340LA+ZE / AA5182-O, rechts: 22MnB5+AS / AA5182-O) nach dem Fügeprozess

Abbildung 41 zeigt die resultierenden Bruchkräfte für die Kombinationen

HC340LA+ZE / AA5182-O (blau) und 22MnB5+AS / AA5182-O (grün), jeweils im Vergleich

zur Referenzschweißung (ohne ölbenetzte Oberflächen). Proben ohne Anbindung

(vgl. Abbildung 38) wurden in die Mittelwertbildung nicht einbezogen.



Abbildung 41: Resultierende maximale Scherzugkräfte beim Schweißen mit verölter Oberfläche im Vergleich zur Referenz (unverölte Oberfläche): HC340LA+ZE / AA5182-O (blau); 22MnB5+AS / AA5182-O (grün); (Spannvorrichtung 2)

Wie erkennbar nehmen die resultierenden Bruchkräfte bei ölbenetzten Oberflächen im Ver-

gleich zur Referenzprobe ab (HC340LA+ZE / AA5182-O: Abnahme um ca. 24-27 %;

22MnB5+AS / AA5182-O: Abnahme um ca. 5-8 %). Dieses Ergebnis ist unabhängig davon,

ob das Öl nur zwischen den Blechen oder auch auf der Oberfläche der Oberseite des Stahl-

bleches aufgebracht wurde. Zusätzlich ist erkennbar, dass für die Kombination

HC340LA+ZE / AA5182-O (blau) sowohl die Abnahme als auch die Streuung der Werte (öl-

benetzte Proben) im Vergleich zur Kombination 22MnB5+AS / AA5182-O (grün) stärker aus-

geprägt ist. Dies ist wahrscheinlich auf den aufgrund der Zinkschicht eingestellten Entga-

sungsspalt (Spaltbreite = 0,1 mm) zurückzuführen, d.h. vom aufgebrachten Öl (identische

Menge für alle Versuche) verbleibt bei einem vorhandenem Entgasungspalt ein sehr viel

größerer Anteil in der Fügezone im Bereich des Laserstrahlauftreffpunktes, wodurch sich die

Festigkeit der Fügeverbindung reduziert. Für die Kombination 22MnB5+AS / AA5182-O (oh-

ne Entgasungsspalt) wird ein größerer Anteil des Öls aufgrund des Spannvorgangs vor dem

Schweißprozess aus der Fügezone verdrängt, sodass die negativen Effekte des Öls weitest-

gehend reduziert werden und die Bruchkräfte insgesamt auf einem sehr ähnlichen Niveau

bleiben.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

Referenz Öl im Spalt(geringeMenge)

Öl im Spalt undauf Oberfläche

(geringeMenge)

Referenz Öl im Spalt(geringeMenge)

Öl im Spalt undauf Oberfläche

(geringeMenge)

Mit

telw

ert

de

r B

ruch

kra

ft [

N]

6 Ergebnisse – geregelte Schweißuntersuchungen 39


6 ERGEBNISSE – GEREGELTE SCHWEISSUNTERSUCHUNGEN

Ziel der im Folgenden dargestellten Untersuchungen war, den Einfluss der Prozessregelung

(vgl. Abschnitt 1-2, [KAI14]) auf die mechanischen Eigenschaften der Mischverbindung zu

analysieren. Wie in Abschnitt 5.1.3 detailliert beschrieben, wurde bei der Steppnahtkonfigu-

ration, insbesondere im Ein- und Auslaufbereich, eine stark variierende Einschweißtiefe

nachgewiesen. Diese beeinflusst letztlich die tragende Länge der Schweißnaht und damit die

mechanischen Eigenschaften der gesamten Verbindung. Zur Erhöhung der tragenden Län-

ge, d. h. für eine gleichmäßige Einschweißtiefe, wurde daher der Einfluss der Einschweißtie-

fenregelung (Laserstrahlleistungsregelung) bei der Steppnahtkonfiguration für die beiden

primären Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA6016-T4 und 22MnB5+AS / AA6016-T4

untersucht. Dabei wurde, hinsichtlich einer direkten Vergleichbarkeit beider Materialkombina-

tionen, im ersten Schritt (in beiden Fällen) ein Nullspalt als Spaltmaß angewendet. Für die

Kombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 wurden zur Entgasung zusätzlich Untersuchungen

unter Verwendung eines Spaltmaßes von 0,05 und 0,1 mm (vgl. Abschnitt 5.1) durchgeführt.

Im Folgenden werden die Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverläufe für die unter-

schiedlichen Materialkombinationen dargestellt. Am Ende des jeweiligen Abschnitts werden

die Resultate der Scherzugprüfung von geregelt und ungeregelt geschweißten Proben mitei-

nander verglichen.

6.1 Geregelte Schweißuntersuchungen an HC340LA+ZE / AA6016-T4

Wie in Abschnitt 1-2 dargestellt, werden die Prozessemissionen durch eine Photodiode er-

fasst und das daraus resultierenden Spannungssignal (0-10 V) als Stellgröße (Ausgangs-

spannung) für die Laserstrahlleistung PL verwendet [KAI14]. Abbildung 42 zeigt exemplarisch

einen typischen Signalverlauf für eine Steppnaht mit einer Nahtlänge von l = 22,5 mm, wel-

che ohne den Einsatz einer Prozessregelung (HC340LA+ZE / AA6016-T4, Nullspalt) erzeugt

wurde.



Abbildung 42: Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverlauf einer Schweißverbindung der pri-mären Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (ungeregelt, Nullspalt)

Erkennbar ist die über den gesamten Verlauf konstante Laserstrahlleistung PL (blau) von

3,75 kW sowie das um eine Spannung von ca. 1,5 V leicht schwankende Ausgangssignal

der Photodiode als Maß für die Intensität des Messsignals (rot). Am Beginn des Schweißpro-

zesses ist zusätzlich, bedingt durch den Einstechvorgang des Laserstrahlschweißprozesses

mit einer leicht erhöhten Einschweißtiefe, eine sehr hohe Ausgangsspannung erkennbar.

Abbildung 43 zeigt den dazugehörigen Längsschliff der Steppnaht, dieser wurde in Längs-

richtung aus der Mitte der Steppnaht entnommen. Wie erkennbar wurde am Nahtanfang, im

Vergleich zum Rest der Verbindung, eine höhere Einschweißtiefe erreicht. Am Nahtende re-

sultiert durch Materialauswurf und einer rückläufigen Schmelzbadströmung eine Nahtunter-

wölbung im Bereich der Erstarrungslinse im Auslaufbereich.

Abbildung 43: Längsschliff einer Steppnaht der Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (un-geregelt, Nullspalt)

Im Gegensatz dazu zeigt Abbildung 44 den Verlauf der Laserstrahlleistung PL und der Aus-

gangsspannung bei einer aktiven Prozessregelung. Aufgrund der gleitenden Mittelwertbil-

dung (Mittelung über 10 Messwerte; resultierende reale Messfrequenz: 6,148 kHz, resultie-

rende reale Regelfrequenz: 1,997 kHz) des Spannungssignals ist dessen Verlauf, im Ver-

gleich zur o. g. ungeregelten Variante, per se glatter.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300

Au

sg

an

gssp

an

nu

ng

[V

]

Lasers

trah

lleis

tun

g P

L [

kW

]

Zeit [ms]

Leistung [kW] Ausgangspannung [V]



Abbildung 44: Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverlauf einer Schweißverbindung der pri-mären Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (geregelt, Nullspalt)

Basierend auf diesen Werten wird die Laserstrahlleistung PL durch den Regelprozess ange-

passt, d. h. ein hohes Spannungssignal, welches durch eine hohe Einschweißtiefe bedingt

ist, bewirkt eine Verringerung der Laserstrahlleistung PL und damit eine Reduktion der Ein-

schweißtiefe. Im dargestellten Beispiel wurde, wie in Abbildung 44 gezeigt, die obere Grenze

des festgelegten Laserstrahlleistungsbereichs PL von 3,9 kW ausschließlich zu Beginn des

geregelten Schweißprozesses erzielt, im weiteren Verlauf pendelt die Laserstrahlleistung PL

zwischen 3,7 und 3,8 kW.

Abbildung 45 zeigt einen Längsschliff einer Steppnaht, welche mit einem geregelten Prozess

erzeugt wurde. Im Gegensatz zur ungeregelt geschweißten Naht resultiert eine Nahtunter-

wölbung durch Materialauswurf nicht am Nahtende sondern am Nahtanfang, hingegen am

Nahtende eine typische Erstarrungslinse vorliegt. Im übrigen Nahtbereich wird eine sehr kon-

tante Einschweißtiefe erzielt. Ein direkter Vergleich mit dem Längsschliff der ungeregelt er-

zeugten Naht (vgl. Abbildung 43) zeigt nur eine unwesentliche Verbesserung der Nahtquali-

tät.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300

Au

sg

an

gssp

an

nu

ng

[V

]

Lasers

trah

lleis

tun

g P

L [

kW

]

Zeit [ms]




Abbildung 45: Längsschliff einer Steppnaht der Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (ge-regelt, Nullspalt)

Wie Eingangs beschrieben, wurden weitere Schweißuntersuchungen mit einem Spaltmaß

von 0,05 und 0,10 mm durchgeführt. Abbildung 46 zeigt einen typischen Zeit-Laserstrahl-

leistungs-/Ausgangsignalverlauf, dieser ähnelt dem Verlauf bei Verwendung eines Nullspalts

(vgl. Abbildung 44).

Abbildung 46: Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverlauf einer Schweißverbindung der pri-mären Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 (geregelt, Spalt: 0,05 mm)

Unter Nutzung eines Spaltes mit einer Breite von 0,1 mm konnte kein verlässliches Regel-

signal erfasst werden, sodass für dieses Spaltmaß keine geregelt geschweißten Proben er-

zeugt werden konnten.

Abbildung 47 stellt die erzielbaren maximalen Scherzugkräfte für die Materialkombination

HC340LA+ZE / AA6016-T4 für verschiedene Spaltmaße im geregelten (grün) und ungeregel-

te Fall (blau) dar.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0

0,5

1

1,5

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900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300

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]

Zeit [ms]




Abbildung 47: Maximale Scherzugkräfte von ungeregelt und geregelt geschweißten Verbindungen der primären Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 bei unterschiedlichen Spaltmaßen

Wie erkennbar sinken, unabhängig von der Regelung, die erzielbaren Bruchkräfte mit der

Verringerung des Spaltmaßes. Ursächlich kann hier eine Behinderung durch die Ausgasung

des Zinkdampfes im Bereich des Keyholes sein, welche mit abnehmenden Spaltbreiten im

Bereich des Keyholes zunimmt, da das Volumen für eine Entgasung seitlich von der Füge-

stelle entsprechend deutlich reduziert wird. Trotz sehr ähnlicher Längsschliffe zeigt ein Ver-

gleich der maximalen Scherzugkräfte bei identischen Bedingungen (Spaltmaß = 0 mm), dass

sich die Bruchkraft, bezogen auf den ungeregelten Fall (Fr = 2,0 kN), durch den Einsatz der

Schweißprozessregelung um 41,5 % erhöht (Fr = 2,8 kN).

0

500

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3500

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Spalt: 0,1 mm,ungeregelt

Spalt: 0,05 mm,geregelt

Spalt: 0 mm,ungeregelt

Spalt: 0 mm,geregelt

Bru

ch

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[kN

]



6.2 Geregelte Schweißuntersuchungen an 22MnB5+AS / AA6016-T4

Im Folgenden werden die geregelten Schweißuntersuchungen an der zweiten primären Ma-

terialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 zusammenfassend und analog zum vorherigen

Abschnitt 6.1 dargestellt. Abbildung 48 zeigt den Signalverlauf für einen Laserstrahlschweiß-

prozess zur Erzeugung einer Steppnaht (l = 22,5 mm; Nullspalt), welcher ohne den Einsatz

einer aktiven Prozessregelung ausgeführt wurde.

Abbildung 48: Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverlauf einer Schweißverbindung der pri-mären Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (ungeregelt, Nullspalt)

Erkennbar ist die konstante Laserstrahlleistung PL (blau) von 3,75 kW) über dem gesamten

Verlauf sowie das auch hier um eine Spannung von ca. 1,5 V schwankende Ausgangssignal

der Photodiode als Maß für die Intensität des Messsignals (rot).

Abbildung 49 zeigt den dazugehörigen Längsschliff. Am Nahtende kommt es durch Material-

auswurf und eine rückläufige Schmelzbadströmung zu einer Nahtunterwölbung im Bereich

der Erstarrungslinse im Auslaufbereich. Über die gesamte Anbindungslänge (Nahtlänge l) ist

jedoch eine vergleichsweise gleichmäßige Einschweißtiefe erkennbar.

Abbildung 49: Längsschliff einer Steppnaht der Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (un-geregelt, Nullspalt)

Abbildung 50 zeigt den Verlauf der Laserstrahlleistung PL und der Ausgangsspannung bei

aktiver Prozessregelung. Im dargestellten Beispiel wurde, wie in Abbildung 44 gezeigt, die

obere Grenze des festgelegten Laserstrahlleistungsbereichs PL von 3,9 kW über 50 % der

0

0,5

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0,5

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Lasers

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kW

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Anbindungslänge (Nahtlänge l) erreicht, im weiteren Verlauf pendelt die Laserstrahlleis-

tung PL zwischen 3,8 und 3,9 kW.

Abbildung 50: Zeit-Laserstrahlleistungs-/Ausgangsignalverlauf einer Schweißverbindung der pri-mären Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (geregelt, Nullspalt)

Abbildung 51 zeigt den dazugehörigen Längsschliff. Am Nahtende kommt es auch durch Ma-

terialauswurf und eine rückläufige Schmelzbadströmung zu einer Nahtunterwölbung im Be-

reich der Erstarrungslinse im Auslaufbereich. Ein Vergleich mit dem Längsschliff der ungere-

gelt erzeugten Naht (vgl. Abbildung 49) zeigt, insbesondere bzgl. der konstanten Ein-

schweißtiefe, eine ähnliche Nahtqualität.

Abbildung 51: Längsschliff einer Steppnaht der Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (ge-regelt, Nullspalt)

Abbildung 47 stellt die erzielbaren Bruchkräfte für die Materialkombination 22MnB5+AS /

AA6016-T4 für ein Spaltmaß von 0 mm im geregelten (grün) und ungeregelte Fall (blau) dar.

Wie in Abbildung 47 erkennbar, erhöhen sich die maximal erzielbaren Scherzugkräfte, bezo-

gen auf den ungeregelten Fall (Fr = 3,6 kN) durch die Prozessregelung um ca. 8 %

(Fr = 3,9 kN).

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kW

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Abbildung 52: Maximale Scherzugkräfte von ungeregelt und geregelt geschweißten Verbindungen der primären Materialkombination 22MnB5+AS / AA6016-T4 (Nullspalt)

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Spalt: 0 mm,ungeregelt

Spalt: 0 mm,geregelt

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7 Ergebnisse – Demonstratorfertung 47


7 ERGEBNISSE – DEMONSTRATORFERTUNG

Im Rahmen dieses Abschnitts wird die Demonstratorenfertigung vorgestellt. Die zuvor in der

Prozessentwicklung an Flachmaterial entwickelten Parameter des Laserstrahlschweißpro-

zesses wurden zur Verfahrens- und Technologiedemonstration auf einen Dachquerträger in

Leichtbauweise als exemplarisches Karosseriebauteil übertragen. Der Dachquerträger be-

steht aus drei Formteilen als Komponenten, die mittels CMT-Schweißlöten gefügt wurden,

wobei die mittlere Komponente aus einer Aluminiumlegierung und die äußeren Komponen-

ten aus einem verzinkten, mikrolegierten Feinkornstahl zur Kaltumformung gefertigt wurden.

Werkstoffe und Blechdicken der Dachquerträger-Komponenten sowie des angeschweißten

Bleches (HC340LA+ZE, t = 1,25 mm) wurden zur Nachbildung einer Verbindung zwischen

Dachquerträger und einer weiteren Dachstruktur der Karosserie ausgewählt. Die Verbindung

zwischen Dachstrukturausschnitt und -querträger wird mittels Laserstrahlschweißen im Über-

lappstoß (Spaltbreite = 0,1 mm) hergestellt. Abbildung 53 zeigt eine Aufnahme der Schweiß-

nahtoberseite der Laserstrahlschweißverbindung an dem Dachquerträger in Leichtbauweise.

Abbildung 53: Aufnahme einer Schweißnahtoberseite einer Laserstrahlschweißverbindung an einem Dachquerträger in Leichtbauweise

In der Sichtprüfung erzielen die mittels Laserstrahlschweißen erzeugten Mischverbindungen

am Dachquerträger über der gesamten Nahtlänge von 50 mm eine gleichmäßige Anbindung

sowie eine gleichförmige Nahterscheinung und –ausprägung, unter Ausnahme von Anlauf-

farben auf dem letzten Drittel der Mischverbindungslänge, die aus einer ungenügenden

Schutzgasabdeckung bzgl. des sich über der Nahtlänge verändernden Strömungsverhaltens

resultiert. Abbildung 54 zeigt eine Detailaufnahme der in Abbildung 53 gezeigten Laser-

strahlschweißverbindung.

7 Ergebnisse – Demonstratorfertung 48


Abbildung 54: Detailaufnahme der Laserstrahlschweißverbindung an einem Dachquerträger in Leichtbauweise

8 Zusammenfassung 49


8 ZUSAMMENFASSUNG

Im Rahmen dieses Forschungsvorhabens wurde das Laserstrahlschweißen unterschiedli-

cher, anwendungsnaher Stahl-Aluminium-Mischverbindungen (HC340LA+ZE / AA6016-T4;

HC380LA+ZE / AA6016-T4; HCT780X+ZE / AA6016-T4 und 22MnB5+AS / AA6016-T4) für

den automobilen Leichtbau untersucht, wobei der Schwerpunkt auf die beiden primären

Werkstoffkombinationen (HC340LA+ZE / AA6016-T4 und 22MnB5+AS / AA6016-T4) gelegt

wurde. Die Schweißuntersuchungen am Warmumformstahl 22MnB5+AS wurden mit zwei

unterschiedlichen Blechdicken (1,25 und 2,30 mm) durchgeführt. Neben der grundlegenden

Optimierung bzw. Anpassung der Prozessparameter für jede Werkstoff- bzw. Blechdicken-

paarung, standen die industriellen Anforderungen an die Fügeverbindung im Vordergrund

der Untersuchungen. Zur Ermittlung geeigneter Einschweißtiefen (Prozessparameter) wur-

den je Materialkombination Schweißuntersuchungen mit unterschiedlicher Streckenenergie

(Vorschubgeschwindigkeit v) durchgeführt und im Anschluss mittels Scherzugprüfung bzgl.

der maximal übertragbaren Kräfte geprüft.

Die verschiedenen Werkstoffkombinationen erzielen unabhängig vom Stahlwerkstoff sowie

der Materialstärke vergleichbare maximale Scherzugkräfte. Dementsprechend beeinflusst

der Stahlwerkstoff die erforderliche Streckenergie bzw. die zu verwendenden Prozesspara-

meter, sodass von werkstoffabhängigen Parametern (unterschiedliche Vorschubgeschwin-

digkeitsbereiche) ausgegangen werden kann. Werkstoffe (bzw. Blechdicken) der Fügepart-

ner üben jedoch lediglich einen geringen Einfluss auf die Festigkeit bzw. die übertragbaren

Scherzugkräfte aus, sodass eine werkstoffunabhängige Festigkeit vorliegt. Die übertragba-

ren Kräfte werden vorrangig durch die spröden intermetallischen Phasen bestimmt (Festig-

keitsplateau).

Weiterhin haben die Schweißuntersuchungen unter Einsatz unterschiedlicher Spanntechni-

ken bzw. -vorrichtungen gezeigt, dass die Spannbedingungen bzgl. der Einhaltung eines

konstanten Spaltmaßes über der gesamten Verbindungslänge auf die Ausprägungshöhe der

maximal erzielbaren Scherzugkräfte einen deutlichen Einfluss besitzen.

Hinsichtlich der Kopfzugprüfung werden im Vergleich zur Scherzugprüfung, aufgrund des

durch die Normalkrafteinbringung bedingten, sehr ungünstigen Belastungsfalls, deutlich ge-

ringere Bruchkräfte erzielt. Die Belastung wirkt hierbei vollständig auf den Phasensaum, so-

dass eine wie bei der Scherzugprüfung entgegen der Belastung wirkende Verklammerung

zwischen den beiden Fügepartnern nicht bzw. nur in geringem Maße vorliegt. Es ist davon

auszugehen, dass die erzielbaren Kräfte, insbesondere für den Kopfzugversuch, im Wesent-

lichen unabhängig von der Werkstoffkombination sind. Die im Vergleich zum Scherzugver-

such verringerten Bruchkräfte sind hinsichtlich einer Bauteilauslegung zu beachten.

Schweißuntersuchungen bzgl. einer Erhöhung der Anzahl an Schweißnähten zur Erhöhung

der Gesamtanbindungsbreite zeigen einen Anstieg der maximal erzielbaren Scherzugkräfte



auf. Eine Zweifachnaht erzielt ggü. einer Einfachnaht eine im Mittel um ca. 97 %

(22MnB5+AS / AA6016-T4) bzw. ca. 64 % (HC340LA+ZE / AA6016-T4) höhere maximale

Scherzugkraft. Dreifachnähte erzielen ggü. Einfachnähten eine im Mittel um ca. 150 %

(22MnB5+AS / AA6016-T4) bzw. ca. 119 % (HC340LA+ZE / AA6016-T4) höhere maximale

Scherzugkraft.

Untersuchungen hinsichtlich einer Variation der Nahtkonfiguration (kontinuierliche Naht und

Steppnaht) zur Analyse des Einflusses von Ein- und Auslaufbereich auf die tragenden Naht-

länge zeigten, dass Steppnähte im Vergleich zu kontinuierlich geschweißten Nähten im Mittel

leicht geringere maximale Scherzugkräfte sowie eine etwas höhere Streuung der Scherzug-

kräfte aufweisen. Die Reduktion der erzielbaren Scherzugkräfte betrug ca. 5 %

(HC340LA+ZE / AA6016-T4) bzw. ca. 7 % (22MnB5+AS / AA6016-T4). Ursächlich hierfür ist

mit hoher Wahrscheinlichkeit der Einfluss des Nahtanfangs und des –endes auf die mecha-

nischen Eigenschaften der Schweißnaht. Während bei den kontinuierlich geschweißten Pro-

ben die Einschweißtiefe über der gesamten Nahtlänge konstant ist, führt das Ein- und Aus-

stechen bei den gesteppten Nähten zu variierenden Einschweißtiefen und Durchmischungen

in diesen Nahtbereichen.

Bzgl. des Einflusses von Schutzgas auf den Laserstrahlschweißprozess für Stahl-Aluminium-

Mischverbindungen zeigten die entsprechenden Untersuchungen ohne Verwendung von

Schutzgas, dass sich bei einer Variation der Streckenenergie (Vorschubgeschwindigkeit v),

vergleichbar mit den unter Einsatz von Schutzgas hergestellten Verbindungen, auch hier ein

Festigkeitsplateau ausbildet. Ein Vergleich der maximal erreichbaren Scherzugkräfte zeigt,

dass die resultierenden maximalen Bruchkräfte durch eine Schutzgasabschirmung im Ver-

gleich zu den an Atmosphäre geschweißten Nähten um ca. 10 % erhöht werden können.

Zur Prüfung der Prozesssicherheit, insbesondere bzgl. langer Schweißnähte und dreidimen-

sionaler Strukturen, bei denen spanntechnisch ggf. ein exakt gleichbleibender Spaltabstand

nur mit hohem Aufwand realisiert werden kann, wurden Schweißuntersuchungen mit unter-

schiedlichen Spaltbreiten durchgeführt. Für die Materialkombination HC340LA+ZE /

AA5182-O führt die Nutzung eines Nullspaltes (Standardspaltmaß für Entgasung: 0,1 mm)

zu einer Abnahme der maximalen Scherzugkraft um ca. 50 %, d.h. die übertragbaren Kräfte

werden halbiert. Für die Kombination 22MnB5+AS / AA5182-O wird beobachtet, dass die

maximal erzielbaren Scherzugkräfte durch eine Erhöhung der Spaltbreite (Standardspalt-

maß: Nullspalt) nur geringfügig um ca. 4-5 % abnehmen. Die Werkstoffkombination

22MnB5+AS / AA5182-O zeigt sich damit, ggf. aufgrund der fehlenden Zinkdampfentgasung,

deutlich toleranter gegenüber Änderungen des Spaltmaßes.

Schweißuntersuchungen zur Herstellung von Dreiblechverbindungen (HC340LA+ZE /

22MnB5+AS / AA5182-O) mittels Laserstrahlschweißen zeigten, dass sich die maximal er-

zielbaren Scherzugkräfte von Zwei- und Dreiblechverbindungen, bedingt durch die von der



Anzahl der verwendeten Stahlbleche unabhängige Anbindungsbreite, auf einem sehr ähnli-

chen Niveau befinden. Eine Dreiblechverbindung ist damit unter Beibehaltung der mechani-

schen Eigenschaften (Scherzug) der Zweiblechverbindung bei Verwendung einer höheren

Streckenenergie bzw. geringeren Vorschubgeschwindigkeit v realisierbar.

Bzgl. der Kombination von Kleben und Laserstrahlschweißen wurde gezeigt, dass ggü. einer

reinen Laserstrahlschweißverbindung in etwa eine Verdopplung der resultierenden maxima-

len Scherzugkräfte erzielt wird. Weiterhin entfällt ggü. dem reinen Kleben bei der Verfah-

renskombination die Notwendigkeit einer Fixierung der Fügepartner mittels zusätzlicher

Spannelemente nach dem Klebstoffauftrag und während der Aushärtung. Zusammenfassend

ist die Kombination von Kleben und Laserstrahlschweißen, unter der Voraussetzung, dass

beide Fügezonen bzgl. einer gegenseitigen Beeinflussung voneinander getrennt werden, zur

Erhöhung der mechanischen Belastbarkeit der Stahl-Aluminium-Mischverbindung als positiv

zu bewerten.

Die resultierenden maximalen Scherzugkräfte von Schweißverbindungen an Blechen mit öl-

benetzten Oberflächen nehmen im Vergleich zu unbenetzten Referenzproben ab. Dieses Er-

gebnis ist unabhängig davon, ob das Öl ausschließlich zwischen den Blechen oder zusätz-

lich auf der Oberfläche der Oberseite des Stahlbleches aufgebracht wurde. Weiterhin ist für

die Kombination HC340LA+ZE / AA5182-O sowohl die Abnahme als auch die Streuung der

maximal erzielbaren Scherzugkräfte (ölbenetzte Proben) im Vergleich zur Kombination

22MnB5+AS / AA5182-O stärker ausgeprägt. Dies ist wahrscheinlich auf den, aufgrund der

Zinkschicht benötigten Entgasungsspalt (Spaltbreite = 0,1 mm) zurückzuführen, d.h. vom

aufgebrachten Öl verbleibt bei einem vorhandenem Entgasungspalt ein sehr viel größerer

Anteil in der Fügezone im Bereich des Laserstrahlauftreffpunktes wodurch die Festigkeit der

Fügeverbindung reduziert wird. Für die Kombination 22MnB5+AS / AA5182-O (ohne Entga-

sungsspalt) wird ein größerer Anteil des Öls aufgrund des Spannvorgangs aus der Fügezone

verdrängt, sodass die negativen Effekte des Öls weitestgehend reduziert werden und die

maximalen Scherzugkräfte insgesamt auf einem ähnlichen Niveau bleiben.

Hinsichtlich des Einflusses der Einschweißtiefenregelung auf die mechanischen Eigenschaf-

ten von Schweißverbindungen der Materialkombinationen HC340LA+ZE / AA6016-T4 und

22MnB5+AS / AA6016-T4 wurden Untersuchungen bzgl. einer Erhöhung der tragenden Län-

ge der Steppnähte durchgeführt. Dabei wurde untersucht, ob durch die Prozessregelung ge-

nerell eine gleichmäßigere Einschweißtiefe bzw. eine entsprechende Kompensation bei vari-

ierenden Spaltbreiten realisiert werden kann. Metallographische Analysen von geregelt und

ungeregelt, unter Laborbedingungen, geschweißten Mischverbindungen zeigen für die unter

Einsatz der Regelung erzeugten Verbindungen lediglich unwesentliche Verbesserungen

bzgl. der Einschweißtiefe. Jedoch ist zu erwarten, dass die Einschweißtiefenregelung, insbe-

sondere unter realen Fertigungsbedingungen, bei denen über der Naht- bzw. Bauteillänge



Spaltbreiten mit einer variablen Ausprägung vorliegen können, eine Verbesserung bewirkt.

Unabhängig von einem Einsatz der Schweißprozessregelung nehmen die erzielbaren maxi-

malen Scherzugkräfte für die Materialkombination HC340LA+ZE / AA6016-T4 mit einer Ver-

ringerung des Spaltmaßes ab. Ursächlich kann hier eine Behinderung durch die Ausgasung

des Zinkdampfes im Bereich des Keyholes sein, welche mit abnehmenden Spaltbreiten zu-

nimmt, da das Volumen für eine Entgasung seitlich von der Fügestelle entsprechend redu-

ziert wird. Trotz der ähnlichen Längsschliffe zeigt ein Vergleich der maximalen Scherzugkräf-

te bei identischen Bedingungen (Spaltmaß = 0 mm), dass sich die maximale Scherzugkraft

durch den Einsatz der Schweißprozessregelung um 41,5 % erhöht. Für die Werkstoffpaa-

rung 22MnB5+AS / AA6016-T4 konnten die maximal erzielbaren Scherzugkräfte unter Ein-

satz der Prozessregelung um ca. 8 % erhöht werden.

Abschließend wurden die an Flachmaterial ermittelten Parameter des entwickelten Laser-

strahlschweißprozesses zur Verfahrens- und Technologiedemonstration im Rahmen einer

Demonstratorfertigung erfolgreich auf eine Verbindung zwischen einem Dachquerträger und

einer weiteren Dachstruktur der Karosserie als anwendungsnahe Bauteilgeometrie übertra-

gen. In der Sichtprüfung erzielen die mittels Laserstrahlschweißen erzeugten Mischverbin-

dungen am Dachquerträger in Leichtbauweise über der gesamten Nahtlänge von 50 mm ei-

ne gleichmäßige Anbindung sowie eine gleichförmige Nahterscheinung und –ausprägung.

9 Danksagung 53


9 DANKSAGUNG

Das Laser Zentrum Hannover e.V. dankt der Forschungsvereinigung Automobiltechnik (FAT)

und dem FAT-Arbeitskreis 17 (Leichtbau) für die Förderung des Forschungsvorhabens „La-

serstrahlschweißen von anwendungsnahen Stahl-Aluminium-Mischverbindungen für den au-

tomobilen Leichtbau“.

Weiterhin dankt das Laser Zentrum Hannover e.V. den Mitgliedern des Betreuerkreises aus

dem Arbeitskreis 17 (Leichtbau) der Forschungsvereinigung Automobiltechnik (FAT) für ihre

Mitarbeit, die Bereitstellung von Werkstoffen und Spanntechnik, die Anregungen bzgl. der

durchgeführten Untersuchungen, eine Einordnung der Resultate sowie die konstruktiven

Diskussionen.

Betreuerkreis aus dem FAT-Arbeitskreis 17 (Leichtbau):

Herr Dr. Dölle Daimler AG

Herr Mößle Daimler AG

Herr Dr. Ambrosy Johnson Controls GmbH

Herr Dannheisig Johnson Controls GmbH

Herr Dr. Graul Volkswagen AG

Herr Klose Volkswagen AG

10 Literaturverzeichnis 54


10 LITERATURVERZEICHNIS

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10 Literaturverzeichnis 55


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Bisher in der FAT-Schriftenreihe erschienen (ab 2010)

Nr. Titel

----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 227 Schwingfestigkeitsbewertung von Nahtenden MSG-geschweißter Dünnbleche aus Stahl, 2010 228 Systemmodellierung für Komponenten von Hybridfahrzeugen unter Berücksichtigung von Funktions- und

EMV-Gesichtspunkten, 2010 229 Methodische und technische Aspekte einer Naturalistic Driving Study, 2010 230 Analyse der sekundären Gewichtseinsparung, 2010 231 Zuverlässigkeit von automotive embedded Systems, 2011 232 Erweiterung von Prozessgrenzen der Bonded Blank Technologie durch hydromechanische Umformung, 2011 233 Spezifische Anforderungen an das Heiz-Klimasystem elektromotorisch angetriebener Fahrzeuge, 2011 234 Konsistentes Materialmodell für Umwandlung und mechanische Eigenschaften beim Schweißen hochfester Mehrphasen-Stähle, 2011 235 Makrostrukturelle Änderungen des Straßenverkehrslärms, Auswirkung auf Lästigkeit und Leistung, 2011 236 Verbesserung der Crashsimulation von Kunststoffbauteilen durch Einbinden von Morphologiedaten aus der Spritzgießsimulation, 2011 237 Verbrauchsreduktion an Nutzfahrzeugkombinationen durch aerodynamische Maßnahmen, 2011 238 Wechselwirkungen zwischen Dieselmotortechnik und -emissionen mit dem Schwerpunkt auf Partikeln, 2012 239 Überlasten und ihre Auswirkungen auf die Betriebsfestigkeit widerstandspunktgeschweißter Feinblech- strukturen, 2012 240 Einsatz- und Marktpotenzial neuer verbrauchseffizienter Fahrzeugkonzepte, 2012 241 Aerodynamik von schweren Nutzfahrzeugen - Stand des Wissens, 2012 242 Nutzung des Leichtbaupotentials von höchstfesten Stahlfeinblechen durch die Berücksichtigung von

Fertigungseinflüssen auf die Festigkeitseigenschaften, 2012 243 Aluminiumschaum für den Automobileinsatz, 2012 244 Beitrag zum Fortschritt im Automobilleichtbau durch belastungsgerechte Gestaltung und innovative

Lösungen für lokale Verstärkungen von Fahrzeugstrukturen in Mischbauweise, 2012 245 Verkehrssicherheit von schwächeren Verkehrsteilnehmern im Zusammenhang mit dem geringen

Geräuschniveau von Fahrzeugen mit alternativen Antrieben, 2012 246 Beitrag zum Fortschritt im Automobilleichtbau durch die Entwicklung von Crashabsorbern aus textil-

verstärkten Kunststoffen auf Basis geflochtener Preforms und deren Abbildung in der Simulation, 2013 247 Zuverlässige Wiederverwendung und abgesicherte Integration von Softwarekomponenten im

Automobil, 2013 248 Modellierung des dynamischen Verhaltens von Komponenten im Bordnetz unter Berücksichtigung des

EMV-Verhaltens im Hochvoltbereich, 2013

249 Hochspannungsverkopplung in elektronischen Komponenten und Steuergeräten, 2013 250 Schwingfestigkeitsbewertung von Nahtenden MSG-geschweißter Feinbleche aus Stahl unter

Schubbeanspruchung, 2013

251 Parametrischer Bauraum – synchronisierter Fahrzeugentwurf, 2013 252 Reifenentwicklung unter aerodynamischen Aspekten, 2013 253 Einsatz- und Marktpotenzial neuer verbrauchseffizienter Fahrzeugkonzepte – Phase 2, 2013 254 Qualifizierung von Aluminiumwerkstoffen für korrosiv beanspruchte Fahrwerksbauteile unter zyklischer

Belastung (Salzkorrosion), 2013 255 Untersuchung des Rollwiderstands von Nutzfahrzeugreifen auf echten Fahrbahnen, 2013 256 Naturalistic Driving Data, Re-Analyse von Daten aus dem EU-Projekt euroFOT, 2013 257 Ableitung eines messbaren Klimasummenmaßes für den Vergleich des Fahrzeugklimas konventioneller

und elektrischer Fahrzeuge, 2013 258 Sensitivitätsanalyse rollwiderstandsrelevanter Einflussgrößen bei Nutzfahrzeugen, Teile 1 und 2, 2013 259 Erweiterung des Kerbspannungskonzepts auf Nahtübergänge von Linienschweißnähten an dünnen

Blechen, 2013 260 Numerische Untersuchungen zur Aerodynamik von Nutzfahrzeugkombinationen bei realitätsnahen

Fahrbedingungen unter Seitenwindeinfluss, 2013 261 Rechnerische und probandengestützte Untersuchung des Einflusses der Kontaktwärmeübertragung in

Fahrzeugsitzen auf die thermische Behaglichkeit, 2013 262 Modellierung der Auswirkungen verkehrsbedingter Partikelanzahl-Emissionen auf die Luftqualität für eine

typische Hauptverkehrsstraße, 2013 263 Laserstrahlschweißen von Stahl an Aluminium mittels spektroskopischer Kontrolle der Einschweißtiefe

und erhöhter Anbindungsbreite durch zweidimensional ausgeprägte Schweißnähte, 2014 264 Entwicklung von Methoden zur zuverlässigen Metamodellierung von CAE Simulations-Modellen, 2014 265 Auswirkungen alternativer Antriebskonzepte auf die Fahrdynamik von PKW, 2014 266 Entwicklung einer numerischen Methode zur Berücksichtigung stochastischer Effekte für die Crash-

simulation von Punktschweißverbindungen, 2014 267 Bewegungsverhalten von Fußgängern im Straßenverkehr - Teil 1, 2014 268 Bewegungsverhalten von Fußgängern im Straßenverkehr - Teil 2, 2014 269 Schwingfestigkeitsbewertung von Schweißnahtenden MSG-geschweißter Feinblechstrukturen aus

Aluminium, 2014 270 Physiologische Effekte bei PWM-gesteuerter LED-Beleuchtung im Automobil, 2015 271 Auskunft über verfügbare Parkplätze in Städten, 2015 272 Zusammenhang zwischen lokalem und globalem Behaglichkeitsempfinden: Untersuchung des

Kombinationseffektes von Sitzheizung und Strahlungswärmeübertragung zur energieeffizienten Fahrzeugklimatisierung, 2015

273 UmCra - Werkstoffmodelle und Kennwertermittlung für die industrielle Anwendung der Umform- und

Crash-Simulation unter Berücksichtigung der mechanischen und thermischen Vorgeschichte bei hochfesten Stählen, 2015

274 Exemplary development & validation of a practical specification language for semantic interfaces of

automotive software components, 2015 275 Hochrechnung von GIDAS auf das Unfallgeschehen in Deutschland, 2015 276 Literaturanalyse und Methodenauswahl zur Gestaltung von Systemen zum hochautomatisierten Fahren,

2015 277 Modellierung der Einflüsse von Porenmorphologie auf das Versagensverhalten von Al-Druckgussteilen

mit stochastischem Aspekt für durchgängige Simulation von Gießen bis Crash, 2015

278 Wahrnehmung und Bewertung von Fahrzeugaußengeräuschen durch Fußgänger in verschiedenen

Verkehrssituationen und unterschiedlichen Betriebszuständen, 2015 279 Sensitivitätsanalyse rollwiderstandsrelevanter Einflussgrößen bei Nutzfahrzeugen – Teil 3, 2015 280 PCM from iGLAD database, 2015 281 Schwere Nutzfahrzeugkonfigurationen unter Einfluss realitätsnaher Anströmbedingungen, 2015 282 Studie zur Wirkung niederfrequenter magnetischer Felder in der Umwelt auf medizinische Implantate,

2015 283 Verformungs- und Versagensverhalten von Stählen für den Automobilbau unter crashartiger mehrachsi-

ger Belastung, 2016 284 Entwicklung einer Methode zur Crashsimulation von langfaserverstärkten Thermoplast (LFT) Bauteilen

auf Basis der Faserorientierung aus der Formfüllsimulation, 2016 285 Untersuchung des Rollwiderstands von Nutzfahrzeugreifen auf realer Fahrbahn, 2016 286 χMCF - A Standard for Describing Connections and Joints in the Automotive Industry, 2016 287 Future Programming Paradigms in the Automotive Industry, 2016 288 Laserstrahlschweißen von anwendungsnahen Stahl-Aluminium-Mischverbindungen für den automobilen

Leichtbau, 2016

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FORSCHUNGSVEREINIGUNG AUTOMOBILTECHNIK … · Aluminium-Mischverbindungen in industrienahen Anwendungen umzusetzen. In diesem ... Dehngrenze N/mm² 180–250 35 Bruchdehnung % 30