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Deformations- und Dehnungsanalyse
von geschweißten
Metall/Faser-Kunststoff-Verbunden
mit optischen und thermischen Messverfahren
Vom Fachbereich Maschinenbau und Verfahrenstechnik
der Universität Kaiserslautern zur Verleihung des akademischen Grades
Doktor-Ingenieur (Dr.-Ing.)
genehmigte Dissertation
von
Herrn
Dipl.-Ing. Martin Bos
aus Mainz am Rhein
Tag der mündlichen Prüfung: 30.03.2009
Dekan:
Prof. Dr.-Ing. Siegfried Ripperger
Berichterstatter:
Prof. Dr.-Ing. Rüdiger Haberland
Univ.-Prof. Dr.-Ing. Paul Ludwig Geiß
Universität Kaiserslautern (D 386)
Vorwort
Die vorliegende Arbeit habe ich während meiner Zeit als Mitarbeiter der
DFG-Forschergruppe 524 „Herstellung, Eigenschaftsanalyse und Simulation
geschweißter Leichtbaustrukturen aus Metall/Faser-Kunststoff-Verbunden“
angefertigt und führte meine Untersuchungen am Lehrstuhl für Ressourcengerechte
Produktentwicklung an der Technischen Universität Kaiserslautern durch.
Ich danke besonders Prof. Dr.-Ing. Rainer Renz für die Ermöglichung, die Arbeit an
seinem Lehrstuhl durchführen zu können, für fachliche und persönliche
Unterstützung und Betreuung.
Ich bedanke mich bei Prof. Dr.-Ing. R. Haberland und Univ.-Prof. Dr.-Ing. P. L. Geiß
für die Erstellung der Gutachten. Herrn Prof. Dr.-Ing. habil. D. Eifler danke ich für die
Übernahme des Prüfungsvorsitzes und die Hilfestellung im letzten Abschnitt meiner
Arbeit.
Ich bedanke mich außerdem bei den ehemaligen Mitarbeitern des Lehrstuhls für die
hilfreiche Unterstützung, die Bereitschaft zu konstruktiven und fruchtbaren
Diskussionen und die angenehme Arbeitsatmosphäre.
Mein Dank gilt auch meinen Kollegen Dipl.-Ing. Frank Balle, Dipl.-Ing. Martin Flöck,
Dr.-Ing. Rudi Velthuis sowie Dipl.-Ing. Thomas Bayerl für die intensive
Zusammenarbeit und die Einblicke in die Probenherstellung mit verschiedenen
Schweißverfahren.
Ich danke meinen Kollegen Dipl.-Ing. Sascha Gramsch und Dr.-Ing. Johannes
Utzinger für die anregenden und fruchtbaren Diskussionen im Bereich Modellierung
und Simulation der Schweißverbindungen.
Ich bedanke mich bei der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) für die
finanzielle Unterstützung.
3
Zusammenfassung
Der Schwerpunkt dieser Arbeit liegt auf der präzisen Beschreibung von
geschweißten einschnittigen Überlappverbindungen aus Metall / Faser-Kunststoff-
Verbunden unter mechanischer Belastung. Durch Synergieeffekte von optischen und
thermischen Messverfahren kann das Deformations- und Dehnungsverhalten
verschiedenste Probeformen charakterisiert werden.
Zunächst wird ein kurzer Überblick über die genutzten optischen und thermischen
Messverfahren gegeben. Vor- und Nachteile der Verfahren werden hierbei detailliert
erläutert.
Nachfolgend geraten Ultraschallgeschweißte einschnittige Überlappverbindungen in
den Fokus der Betrachtungen. Dabei kommen statische, dynamische und
schlagartige Beanspruchungen zum Einsatz. Das Deformations- und
Dehnungsverhalten wird jeweils mit einem geeigneten Messverfahren beschrieben.
Vor- und Nachteile der einzelnen Messverfahren werden, für eine spätere Nutzung
von Synergieeffekten, durch Messungen an demselben Probekörper deutlich
herausgearbeitet.
Im letzten Kapitel der Arbeit wird eine Finite Element Simulation der einschnittigen
Überlappverbindungen erstellt. Es wird gezeigt, dass unter zu Hilfenahme der
ortsaufgelösten Deformations- und Dehnungsmessungen die Genauigkeit der
FE - Simulation deutlich verbessert werden kann.
Die wichtigsten Ergebnisse dieser Arbeit sind zusammenfassend dargestellt:
• Kopplung von Grauwertkorrelation und Scanning Acoustic Microscopy zur Dehnungsdarstellung in optisch nicht zugänglichen Bereichen
• Verbesserung der FE – Simulation durch genaueste Dehnungsmessungen • Kopplung verschiedener optischer Systeme zur Dehnungsmessung über
mehrere Größenordnungen • Vergleich von Grauwertkorrelation und Elektronischer Speckle Pattern
Interferenz • Erklärung des thermoelastischen Spannungssignals mittels FE – Simulation
4
Abstract
The main focus of this thesis is to get a precise description of welded single lap joints
of metal and fibre reinforced plastic while mechanically deformed. This is done by
using the synergy-effects of three different optical and thermal measurement systems
for the characterisation of different specimen.
Initially the thesis gives a brief overview of the provided thermal and optical
measurement systems, including their specific errors and their limits of use. The
measurements are done with plane joints of metal and reinforced plastic. Their
deformation behaviour is described qualitative and quantitative.
Afterwards the geometric more complex ultrasonic welded joints of AlMg3 and CF-
PA66 become focus of the research. Depending on the load type, the appropriate
measurement system is selected. Static, dynamic and crash loads are used to
describe the complex specimen reaction.
It is displayed, that the use of one measurement system is often enough for a basic
understanding of the strain and stress distributions when different loads are applied.
To acquire exact knowledge of the comparability of the different measurement
methods the strain distribution of a single specimen was measured by all systems.
Thus, the advantages and limits of the different measurement systems can be
described in detail. Applying this basic knowledge all measurement systems can be
used synergistically.
The last chapter deals with a finite element analysis of the problem (single lap joint in
tension test), which allows the comparison of all measurement methods. It is
demonstrated, that the use of the measured strains can help to improve the accuracy
of the finite element simulation.
5
The main task of this dissertation is to describe the exact strain and stress
distribution of the specimen in tensile test. Using all the results of the measurements
and their combination, the complex welded single lap joint is described in detail. To
obtain the best results, the following steps are realized:
• Coupling of the digital image correlation with the scanning acoustic
microscopy. There for a measurement of the strains in the not visible interface
layer between metal and fibre reinforced plastic can be done.
• Using the most accurate results of the strain measurements to improve the
finite element simulation.
• Combining the electronic speckle pattern interferometry with the digital image
correlation to measure the strains in a wide range of load situations.
• The subsequent comparison of digital image correlation and electronic speckle
pattern interferometry.
• The finite element simulation, improved by the results of the measurements, is
used to explain the measured signal of the following thermoelastic stress
analysis.
Concluding it is necessary, to use the advantages of different measurement systems
to achieve a precise understanding and exact description of the strain distributions.
The combination of thermal, optical and ultrasonic measurement systems gives more
precise information of the stressed areas, than only one of the measurement system
with the highest accuracy.
Abkürzungsverzeichnis:
DC01 Kaltstahlblech früher ST2 bzw. ST12
AlMg3 Aluminiumlegierung mit Magnesium
PEEK Polyetheretherketon
PA6 Polyamid 6
PA66 Polyamid 66
CH2O2 Ameisensäure (verwendete Konzentration: 100%)
CFK Kohlenstofffaserverstärkter Kunststoff (C=Carbon)
GFK Glasfaserverstärkter Kunststoff
CF-PEEK Kohlenstofffaserverbundwerkstoff mit PEEK als Matrixmaterial
CF-PA66 Kohlenstofffaserverbundwerkstoff mit PA66 als Matrixmaterial
E-Modul Elastizitätsmodul oder Youngscher Modul
x, y, z Ortskoordinaten im kartesischen Koordinatensystem
εy, εy, εz Dehnungen in verschiedene Richtungen
F Kraft
MB Biegemoment
σZ Zugspannung im Fügespalt
ττττV, ττττD Schubspannungen im Fügespalt
υ Querkontraktionszahl
L0 Bezugslänge zum Errechnen der Dehnung
US Ultraschall (-schweißung)
WIP Wärmeimpuls (-schweißung)
IND Induktion (-sschweißung)
LSZ / LW Lastspielzahl / Lastwechsel
FE Finite Elemente
i
1 Einleitung 1
2 Spezifische Verfahren der Schweißtechnik 5
2.1 Ultraschallschweißen 5
2.2 Wärmeimpulsschweißen 8
2.3 Induktionsschweißen 9
2.4 Probengeometrie und verwendete Materialien 11
3 Belastung einschnittiger Überlappverbindungen im Zug-Scher-Versuch 14
4 Vorstellung der optischen Messverfahren 19
4.1 Optische Messverfahren und deren Einsatz zur Analyse von Schweiß- und
Klebeverbindungen 19
4.2 Die Grauwertkorrelation 21
4.3 Die Elektronische Speckle Pattern Interferometrie 24
4.4 Die Thermoelastische Spannungsanalyse (TSA) 30
5 Spezifische Messunsicherheiten der vorgestellten Messsysteme 33
5.1 Einfluss der Facettengröße bei der Grauwertkorrelation 33
5.2 Glättungseinfluss bei der ESPI Auswertung 34
5.3 Auflösungsbestimmung der ESPI - Messung im verwendeten Aufbau 36
5.4 Starrkörperrotation und große Deformation bei der ESPI-Messung 37
5.5 Kalibrierung des CCD-Sensors bei der TSA-Messung 38
5.6 Frequenzeffekte der TSA 40
5.7 Einfluss der Phase auf den Real- und Imaginärteil des TSA-Signals 44
6 Vergleichende Untersuchungen einschnittiger Verbindungstypen 46
6.1 Induktionsgeschweißte und geklebte Proben im Vergleich 47
6.2 Vergleich von Wärmeimpuls- und Induktionsschweißungen 51
6.3 Wärmeimpulsschweißungen mit reduziertem Normalkraftanteil 54
ii
7 Charakterisierung von ultraschallverschweißten Metall / CFK – Verbunden
57
7.1 ESPI Messungen an Metall-Metall US-Verschweißungen 58
7.2 Quasistatische Versuchsführung an Metall-CFK-Verbunden 61
7.2.1 Vergleich der Dehnungsverteilungen unterschiedlicher AlMg3-CFK
Verbunde (CF-PA66 u. CF-PEEK) 61
7.2.2 Seitenansicht auf den Scherspalt 65
7.3 Zug-Scher-Versuche bei hoher Abzugsgeschwindigkeit 67
7.3.1 Schlagartige Beanspruchung, Normalenansicht 67
7.3.2 Schlagartige Beanspruchung, Seitenansicht 70
7.4 Dynamische Untersuchungen der Metall-CFK-Verbindungen 72
7.4.1 Dynamische Laststeigerungsversuche an Ultraschallschweißungen 72
7.4.2 Ermüdungsversuche an Ultraschallschweißungen 75
7.5 Prozessbedingte Verschiebung der Faserstruktur 79
7.6 Ansatz zur Ermittlung der Eigenspannungen 80
8 Direkter Vergleich der Ergebnisse von Untersuchungen mit
unterschiedlichen Messverfahren 84
8.1 Vergleich von ESPI, Grauwertkorrelation und TSA 84
8.2 Vergleich von ESPI und Grauwertkorrelation bei niedriger Belastung 87
8.3 Kombination von Grauwertkorrelation und Scanning Acoustic Microscopy
(SAM) 89
8.4 Dynamische Laststeigerungsversuche mit der Thermoelastischen
Spannungsanalyse 96
8.5 Vergleich von Grauwertkorrelation und TSA an Stahl/PEEK/Stahl
Verbunden mit eingefügter Fehlstelle 100
8.6 Vergleich der hochauflösenden Verfahren - Untersuchungen von
Ultraschallverschweißungen verschiedener Gewebetypen 106
8.7 Vergleich der TSA und Grauwertkorrelation bei Seitenansicht 111
9 Finite Elemente (FE) Analyse der Schweißungen 113
iii
9.1 FE-Simulation von wärmeimpulsgeschweißten Proben 113
9.1.1 Weiterführende Werkstoffmodellierung 115
9.1.2 Qualitative Beurteilung von Fehlstellen auf das Dehnungsverhalten 119
9.2 FE- Simulation von ultraschallgeschweißten Proben 120
9.2.1 Präzisierung des Geometriemodells auf der Basis von ortsaufgelösten
Messergebnissen 124
9.3 Weitere Verbesserungsvorschläge für das FE Modell durch komplexere und
realitätsnähere Modellbildung 127
9.4 Abweichung des TSA-Signals von Oberflächendehnungen 128
Spannungsdifferenzen durch Tiefeneffekte 129
10 Zusammenfassung der beobachteten Synergieeffekte der einzelnen
Messmethoden und der Berechnung 132
11 Literaturverzeichnis 135
1
1 Einleitung
Zahlreiche Studien gehen auch im 21. Jahrhundert von einem weiteren Wachstum
der Automobilindustrie aus [1][2][3] und einem Anwachsen des Individualverkehrs mit
dem PKW. In den Lastenheften der Automobilhersteller steht immer öfter die
Gewichtsreduktion an oberster Stelle. Durch die Verwirklichung von
Leichtbaukonzepten kann aufgrund von Gewichtseinsparungen der Roll-,
Beschleunigungs- und Steigungswiderstand der Automobile verringert werden [4].
Dadurch wird zum einen die Fahrdynamik des Fahrzeugs erheblich verbessert und
zum anderen der Verbrauch und somit der CO2 Ausstoß reduziert.
Die Gesamtemission soll, eingeleitet durch eine freiwillige Selbstverpflichtung der
European Automobile Manufacturers Association (ACEA), auf eine
Verbrauchsreduzierung um 25% weiter verringert werden [5]. Dass dies möglich ist,
zeigt z. B. eine Studie von Mann und Hummel über Kunststoff/Hybrid Ölwannen, in
der von einer jährlichen CO2-Reduktion um 65000 Tonnen durch
Gewichtseinsparung allein in Deutschland ausgegangen wird [6].
Leichtbaumaßnahmen durch Werkstoffauswahl und geeignete Fügetechnologien
spielen bei der Gewichtsreduktion der Fahrzeuge von Morgen eine entscheidende
Rolle. Die Fügetechnologien haben dabei eine Schlüsselfunktion, um den
Herausforderungen der Produktions- und Werkstoffentwicklung in der Zukunft
erfolgreich begegnen zu können. Vor allem die Automobilhersteller und deren
Zulieferer sowie die Elektroindustrie stellen immer höhere Anforderungen an die
Hersteller von Verbindungselementen. Das gilt sowohl für die Qualität, als auch für
den Preis.
Konstruktionskonzepte der Automobilhersteller führen beispielsweise dazu, dass
moderne Autokarosserien heutzutage eine Vielfalt unterschiedlicher Werkstoffe
sowie oberflächenbeschichtete Teile aufweisen. Aluminium, Magnesium, Borstahl,
höherfeste Stahlfeinbleche sowie faserverstärkte Kunststoffe [7][1][8] stellen den
Hauptanteil am modernen Materialmix dar. Dabei bilden glasfaserverstärkte und
kohlenstofffaserverstärkte Polymere einen nicht zu vernachlässigenden Anteil. Diese
Kunststoffe werden sowohl in kurzfaser- als auch in langfaser- und
gewebeverstärkter Version eingesetzt [9]. Der Trend zum "Multi-Material-Design" ist
2
schon seit Jahren zu verzeichnen und die Entwicklung schreitet immer schneller
voran.
Im Zuge der technologischen Weiterentwicklung kommen zunehmend
Leichtbaustrukturen, insbesondere auch solche aus hybriden Metall/Faser-
Kunststoff-Verbunden [10] zum Einsatz, die in vielen unterschiedlichen
Industriezweigen neue Möglichkeiten für innovative Produktentwicklungen erlauben.
Hybride Leichtbaustrukturen aus Metall/Faser-Kunststoff-Verbunden ermöglichen die
Entwicklung einer neuen Generation von Produkten, die ihre Anwendung in der
Kraftfahrzeug- und Luftfahrtindustrie finden. Durch die Entwicklung und Analyse von
Fügeverfahren, die Faser-Kunststoff-Verbunde und Leichtmetalle zu hybriden
Bauteilen verbinden, können die spezifischen Nachteile der einzelnen
Werkstoffgruppen gemindert und deren Vorteile zusammengeführt werden.
Das genaue Verständnis und die Beurteilung der Qualität dieser Metall-
Faserkunststoff-Direktverbunde spielt eine entscheidende Rolle. Nur durch eine
exakte Analyse des Materialverhaltens unter Belastung ist es möglich, die
hergestellten Verbunde zu beurteilen und deren Einsatz und Nutzen für die Industrie
einzuschätzen. Im Rahmen dieser Arbeit werden mehrere Messmethoden in Bezug
auf Ihre Anwendbarkeit zur Untersuchung und Beurteilung von Metall-
Faserkunststoffverbunden genutzt. Ziel der hier vorliegenden Arbeit ist es, das
Verhalten der Metall-Faserkunststoffverbunde unter Belastung zu beurteilen. Dabei
kommen verschiedene optische und thermische Messmethoden zum Einsatz. Vor-
und Nachteile der verwendeten Methoden bei der Charakterisierung der Metall-
Faserkunststoff-Verbunde sollen herausgearbeitet und die Vorteile des kombinierten
Einsatzes mehrerer Methoden sollen aufgezeigt werden.
Die hier vorgestellte Arbeit ist in eine DFG Forschergruppe mit dem Titel:
„Herstellung, Eigenschaftsanalyse und Simulation geschweißter Leichtbaustrukturen
aus Metall/Faser-Kunststoff-Verbunden“ eingebettet. Diese gliedert sich in drei
herstellende Teilprojekte, die sich zum Ziel gesetzt haben, die jeweiligen
Schweißverfahren zu optimieren und das bestmögliche Ergebnis für drei
physikalisch, wie technisch unterschiedliche Schweißmethoden weiter zu entwickeln.
Dabei werden Ultraschallschweißungen [11], Wärmeimpulsschweißungen [12] und
Induktionsschweißungen [13] hergestellt. Zwei weitere Teilbereiche befassen sich mit
der Analyse und Charakterisierung der hergestellten einschnittigen
3
Überlappverbindungen verschiedenster Art. Dabei geht ein Teilprojekt auf die
chemischen und mikroskopischen Bindekräfte und Oberflächeneigenschaften ein.
Die hier vorliegende Arbeit untersucht die makroskopischen, lastabhängigen
Eigenschaften der Schweißproben. Zwei weitere Teilprojekte der Forschergruppe
befassen sich mit der numerischen Beschreibung der Überlappverbindungen. Durch
forschergruppeninterne Diskussionen und einen stetigen Austausch der erzielten
Resultate ist es möglich, die Simulation zu optimieren und ein erweitertes
Verständnis der Verbindungen zu erlangen. Dabei wird im Laufe dieser Arbeit durch
eine FE-Simulation aufgezeigt, welchen enormen Vorteil ein fachübergreifender
Wissenstransfer (Vergleich von Simulation und Experiment) hat und dieser zu
besseren Ergebnissen führt.
Die Klebetechnik ist ein, zu den hier vorgestellten Schweißtechniken in Konkurrenz
stehendes Fügeverfahren. Klebungen weisen, im Unterschied zu den hier
geschweißten Verbunden, ein definiertes Spaltmaß auf, welches sich in einer
entsprechenden FE-Simulation geometrisch gut abbilden lässt. Die Beschreibung
von Klebeverbindungen unter Zug-Scher-Last wurde in der Vergangenheit durch
verschiedenste Ansätze beurteilt [15]. Die in dieser Arbeit untersuchten Ultraschall-
und Induktionsschweißungen besitzen eine Fügeschicht mit nicht definiertem
Spaltmaß, was eine exakte Abbildung der realen Probengeometrie in einem FE-
Modell erschwert. Deshalb ist es von immenser Bedeutung, dass die experimentell
erfassten Verformungen und Dehnungen unter Belastung in die Modellierung mit
einfließen, um diese zu verifizieren.
Die vorliegende Dissertation hat die lastabhängige Analyse des
Deformationsverhaltens geschweißter Probekörper aus Metall/Faserkunststoff-
Verbunden zum Schwerpunkt. Durch die Verwendung einer messtechnischen
Ausstattung aus verschiedenen, sich ergänzenden Verfahren, konnte das
Deformationsverhalten während quasistatischer, dynamischer und schlagartiger
Belastung mit sehr unterschiedlichem Auflösungsvermögen analysiert werden. Einen
wichtigen Beitrag dazu leistete das dreidimensionale Elektronische Speckle Pattern
Interferenz System (ESPI) [16][17], welches die Auflösungsgrenze der
Grauwertkorrelation im hier vorhandenen Umfang deutlich unterschreitet und somit
die Verbindung zu thermischen Verfahren bildet.
4
Die ortsaufgelösten Untersuchungen dienen sowohl der Verfahrensoptimierung als
auch der Überprüfung der Finiten Element Simulationen sowie der Verbesserung von
Modellen für die Interphase zwischen Metall und Verbundwerkstoff. Dies wird durch
die Bereitstellung ortsaufgelöster Deformations- und Dehnungsfelder unter
spezifischen Lasteinflüssen erzielt.
Die hier präsentierte Promotionsarbeit behandelt vorwiegend die Analyse von
ultraschallgeschweißten Probekörpern. Nach einer Charakterisierung der
Verformungs- und Dehnungsantwort einschnittiger Überlappverbindungen im
quasistatischen Lastfall, wird das Probenverhalten unter dynamischer und
schlagartiger Last beschrieben. Ergänzende Untersuchungen der Verschiebungen
der Lagen des Fasergewebes durch das Ultraschallschweißen werden ebenso wie
der Einfluss der Eigenspannungen auf die Oberflächendehnungen des Verbundes
vorgestellt.
Die Ergebnisse der verschiedenen Messverfahren werden miteinander verglichen,
um Vor- und Nachteile (im Rahmen der Untersuchungen des Probekörpers)
beurteilen zu können.
Des Weiteren werden Synergieeffekte durch den Einsatz mehrerer Messmethoden
diskutiert. Abschließend wird eine vereinfachte Finite-Element-Analyse des
Verbundes durchgeführt und die Simulation mit den Ergebnissen der
Dehnungsmessungen von Schweißverbindungen verglichen.
5
2 Spezifische Verfahren der Schweißtechnik
In der DFG Forschergruppe 524 werden direkte Verschweißungen von Kunststoffen
und Metallen untersucht. Als Prüfkörper dient die einschnittig überlappte Verbindung.
Diese Verbindungsart hat aus wirtschaftlichen und fertigungstechnischen Gründen
eine weite Verbreitung gefunden. Bei Zug-Scher-Belastung dieser Probengeometrie
treten komplexe Dehnungsverteilungen im Fügespalt auf, deren Erfassung hohe
Anforderungen an die Messsysteme mit sich bringt. Im Folgenden sind die drei
untersuchten Verfahren zur Herstellung dieser Verbindung dargestellt.
2.1 Ultraschallschweißen
Ultraschallschweißen (US-Schweißen) [18][19] wird seit 1948 für Fügeprozesse mit
Thermoplasten eingesetzt. In den 60er Jahren fand das Ultraschallschweißen seinen
Einzug in die Praxis. Die Haupteinsatzgebiete sind in der Automobil-, Elektro- und
Medizinindustrie zu finden. Heute werden Frequenzen von 15-70kHz für das
Ultraschallschweißen verwendet. Der Vorteil des Ultraschallschweißens gegenüber
anderen Schweißtechniken ist hauptsächlich die kurze Schweißzeit. Diese liegt
typischerweise unter 2 Sekunden und wird durch die zu fügenden Materialien und
deren Dicke bestimmt. Durch diese Schweißtechnik können auch unterschiedliche
Werkstoffe [20][21][22] miteinander verbunden werden. Der Prozess des
Ultraschallschweißens kann mit folgendem Ablauf beschrieben werden: Die Fügeteile
werden unter einem Anpressdruck zusammengebracht. Eine zu diesem Druck meist
senkrecht aufgebrachte Schwingung einer strukturierten Koppelfläche (Sonotrode)
erzeugt mechanische Schwingungen in einem Fügepartner. Durch Hysteresisverluste
und Reibungsvorgänge wird die mechanische Energie in Wärmeenergie
umgewandelt, so dass der Kunststofffügepartner aufgeschmolzen und teilweise
verdrängt werden kann. Nach einer definierten Halte- bzw. Abkühlzeit unter
Beibehaltung des Anpressdruckes ist der Schweißvorgang abgeschlossen.
6
a)
aus [24]
b)
Abbildung 1: a) Schematischer Aufbau einer Ultraschallschweißanlage mit eingelegtem
Fügepartner(5); b) Prozessverlauf beim Ultraschallschweißen (1: Wärmeeinbringung, 2:
Ankopplung, 3: erhöhte Temperatur und teilweise Aufschmelzen des Kunststofffügeparnters,
4: Haltephase bzw. Abkühlphase)
7
Der schematische Aufbau einer Ultraschallschweißanlage ist in Abbildung 1a)
dargestellt. Der Ultraschallgenerator erzeugt ein elektrisches Signal mit einer
Frequenz im kHz-Bereich. Der piezoelektrische Konverter wandelt die elektrische
Schwingung in eine mechanische um, deren Amplitude vom Booster verstärkt wird.
Mittels der Sonotrode wird einerseits die so generierte Schwingung auf eine kleinere
Fläche konzentriert, andererseits wird durch eine externe Kraftaufbringung ein
Anpressdruck der beiden Fügepartner gegeneinander erzeugt. Der Amboss stellt das
Widerlager dar.
Durch einen geregelten Kraftverlauf kann eine Erhöhung der Festigkeit der
Verbindung erzielt werden. Der zeitliche Verlauf des Fügevorgangs ist in
Abbildung 1b) dargestellt.
In Phase 1 wird durch Grenzflächenreibung und Hysteresisverluste der Fügepartner
Wärme in die Fügezone eingebracht. In Phase 2 ist die Aufschmelzgeschwindigkeit
des Kunststofffügepartners konstant und es kommt zur flächigen Kontaktierung der
beiden Fügeteile. Phase 3 zeichnet sich durch hohe Temperaturen (ca. 500°C bei
Verbindung von AlMg3 und CF-PEEK) aus. Eine teilweise Verdrängung der
Kunststoffmatrix (PEEK) im Bereich der Fügezone kann beobachtet werden. In
diesen Bereichen können die Kohlenstofffasern in das AlMg3 eindringen [23] (vgl.
Abbildung 2). Phase 4 wird als Haltephase bezeichnet, in der die Fügeteile einen
Abkühlvorgang durchlaufen. Sie ist maßgeblich für die mechanischen Eigenschaften
des Verbundes verantwortlich.
aus [23]
Abbildung 2: Querschliff durch die Fügezone einer Ultraschallschweißung aus
DC01(Al-walzplattiert) / Kohlenstofffaserverbund
8
Die Festigkeit des Verbundes wird hauptsächlich durch die Geometrie und die
Schweißparameter beeinflusst, nämlich den zeitabhängigen Verlauf von Kraft und
Schwingungsamplitude.
2.2 Wärmeimpulsschweißen
Dieses Wärmekontaktverfahren wird vorzugsweise zur Verbindung von
Thermoplasten, vor allem in der Verpackungsindustrie zur Verbindung von
Kunststofffolien [25], verwendet. Das Wärmeimpulsschweißen [26] ist eine
Verbindungstechnik, bei der der Fügepartner direkt mit einer oder mehreren
Heizplatten in Kontakt gebracht wird. Die für das Schweißen benötigte Wärme wird
durch Wärmeleitung direkt durch die Heizplatten in den Fügepartner eingebracht. In
Abbildung 3 ist der Versuchsaufbau und optimierte Prozessparameter für den in der
Arbeit untersuchten Verbund der einschnittigen Überlappprobe (Stahl/PEEK/Stahl)
dargestellt.
Abbildung 3. Aufbau der Heizpresse für das Wärmeimpulsschweißen; Standard-
Prozessparameter für maximale Zug-Scher-Festigkeit einer einschnittigen Stahl/PEEK/Stahl
Überlappverbindung
Die Fügepartner werden zusammengepresst, um einen guten Kontakt zwischen der
Heizplatte (auch Siegelbacke genannt) und dem Fügepartner zu erreichen. Die
aufgebrachte Kraft kann während des gesamten Schweißprozesses reguliert werden.
Sie beträgt etwa 50 kN. Bei dem Schweißverfahren kann auch eine Zwischenschicht
eingelegt werden, die zumeist aus duktilerem Material besteht. Nach Aufschmelzen
der Zwischenschicht wird der Druck auf den Probekörper reduziert. Die Verbindung
9
wird noch im warmen Zustand aus der Presse genommen und kühlt danach noch
einige Minuten bis auf Raumtemperatur aus.
2.3 Induktionsschweißen
Eine weitere Verbindungstechnik, mit der Metalle und Kunststoffe verbunden werden
können, ist das Induktionsschweißen. Industrielle Anwendung findet diese Methode
beispielsweise beim „EMAWELD Prozess“ [27], bei dem ein mit Metallspänen
versetzter Thermoplast durch ein magnetisches Wechselfeld bis zum Schmelzpunkt
erwärmt wird. Eine weitere Anwendung ist das elektromagnetische
Widerstandsschweißen [28]. Hierbei werden durch ein elektromagnetisches
Wechselfeld induzierte Wirbelströme genutzt, um Wärme im leitenden Metall durch
Ohmsche Verlusteffekte zu erzeugen. Ist der Metallpartner ferromagnetisch, wird
zusätzlich Wärme durch magnetische Hysteresisverluste erzeugt, die um ein
Vielfaches größer ist als die widerstandsbedingte Erwärmung. Der hier vorgestellte
Verbindungstyp von Kohlenstofffaserverbunden auf Aluminium hat den weiteren
Vorteil, dass zusätzlich zur Erwärmung des metallischen Fügepartners Wärme in den
elektrisch leitenden Kohlenstofffasern durch Ohmsche Verluste erzeugt wird. Die
entscheidenden Prozessgrößen für eine gleichmäßige Induktionsschweißung sind
die elektrische Feldstärke und die Frequenz des Wechselfeldes. Je geringer die
elektrische Leitfähigkeit, desto höher muss die Frequenz gewählt werden.
10
Abbildung 4: Schematischer Ablauf beim Fügeprozess durch Induktionsschweißen
(1: Erwärmung der Verbindung, 2: Transport der Probe, 3: Anpressen der Fügepartner);
Typische Induktorgeometrie über dem AlMg3-Substrat zur Erwärmung der Verbindung,
Fügepartner und Temperaturverlauf in der Fügezone
Beim Induktionsschweißen (wie auch bei den anderen Schweißverfahren) kann
zwischen einem kontinuierlichen und einem diskontinuierlichen Prozess
unterschieden werden. Die Prozessauswahl wird von der späteren Anwendung bzw.
Anforderung an die Schweißung bestimmt. Der kontinuierliche Prozess wird vor allem
zum Fügen von größeren bzw. längeren Schweißnähten benutzt. Für die im Rahmen
der Arbeit untersuchte einschnittige Überlappverbindung ist die diskontinuierliche
Prozessführung ausreichend, da die Überlappungszone der Fügepartner nur einige
Quadratmillimeter beträgt.
Bei diesem diskontinuierlichen Prozess (vgl. Abbildung 4) werden zunächst beide
Fügepartner durch einen Induktionsstrom erwärmt (Phase I). Danach wird der
Induktor von der Überlappungszone entfernt und der Probekörper wird der
Anpressstation zugeführt (Phase II).
11
Ein Stempel wird über die Fügefläche gebracht und mit geregeltem Anpressdruck
wird die Verbindung gefügt (Phase III). Nach dem Anpressen wird noch einige Zeit
ein gewisser Haltedruck aufrechterhalten, bis die Überlappverbindung auf eine
bestimmte Temperatur abgekühlt ist. Eine typische Induktorgeometrie und ein
beispielhafter Temperaturverlauf sind in Abbildung 4 dargestellt. Dieser
Temperaturverlauf bestimmt die Güte der Schweißung und muss für eine
reproduzierbare Qualität der Verbindung kontrolliert werden.
2.4 Probengeometrie und verwendete Materialien
Die einschnittige Überlappverbindung kann durch alle der drei vorgestellten
Verfahren mit überschaubarem technischem Aufwand gefertigt werden. Die Zug-
Scher-Belastung dieser Verbindung entspricht einem anwendungsorientierten
Lastfall. Die einschnittig überlappten Geometrien sind in DIN EN 1465 oder in der
sehr ähnlichen ASTM 1002 beschrieben. Bei den verschiedenen Schweißverfahren
werden unterschiedliche Probekörper eingesetzt (schematische Probengeometrie,
siehe Abbildung 5).
Die Überlappungslänge beträgt 12,5 +/- 0,25 mm und die Probenbreite
25 +/- 0,25 mm. Für das Ultraschallschweißen wird diese Geometrie leicht
abgewandelt, um einen optimalen Verbund herzustellen. Die Überlappungszone wird
auf 25x25 mm² vergrößert. Die nominelle Schweiß- bzw. Fügezone mit 10x10 mm²
befindet sich zentrisch auf dieser Zone, während bei Wärmeimpuls- und
Induktionsschweißungen der komplette Überlappbereich als Fügefläche
angenommen wird.
Der Unterschied zur Klebetechnik liegt z.B. darin, dass die Spaltweite zwischen den
Fügepartnern beim Ultraschallschweißen nicht genau eingestellt werden kann: Es
wird keine Zwischenschicht eingebracht und das Matrixmaterial des
CFK-Fügepartners wird durch die mechanischen Schwingungen beim
Ultraschallschweißen teilweise verdrängt, so dass keine konstante Dicke für den
Fügebereich angegeben werden kann. Bei der Wärmeimpuls- und der
Induktionsschweißtechnik wird u. a. zur Erhöhung der Festigkeit eine flexible
Zwischenschicht definierter Dicke eingelegt. Im Rahmen der Dissertation wird der
Einfluss dieser Zwischenschicht auf das Deformations- und Dehnungsverhalten der
einschnittigen Überlappverbindung untersucht.
12
(1) Wärmeimpuls-
schweißung
(2) Induktions-
schweißung
(3) Ultraschall-
schweißung
Abbildung 5: Schematische Abbildung der einschnittig überlappten Probengeometrien;
(1) Wärmeimpulsschweißung (flächig) von Metall auf Metall, (2) Induktionsschweißung
(flächig) von AlMg3 auf CFK und (3) Ultraschallschweißung (punktförmig) von AlMg3 auf
CFK
Die angesprochenen Verbindungen weisen einen oder mehrere Metall/Kunststoff-
Materialübergänge auf. In Tabelle 1 sind die verwendeten Materialien aufgelistet. Der
Schwerpunkt der Untersuchungen liegt auf den Ultraschallschweißungen von AlMg3
und CF-PA66.
Die Substratplatten aus Kohlenstofffaser verstärktem Kunststoff (CFK, genaue
Angabe: Laminat aus Kohlenstofffasergewebe mit Thermoplastmatrix) wurden vom
Institut für Verbundwerkstoffe, TU Kaiserslautern, im Autoklav gefertigt. Durch eine
Optimierung der Herstellungsparameter wurden Zugfestigkeiten von 10 MPa bis
12 MPa erreicht.
13
Tabelle 1: Materialien der Fügepartner mit entsprechender Dicke und Struktur; Hinweise auf
Kapitel; (CF=(Carbon-) Kohlenstofffaser, GF=Glasfaser); US=Ultraschallschweißung;
WIP=Wärmeimpulsschweißung; Ind=Induktionsschweißung
Bezeichnung Aluminium-
legierung:
AlMg3
Stahl-
blech:
DC01
CF-PA66 CF-PEEK PEEK
(10 Gew.-%
CF)
GF-PA12
Dicke 1mm 1mm 2mm 2mm 0,2mm 2mm
Struktur Isotrop Isotrop Gewebe:
Atlas 1/4
Gewebe:
Atlas 1/4
Kurz
C-Faser
verstärkt
Gewebe:
Köper 2/2
Kapitel 6,7,8 6,8 6,7,8 7 8 8
Schweiß-
verfahren
US, WIP,
IND
WIP US, IND US WIP US
Die optimierten Autoklavparameter sowie die erreichten Festigkeiten des CF-PA66
sind in Abbildung 6 dargestellt. Das eingesetzte Gewebe ist orthogonal balanciert,
d. h. der Faseranteil in Schuss- und Kettrichtung ist gleich groß und es liegt eine
gleich hohe Verbundfestigkeit in Längs- (L) und Querrichtung (Q) vor.
Werkstoff CF-PA66
Druck [bar] 25
Temperatur [°C] 280
Zyklusdauer [min] 180
Aufheizzeit [min] 80
Haltezeit [min] 20
Abkühlzeit [min] 80
Faservolumengehalt [%] 48
Abbildung 6: Herstellungsparameter des CF-PA66-Gewebes im Autoklav und Festigkeit des
Atlas-1/4-Werkstoffs in Quer- (Q) und Längsrichtung (L)
14
3 Belastung einschnittiger Überlappverbindungen im Zug-Scher-Versuch
Eine Probenform, die mit allen vorgestellten Schweißverfahren herstellbar ist, ist die
einschnittige Überlappverbindung (Beim Induktionsschweißen mit zusätzlich
eingebrachter Zwischenschicht aus Kunststoff). Unter Zugbelastung tritt in der
Fügezone eine sogenannte Zug-Scher-Belastung auf, die aus der Klebetechnik [27]
gut bekannt ist und mit einem komplexen Dehnungszustand in der Fügezone
verbunden ist.
Zur Beschreibung des Spannungs- und Dehnungszustandes der
Überlappverbindung wird ein dreidimensionales Koordinatensystem festgelegt:
• Koordinatenachse x (Querrichtung)
• Koordinatenachse y (Zugrichtung)
• Koordinatenachse z (Normalenrichtung)
Legende:
F = Kraft
MB = Biegemoment
σZ = Zugspannung im
Spalt
ττττV, ττττD =
Schubspannungen im
Spalt
Abbildung 7: Deformation in Normalenrichtung durch Zug-Scher-Belastung einer
einschnittigen Überlappverbindung und Spannungsanteile im Fügespalt (aus [29])
15
In Abbildung 7 ist die Belastung im Fügespalt einer geklebten Überlappverbindung
mit den dazugehörigen Spannungen dargestellt. Diese setzten sich wie folgt
zusammen:
1. Schubspannungen (τV) parallel zur Fügefläche, verursacht durch die
angreifende Kraft (F), aus der eine Fügeteilverschiebung resultiert (Index V)
2. Schub- und Zugspannungen (zusammengefasst zu τD) parallel zur
Klebfläche, verursacht durch die Fügeteildehnung (Index D)
3. Zugspannungen (σZ ), die sich aus Normalspannungen senkrecht zur
Fügefläche ergeben, verursacht durch das Biegemoment MB
Für die genaue Beschreibung der Dehnung im Fügespalt wird eine vereinfachte
FE-Berechnung unter Verwendung eines linear-elastischen Materialverhaltens
durchgeführt. Die zwei Substratplatten (Stahl) werden durch eine Zwischenschicht
(PEEK) fest miteinander verbunden. Alle Grenzschichten werden durch
Tie-Verbindungselemente [30] miteinander in Kontakt gebracht, was den einfachsten
Verbindungstyp zweier Materialen darstellt (z.B. keine Reibung oder Dämpfung). Die
bei der Simulation verwendeten Parameter sind in Tabelle 2 enthalten:
Tabelle 2: Parameter zur FE-Modellierung einer einschnittigen Überlappverbindung aus
Stahl-PEEK-Stahl (Wärmeimpulsschweißung) zur beispielhaften Dehnungsberechnung in der
Zwischenschicht (Spalt) und auf der Oberfläche; Modellierung mit ABAQUS [30]
Stahl PEEK
E-Modul 210.000 Mpa 3.700 MPa
Geometrie 70x25x1 mm³ 25x12,5x0,2 mm³
Elementtyp + Größe hexahedral; 0,5 mm hexahedral; 0,2 mm
Wie in Abbildung 8 dargestellt, sind die Dehnungen in Normalenrichtung (εz) am
Rand der Überlappungszone größer als die Dehnungen in Zugrichtung (εy). Es ist
daher zu erwarten, dass die einschnittige Überlappprobe mit den verwendeten
Materialien und Geometrien einer größeren Spannung in Normalenrichtung (Z) als
einer Spannung in Zugrichtung (Y) unterliegt. Durch die exzentrische Krafteinleitung
16
und die damit verbundene auftretende Biegeverformung [14] wird die Probe
hauptsächlich auf Schälung [15] belastet.
εy = Dehnung in Zugrichtung; εz = Dehnung in Normalenrichtung
Abbildung 8: Dehnungsverlauf im Füge-/Scherspalt (FE-Analyse (Stahl/PEEK/Stahl) mit
linear-elastischem Materialmodell unter ABAQUS)
Da die Dehnungen im Fügespalt nicht direkt mit optischen Verfahren gemessen
werden können, werden die Dehnungen an der Substratoberfläche ermittelt. Diese
dienen später dazu, die FE-Simulation zu optimieren.
In Abbildung 9 ist neben der unbelasteten (a) und belasteten (b) Probe auch die
Dehnungsanalyse in Zugrichtung (Y) an der Oberfläche (c) dargestellt.
Da die Probenform symmetrisch ist, genügt es, nur eine Seite der einschnittigen
Schweißverbindung zu betrachten. Die mit Hilfe einer linear-elastischen FE-Analyse
ausgewerteten Dehnungen (Abbildung 9 c) zeigen Druck- und Zugbeanspruchungen
des Probekörpers.
Die Schnittlinie zur Darstellung von Oberflächendehnungen verläuft, sofern nicht
anders angegeben, mittig entlang der Probenlängsachse von oben nach unten
(Abbildung 9 a).
17
a) unbelasteter Zustand
b) Deformation
unter Belastung
c) Oberflächendehnung
in Zugrichtung unter Belastung
d) Dehnung εy auf der Oberfläche (Grundbeanspruchung εy =0,06%)
.
Abbildung 9: Verhalten einer einschnittigen Überlappverbindung aus Metall/Kunststoff/Metall
bei Belastung; a) einschnittige Überlappverbindung, Schnittdarstellung und
Koordinatensystem, b) Biegeverformung bei Belastung, c) Schematischer Verlauf der
Oberflächendehnungen in Zugrichtung, d) Dehnungen entlang eines Oberflächenschnittes bei
Grundbeanspruchung der Substrate von 0,06% Dehnung (außerhalb des Fügezoneneinflusses)
18
Anhand der Analyse der Dehnungen entlang dieses Schnittes auf der Oberfläche
wird das belastungsabhängige Verhalten erläutert. Durch die Krafteinleitung an den
Enden der Substrate (außerhalb des Einflusses der Zone der Verschweißung) wird
eine (Dehnungs-) Grundbeanspruchung von εy=0,06% erzeugt. Diese ist in
Abbildung 9d) am Start- und Endpunkt des Schnittes zu erkennen. Durch die
zusätzliche Biegebelastung, verursacht durch die exzentrische Krafteinleitung,
werden Druck- und Zugbeanspruchungen nahe der Überlappzone induziert.
Die Dehnungsmaxima sind, bezogen auf das Grundbeanspruchungsniveau, nahezu
von gleichem Betrag (vgl. Abbildung 9d).
Im eigentlich interessanten Überlappungsbereich bildet sich ein leicht aufsteigendes
Dehnungsplateau auf der Oberfläche aus. An beiden Rändern des Plateaus ist eine
leichte Überhöhung zu erkennen, die durch die Spannungen im Fügespalt (vgl.
Abbildung 7) hervorgerufen wird.
Um das unterschiedliche Dehnungsverhalten im Überlappungsbereich experimentell
genau erfassen zu können, ist es notwendig berührungslose, flächenhafte, optische
Messverfahren mit hoher Orts- und Dehnungsauflösung zu verwenden. Die
Erfassung dieses Dehnungsverhaltens ist die wesentliche Aufgabe der hier
vorgestellten Arbeit (siehe Kapitel 7 + 9).
19
4 Vorstellung der optischen Messverfahren
Durch die berührungslosen, flächenhaften, optischen Messverfahren können die
belastungsabhängigen Deformationen und Dehnungen der, mittels verschiedener
Herstellungsverfahren geschweißten, einschnittigen Überlappverbindungen ermittelt
werden. Die dabei auftretenden Effekte, wie z. B. die Überlagerung von Druck- und
Zugbereichen in den Substratschichten, werden im Laufe der Arbeit erläutert. Der
Einfluss von unterschiedlichen Zwischenschichten (Klebung, PEEK, keine
Zwischenschicht) soll beurteilt werden. Dabei können Messungen der optisch
zugänglichen Oberflächendehnungen Rückschlüsse auf Dehnungs- bzw.
Spannungsverteilungen in der Fügezone ermöglichen.
4.1 Optische Messverfahren und deren Einsatz zur Analyse von Schweiß- und Klebeverbindungen
Die Qualität von Schweiß- und Klebeverbindungen wird im Allgemeinen durch die
Festigkeit der Verbindungen charakterisiert. So wird z. B. die Scherfestigkeit
(Bruchscherfestigkeit) im Zugversuch nach DIN 53283 für eine Charakterisierung der
Klebeverbindung herangezogen. Für einfache Prüfungen in der Fügetechnik wird
z. B. die einschnittig überlappte Zugscherprobe nach DIN EN 1465 herangezogen.
Da die hier auftretenden Spannungen bzw. Dehnungen in der Fügezone in Richtung
und Betrag unterschiedlich sind, muss die genaue Dehnungsverteilung bei Belastung
messtechnisch erfasst werden, um die Qualität einer FE-Berechnung exakt
beurteilen zu können. Anhand der gemessenen Verformungen und Dehnungen der
Substratwerkstoffe können Parameter (E-Modul, Querkontraktion, etc.) ermittelt
werden, die für die FE-Simulation benötigt werden. Die Messverfahren werden
ebenfalls zur Überprüfung und Optimierung der FE-Simulation der Metall-
Kunststoffverbindung herangezogen (z.B. Ultraschallschweißung [31]).
Es kommen zunehmend mehr optische Messverfahren zum Einsatz [32][33][34]. In
der Materialprüfung werden die Grauwertkorrelation [35] und die Elektronische
Speckle Pattern Interferometrie (ESPI) gleichermaßen zur Beurteilung des
Deformations- und Dehnungsverhaltens von Werkstoffproben und Bauteilen genutzt
[36][37][38]. Dabei können elastische, überelastische oder Versagensbelastungen
gewählt werden.
20
Eine der Herausforderungen bei der FE-Modellierung liegt heutzutage darin,
Fehlstellen, nachdem sie mit ortsaufgelösten Messverfahren detektiert wurden
[39][40], zu simulieren und ihren Einfluss auf das Versagensverhalten einzuschätzen
[41][42][43].
Im Gegensatz zur Berechnung einer flächigen Verbindung ist bei der Simulation einer
punktförmigen Fügeverbindung, wie z. B. einer Bolzenverbindung [44][45], die
Anforderung an das FE-Modell erhöht, da hier die lokalen Verformungen sehr hohe
Gradienten aufweisen können. Die hier zu charakterisierenden
Ultraschallverschweißungen wurden bereits in der Vergangenheit durch diverse
zerstörungsfreie Prüfverfahren (ZfP) [46][47] charakterisiert. Verfahren zur ZfP, wie
die Thermografie [48], Shearografie [49][50] und Lock-In-Thermografie [51], können
zwar die Präsenz einer Fehlstelle in einem komplexen (Faserkunststoff-) Verbund
erkennen, geben aber keinen Hinweis auf die Reaktion der Fehlstelle bei äußerer
Belastung.
Bei der hier untersuchten einschnittig überlappten Schweißverbindung unter
Zugbelastung sind die Oberflächendehnung in Belastungsrichtung und die
Deformation in Normalenrichtung von Interesse. Für deren Erfassung stehen
unterschiedliche Messverfahren zur Verfügung: Bei der Grauwertkorrelation werden
kontrastintensive Muster durch mathematische Algorithmen bei
Oberflächenverformungen verfolgt. Mit der Elektronischen Speckle Pattern
Interferometrie (ESPI) werden durch Bestimmung der Phasenlage einer
Laserwellenlänge Abstände im Nanometerbereich erfasst [32][33]. Mit beiden
Systemen können Deformationen in den drei Raumrichtungen und durch Ableitung
dieser die Oberflächendehnungen in X- und Y-Richtung erfasst werden [52]. Die
Thermoelastische Spannungsanalyse (TSA) liefert eine Temperaturdifferenz (∆T), die
unter Berücksichtigung von Kalibrierkonstanten der Summe der Hauptspannungs-
bzw. Hauptdehnungsdifferenzen zweier Belastungszustände entspricht.
ESPI und TSA zeigen ein hohes Auflösungsvermögen in der Dehnungsbestimmung.
Beim Grauwertkorrelationsverfahren ist dies im Allgemeinen geringer und zur
Analyse des Deformationsverhaltens bei kleinen Beanspruchungen oft nicht
ausreichend (siehe Abbildung 56). Die dreidimensionale Deformationsanalyse mit der
Grauwertkorrelation und der ESPI-Technik bietet die Möglichkeit, die Verformungen
in Normalen-, Quer- und Längsrichtung von den zu charakterisierenden
21
Überlappverbindungen getrennt zu erfassen, während bei der TSA nur eine
richtungsunabhängige Messgröße (Differenztemperatur) erfasst wird. Das
hochsensible ESPI-Verfahren kann als absolut messendes Verfahren auch zur
Kalibrierung des TSA-Signals herangezogen werden.
Tabelle 3: Auflösungsvergleich der verschiedenen Messverfahren nach Erfahrungen am
Lehrstuhl RPE[55]
Methode Messfeld [mm] Deformation [µm] Dehnung [%] Besonderheiten
ESPI 1-1000 0,02-0,08 0,4-0,0004 a) b) c)
Grauwertkorrelation 1-2000 0,01-20 0,05 a) b)
TSA 1-1000 - 0,005 d)
a) 1-MPix-Kamera; b) lokale Auflösung: 20Pixel; c) Verschiebung max. 1mm;
d) 0,1MPix-Kamera, lokale Auflösung 1Pix, Material PA6
Die einschnittig überlappte Probenform eignet sich gut für einen differenzierten
Vergleich der aufgeführten Messverfahren, da sich insbesondere ein
Materialübergang (Metall-Kunststoff) für alle Messsysteme als kritisch darstellt. In
den folgenden Kapiteln werden zunächst die aufgeführten Messmethoden
vorgestellt. Danach wird genauer auf die Probleme der einzelnen Messsysteme
eingegangen; es werden die Einsetzbarkeit bei der Verformungsanalyse der
Überlappverbindungen gezeigt und die Prinzipien der Auswertung erläutert.
4.2 Die Grauwertkorrelation
Die Grauwertkorrelation, auch Objekt-Raster-Verfahren [35][56] genannt, ist ein
flächiges Feldmessverfahren, das sowohl zweidimensionale (Einsatz einer
CCD-Kamera) als auch dreidimensionale Verschiebungen [57] (Einsatz von zwei
CCD-Kameras) messen kann. Sie eignet sich zur Erfassung von kleinen bis großen
Verschiebungs- und Dehnungsfeldern bei der Material- und Bauteilprüfung. Das
Prinzip basiert auf der Verfolgung kleinerer Pixelanhäufungen, die meist rechtwinklig
angeordnet sind. Durch die Aufnahme eines Bildes im meist unverformten bzw.
unbelasteten Zustand und die rechnergestützte Wiedererkennung der
Pixelanhäufung (Facette) im verformten Zustand ist es möglich, den
Verschiebungsvektor zwischen den Facetten zu errechnen. Diese Berechnung kann
22
für jede Facette durchgeführt werden. Damit wird eine flächenhafte Aussage über
das Verschiebungsfeld des Prüfkörpers getroffen. Der Prüfkörper wird, falls keine
natürliche kontrastreiche Oberfläche besteht, mit einem Grauwertmuster (meist
stochastisch durch Aufsprühen von Lack) kodiert. In Abbildung 10 ist exemplarisch
eine Grauwertverteilung und deren Änderung bei Verformung der Oberfläche
dargestellt. Zu erkennen ist, dass die Facette ebenfalls verzerrt wurde. Für den,
durch komplexe mathematische, photogrammetrische Algorithmen, wieder
gefundenen Grauwert gelten Verschiebungsvektoren in alle drei Raumrichtungen, die
zusätzlich mit einer Grauwertänderung überlagert sein können. Als Beispiel sind hier
sich ändernde Lichtverhältnisse während der Messung oder inhomogene
Beleuchtungen des Prüfobjektes zu nennen. Der hinterlegte mathematische
Algorithmus basiert auf einer Verfolgung der Grauwertfacetten G(x,y) im
Koordinatensystem, welches durch die Kamerapositionen aufgespannt wird. Durch
die Belastung des Bauteils werden Grauwerte in diesem System verschoben. Dabei
gehen die Koordinaten x, y wie folgt durch eine affine Abbildung in neue xt und yt
über:
xt = a0 + a1 x + a2 y + a3 xy und yt = a4 + a5x + a6 y + a7 xy
Gleichzeitig kann sich während der Messung die Intensität des Lichtes durch
Verformungen und Reflexionen am Bauteil, wie auch durch eine globale
Lichtschwankung ändern. Mit der Beziehung
Gt(xt,yt) = b0 + b1 * G(x,y)
wird dies berücksichtigt. Wird jetzt die Abweichung der beiden Bilder zueinander mit
ΣΣΣΣ (Gt(xt,yt) - G(x ,y ))² minimiert, so kann durch Bestimmung der Parameter a0,...,a7 der dreidimensionale
Verschiebungsvektor ermittelt werden. Durch dieses Vorgehen kann eine
Verschiebungsauflösung von bis zu 0,01 Pixel erreicht werden.
23
Quelle: (Fa. GOM Aramis)
Abbildung 10: Facetten zur Ermittlung der Verschiebungen im unverformten (1) und im
verformten (2) Zustand
Wird eine Messung von zweidimensionalen Verschiebungen angestrebt, genügt es,
dem System eine Zuordnung von Verschiebungen (a0,...a3) in Pixel auf dem
CCD-Chip, zu Verschiebungen des Messobjektes im Realraum, durch Einmessung
einer bekannten Länge, zu geben. Wird eine vollständige Verschiebungs- oder
Dehnungsanalyse im dreidimensionalen Raum angestrebt, müssen zwei Kameras
genutzt werden. Die oben gezeigte Verschiebung einer Facette wird nun auf zwei
zueinander ausgerichteten CCD-Chips abgebildet. Zur Festlegung der
Kamerapositionen zueinander ist ein Kalibrierungsschritt notwendig, der durch
Einmessung einer bekannten Geometrie erreicht wird. Der Einmessvorgang kann
durch Drehen und Kippen der bekannten Geometrie im späteren Messvolumen
erfolgen. Die Reihenfolge der Kalibrierungsschritte wird durch den
Berechnungsvorgang vorgegeben. Gleichzeitig wird mit der Kalibrierung der Abstand
zu einem definierten Messvolumen festgelegt. In Abbildung 11 ist der Aufbau für eine
solche Messung der dreidimensionalen Verschiebungen schematisch festgehalten.
Ein standardisiertes Kalibrierungsobjekt der Firma GOM [56], wie es auf die beiden
CCD-Kameras abgebildet wird, ist ebenfalls dargestellt. Es ist ein deutlicher
Unterschied zwischen der linken und der rechten Abbildung zu erkennen. Durch die
Identifizierung eines (Start-) Punktes auf der Oberfläche des Messobjektes in beiden
Bildern, kann die Struktur des Prüfkörpers in beiden Bildfeldern der CCD-Kameras
deckungsgleich überlagert werden.
Durch die Kenntnis der Lage der Facetten und deren Abstandsänderung unter
Verformung ist die Oberflächendehnung (Ableitung der Verschiebungen)
bestimmbar.
24
linke Kamera rechte Kamera
Messfläche
linke Kamera rechte Kamera
Abbildung 11: Schematischer Aufbau einer 3D-Messung mit der Grauwertkorrelation und
Abbildungen des Kalibrierungsobjektes auf dem linken und rechten CCD-Sensor
Mit diesem Verfahren können Dehnungen von 0,05% bis zu mehreren 100%
gemessen werden. Das Verfahren ist sowohl zur Messung sehr kleiner (wenige
Millimeter) als auch großer (mehrere Meter) Objektoberflächen geeignet. Es kann zu
messtechnischen Aufgaben bei quasistatischer, zyklischer und hochdynamischer
Belastung eingesetzt werden. Die zeitliche Auflösung ist nur begrenzt durch die
maximale Geschwindigkeit der verwendeten Kameras sowie der minimal nötigen
Lichtstärke während der Belichtungszeit des CCD-Chips. Die Haupteinflussfaktoren
hierfür sind die Objektivgröße, die Empfindlichkeit des CCD-Chips und die
Geschwindigkeit, mit der die Bilddaten abgespeichert werden können.
4.3 Die Elektronische Speckle Pattern Interferometrie
Das Verfahren der Elektronischen Speckle Pattern Interferometrie (ESPI) [58][59][60]
nutzt den physikalischen Effekt der Laser-Interferenz. Durch die hohe Empfindlichkeit
des Interferenzmusters auf die Phasenlage der Laserlichtwelle können Verformungen
im Nanometerbereich detektiert werden [61][64]. Das ESPI wird deshalb auch in der
zerstörungsfreien Prüfung von Bauteilen verwendet [62][63]. Das zu vermessende
Bauteil wird mit sich überlagerndem Laserlicht beleuchtet. Die bei der Überlagerung
entstehende Interferenz beinhaltet eine Phaseninformation für jeden beobachteten
Bildpunkt. Die Phasenlage ist abhängig vom zurückgelegten optischen Weg (vom
Laser über das Objekt bis auf den CCD-Sensor). In Abbildung 12 ist der
25
Prinzipaufbau eines ESPI-Sensors bei Messung der Verformungen in
Oberflächenrichtung (in-plane) dargestellt.
Hierbei wird der Laserstrahl eines Diodenlasers in zwei Beleuchtungsstrahlen
aufgeweitet und das zu untersuchende Objekt aus unterschiedlichen Richtungen
beleuchtet. Die diffus reflektierende Oberfläche (mit einer geringen Rauhigkeit)
erzeugt ein granulares Intensitätsmuster. Dieses sogenannte Specklemuster ist in
Abbildung 14 dargestellt und wird später näher erläutert. Aufgrund der
Bauteilbelastung kommt es zu Änderungen des optischen Weges und dadurch zu
einer Änderung der Phasenbeziehung der über das Objekt geführten Laserstrahlen
zueinander. Diese kann nur schwer als Intensitätsänderung des Interferenzbildes auf
dem CCD-Sensor erkannt werden. Um diese sichtbar zu machen, bildet man die
Differenz der Helligkeiten (Grauwerte) zweier aufgenommener Interferenzbilder und
erhält das sogenannte Streifenbild bzw. Intensitätsbild. Dieses beinhaltet jetzt nicht
mehr die Information des gesamten zurückgelegten Weges des Lasers, sondern nur
noch den Unterschied zwischen den Aufnahmen. Dieses Differenzbild entspricht
genau der Wegänderung des Objektes. Durch die sogenannte
Phasenschiebetechnik ist es möglich, die Richtung der Verformung zu bestimmen.
Dabei wird die Phasenlage mehrmals, um einen kleinen Betrag definiert verschoben,
um an die Phaseninformation des Differenzbildes zu gelangen. Diese Technik wird
angewandt, da eine Änderung um +50 nm das gleiche Intensitätsbild hervorrufen
würde, wie eine Änderung um –50 nm. Als Ergebnis der Phasenschiebetechnik erhält
Quelle: (Fa. Dantec Dynamics)
Abbildung 12: Strahlengang des Lasers bei In-plane Verschiebungsmessung mit der ESPI;
Angegeben sind die Messrichtung und der Winkel (zur Berechnung der Auflösung)
26
man das Phasenbild, aus dem dann das vorzeichenkorrekte Verschiebungsfeld
hervorgeht.
Quelle: (Fa. Dantec Dynamics)
Abbildung 13: Strahlengang des Lasers bei Out-of-plane Messung mit der ESPI; angegeben
sind die Messrichtung und der Winkel α zur Berechnung der Sensitivität
Durch Beleuchtung aus drei verschiedenen Richtungen können die vollständigen
dreidimensionalen Verschiebungsfelder und daraus die entsprechenden
Dehnungsfelder quantitativ bestimmt werden. Die Beleuchtung aus
unterschiedlichen Raumrichtungen wird entweder, wie im hier vorliegenden System,
zeitlich nacheinander realisiert oder kann durch die Verwendung dreier Laser
unterschiedlicher Wellenlänge gleichzeitig erfolgen. Es ist darauf zu achten, dass die
verwendeten Laser nach der Interferenz wieder (z.B. durch einen Wellenlängenfilter)
voneinander getrennt werden können. Im hier verwendeten Aufbau kommt ein
Halbleiterlaser mit der Wellenlänge von 780 nm zum Einsatz.
Die Messungen der Verschiebung in unterschiedliche Raumrichtungen werden im
hier eingesetzten Aufbau (Dantec ESPI Q300-System) durch das Schalten eines
mechanischen Shutters durchgeführt. Die Aufnahmezeit für eine komplette
dreidimensionale Messung der Ortskoordinaten beträgt etwa 0,8 Sekunden. Bei der
Messung in unterschiedlichen Raumrichtungen ist es notwendig, zwei verschiedene
Strahlengänge zu betrachten. Bei einer reinen Abstandsmessung zwischen
Sensorkopf und Objekt kommt der sogenannte Out-of-plane Aufbau (Abbildung 13)
zum Einsatz. Es wird nur ein Strahlengang über die Probenoberfläche geleitet,
während ein Referenzlaser direkt über einen Beamsplitter auf den CCD-Sensor
geführt wird. Bei der Messung der Verschiebungen in der Objektebene
27
(Abbildung 12) werden beide Teilstrahlen über das Objekt geleitet. Über eine
Winkelfunktion kann die Verschiebung in dieser Ebene (in-plane) berechnet werden.
Die Auflösung des Systems wird vor allem durch den Winkel zwischen den
Beleuchtungsrichtungen bestimmt. Bei einer in-plane Messung ist der halbe Winkel,
der von den Beleuchtungsstrahlen eingeschlossen wird, für die Auflösungsgrenze
relevant. Hiermit ergibt sich eine theoretische Sensitivität (S), bedingt durch den
geometrischen Aufbau.
Tabelle 4: Theoretische Sensitivität bei in-plane und out-of-plane Messung
)2
sin(*2 α
λnS planein =−
)2
cos(1 α
λ
+=−−
nS planeofout
Dabei ist λ die Wellenlänge des verwendeten Lasers (Halbleiterlaser mit 780 nm), n
die Anzahl der beobachteten Interferenzmaxima und α der von den
Beleuchtungsrichtungen eingeschlossene Winkel. Dieser wird bei der in-plane
Messung vorwiegend durch den Abstand des Sensors zum Messobjekt bestimmt.
Theoretisch ist die maximale Auflösung durch die Sensitivität, geteilt durch die
Anzahl der Grauwertstufen (256 im verwendeten System) in einem Interferenzbild,
bestimmt. Praktisch ist eine Separation in nur etwa 30 Grauwerte möglich. Dies ist
durch Störeffekte (Vibration, Temperatur- und Luftschwankung) begründet, die es
nötig machen, einzelne Grauwerte zu Grauwertbereichen zusammenzufassen.
Im Rahmen dieser Arbeit konnte die Auflösung des bestehenden Systems deutlich
gesteigert werden. Hierfür wurden längere Beleuchtungsarme in das System
integriert (4cm und 12cm) und das Linsensystem so erweitert, dass die
Umlenkspiegel wieder im Strahlengang des Halbleiterlasers liegen. Damit wird der
Beleuchtungswinkel vergrößert und die Auflösung der Messung des
Verschiebevektors gesteigert.
Die Messrichtung entspricht bei Verschiebungsmessungen in out-of-plane dem
halbem Beleuchtungswinkel. Idealerweise könnte diese Abhängigkeit verhindert
werden (Winkel gleich Null). Dafür müsste jedoch der Beleuchtungsstrahl ebenfalls
durch die Linse vor dem CCD-Chip geführt werden, was zu unerwünschten
Nebeneffekten, wie Interferenzen und Reflektionen in der Linse führen würde.
28
In Tabelle 5 wird die Auflösung des Systems mit beiden Typen der
Verlängerungsarme dargestellt. Hierfür wird die Deformationsanzeige einer
Aluminiumplatte über einen Zeitraum von 5 min unter lastfreien Bedingungen erfasst.
Durch Einbau der längeren Arme wird bei gleichem Sensorabstand die Auflösung
in-plane von 80 nm auf 30 nm gesteigert.
Tabelle 5: Experimentell ermitteltes Auflösungsvermögen an einer lastfreien Aluminiumplatte.
Vergleich bei Verwendung von kurzen (ca. 4 cm) und langen Beleuchtungsarmen (ca. 12cm),
der Sensorabstand zum Messobjekt beträgt 300 mm
Beleuchtungsrichtung X Y Z
Kurze Beleuchtungsarme 80 nm 80 nm 30 nm
Lange Beleuchtungsarme 30 nm 30 nm 30 nm
Durch die größeren Beleuchtungswinkel wird eine höhere Anzahl von
Interferenzstreifen erzielt, was mit einer Steigerung des Auflösungsvermögens
verbunden ist. Das System kann eine maximale Anzahl von ca. 50 Interferenzstreifen
pro Differenzbild auswerten. Die Folge ist, dass bei gleicher Verformung mehr Bilder
(Teilbelastungsschritte) addiert werden müssen. Es konnte kein Einfluss der
Erhöhung der Bildanzahl auf die Genauigkeit des Systems beobachtet werden.
1 2 3 4 5 6
Abbildung 14: Bildfolge eines Messablaufs (Verschiebung einer US-Schweißung in der
Vertikalen (Y)): 1.Realbild; 2.Specklebild vor Verformung; 3.Specklebild nach Verformung;
4.Streifenbild; 5.Phasenbild; 6. Deformationsbild
Die Bildfolge in Abbildung 14 gibt einen Überblick über die prinzipielle Messprozedur
einer ESPI Messung. Eine Überlappverbindung (1) wird durch einen aufgeweiteten
Laserstrahl aus zwei unterschiedlichen Richtungen beleuchtet. Der von den
29
Beleuchtungsrichtungen eingeschlossene Winkel gibt die Richtung der erfassten
Verformung vor. Die Überlagerung zweier Laserstrahlen bildet an jedem Punkt der
Oberfläche eine bestimmte Intensität (Helligkeit) aus, die mit der Phasenlage des
überlagerten Laserstrahls, und somit mit dem optischen Weg von Sensor zu Objekt
korreliert (2). Wird nun das Objekt nach oben verschoben bzw. deformiert, bildet sich
ein anderes Helligkeitsmuster bzw. Interferenzbild (3) aus, das wiederum mit dem
Abstand von Sensor zu Objekt korreliert. Die online Differenzbildung dieser beiden
Interferogramme (Helligkeitsverteilungen) ermöglicht die Echtzeit-Beobachtung des
Verformungszustandes zwischen den beiden Aufnahmezeitpunkten. Das
entstehende Streifenbild (4) ist wiederum ein Interferenzbild, das nicht mehr mit den
Abständen der einzelnen Punkte auf der Oberfläche zum Sensor, sondern mit dem
Verformungszustand der Probe korreliert. Während ein Piezo-Verschiebeelement die
optischen Wege um einen definierten Betrag ändert, werden bis zu fünf Bilder des
gleichen Verformungszustandes miteinander verrechnet. Das so entstehende
Phasenbild besitzt durch dieses Vorgehen eine Richtungsabhängigkeit (5). Die
Phasenbilder werden für eine spätere Nachbearbeitung abgespeichert. Durch
Phasenentfaltung (Aneinanderhängen der Phasensprünge) der Phasenbilder ist eine
Interpretation, abhängig von der Laserwellenlänge und dem geometrischen Aufbau
(Beleuchtungswinkel), der so entstandenen Daten in Deformationen (6) möglich.
Durch Ableitung der Deformation entlang der Oberfläche des Bauteils können
Dehnungen aus den Deformationen ermittelt werden.
Die „Elektronische Speckle Pattern Interferometrie“ (ESPI) kann zu
Schwingungsanalysen (Vibrometrie) genutzt werden [89][90]. Dort werden Bauteile
auf ihre Eigenfrequenzen und Schwachstellen hin untersucht [91]. Das hier zur
Verfügung stehende Q300 ESPI System ist dazu nicht in der Lage, da eine
Triggerung der ESPI Aufnahmen nicht implementiert ist und die
Phasenbildberechnung hier auf mehreren Bildern basiert. Es wird im Folgenden
darauf verzichtet mit der ESPI Vergleiche im dynamischen Lastbereich
durchzuführen, denn dort wären die Vibrationen durch die Belastungseinrichtungen
zu groß, um noch ein auswertbares Speckle Bild zu erhalten.
30
4.4 Die Thermoelastische Spannungsanalyse (TSA)
Die Thermoelastische Spannungsanalyse [65][66][67] ist ein berührungsloses
Feldmessverfahren zur Erfassung von Spannungen bzw. Dehnungen an
Probekörpern und Bauteilen [68][69][70]. Das Messprinzip beruht auf dem von Lord
Kelvin entdeckten thermoelastischen Effekt [71]. Dieser besagt, dass bei Änderung
des Belastungszustandes eine Änderung der Temperatur eintritt, welche proportional
der Volumenänderungsarbeit ist. In Abbildung 15 ist der typische Versuchsaufbau
einer TSA-Messung dargestellt.
aus [73]
Abbildung 15: Blockdiagramm eines typischen Versuchsaufbaus einer TSA Messung mit
Lock-In-Verstärker zur Signalerfassung der Temperaturdifferenz durch den
thermoelastischen Effekt bei Belastung
Durch eine sinusförmige Anregung werden in dem Prüfkörper ebenfalls sinusförmige
Temperaturänderungen erzeugt. Durch eine Lock-In-Signalverarbeitung kann mit der
hochsensiblen Kamera, die eine Auflösung von ca. 0.01 Kelvin hat, das Wärmesignal
der zyklisch angeregten Probe von anderen Temperaturschwankungen (z.B.
Schwankungen der Umgebungstemperatur, Erwärmung der Prüfmaschine) isoliert
werden. Die Integration dieses Signals liefert ein Spannungssignal, das proportional
31
zur empfangenen Lichtintensität ist. Diese Proportionalität wird nach der Messung
durch eine Temperaturkalibrierung geprüft, und die Spannungswerte können den real
erfassten Temperaturen zugeordnet werden. Der thermoelastische Effekt besagt,
dass bei homogenen, isotropen Materialien die Temperaturänderung proportional der
Änderung der Summe der Hauptspannungen bzw. -dehnungen (siehe Abbildung 16)
ist. Diese Beziehung gilt jedoch nur unter der Annahme linearelastischen
Materialverhaltens und adiabater Zustandsänderung im Bauteil. Bei faserverstärkten
Kunststoffen hängt das thermoelastische Verhalten von der Beschaffenheit der
oberflächennahen Schicht ab. Diese erzeugt bei genügend hoher Frequenz
(adiabate Zustandsänderung) das Temperatursignal, welches von der TSA-Kamera
aufgezeichnet wird.
Isotroper Werkstoff
∆∆∆∆T = -(ααααp T/ρρρρcp) (∆∆∆∆σσσσ1 + ∆∆∆∆σσσσ2)
= -(ααααp T/ρρρρcp)(E/(1−ν))(∆ε1 + ∆ε2)/(1−ν))(∆ε1 + ∆ε2)/(1−ν))(∆ε1 + ∆ε2)/(1−ν))(∆ε1 + ∆ε2)
∆T Temperaturveränderung
αp Ausdehnungskoeffizient
∆σ1, ∆σ2 Differenz d. Spannungen
∆ε1, ∆ε2 Differenz d. Dehnungen
ρ Dichte
cp spez. Wärmekapazität
ν Querkontraktionszahl
Abbildung 16: Thermoelastischer Effekt bei adiabater Zustandsänderung; ∆T Temperaturen
proportional der Summe der Hauptspannungs- bzw. Hauptdehnungsdifferenz bei isotropen
Werkstoffen
Das TSA-Signal entspricht der Summe der Hauptspannungs- bzw.
Hauptdehnungsdifferenz bei beiden Belastungszuständen und wird mit der
IR-Kamera an der Oberfläche gemessen. Dies trifft jedoch nicht zu, wenn die
Oberfläche unterschiedliche thermische Emissivitäten besitzt. Bei Kunststoffen wird
die einheitliche Emissivität oft schon durch den Herstellungsprozess gewährleistet
32
oder kann durch das Aufbringen einer gleichmäßigen Deckschicht bzw. dünnen
Lackschicht auf dem Bauteil gewährleistet werden [72]. Um eine adiabate
Zustandsänderung im Bauteil zu gewährleisten, muss die Belastung mit ausreichend
hoher Frequenz erfolgen [74][75]. Die zyklischen Temperaturveränderungen werden
mit Hilfe einer schnellen, hochauflösenden Infrarotkamera (ca. 150 Bilder pro
Sekunde) erfasst.
33
5 Spezifische Messunsicherheiten der vorgestellten Messsysteme
Um die Einsetzbarkeit der einzelnen Messsysteme zu prüfen, sind im Folgenden die
wichtigsten Messunsicherheiten und Fehlerquellen der Systeme dargestellt.
5.1 Einfluss der Facettengröße bei der Grauwertkorrelation
Bei der Grauwertkorrelation wird zur Bestimmung eines Verschiebungsvektors ein
variabler Satz von Pixel des CCD-Chips zu einer Facette zusammengefasst. Im
Bereich der von dieser Facette abgedeckten Oberfläche wird die Verschiebung des
Mittelpunktes der Facette durch Subpixel-Algorithmen mit der Genauigkeit von einem
Hundertstel der Pixelgröße bestimmt. Die Genauigkeit dieser Mittelpunktsfindung
trägt maßgeblich zum Auflösungsvermögen des Systems bei.
Einfluß der Facettengröße
-0,4
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 5 10 15 20 25
SchnittlängeY [mm]
De
hnu
ng
[%]
7x7
21x21
40x40
Abbildung 17: Einfluss der Facettengröße auf die Dehnungsauflösung bei gleichbleibendem
Facettenabstand. Verglichen werden die Facettengrößen mit einer Länge und Höhe von 7, 21
und 40 Pixel.
Diese Facetten liegen zumeist in quadratischer Geometrie vor und müssen möglichst
klein gewählt werden, um eine hohe Ortsauflösung gewährleisten zu können.
Weiterhin bedeutet eine kleinere Facette auch eine Annäherung des
Informationsträgers (Mittelpunkt der Facette) an den Randbereich der zu
analysierenden Oberfläche und somit eine bessere Beschreibung der
Materialübergänge. Mit der Verkleinerung der Facette steigt jedoch der Fehler der
34
Mittelpunktsbestimmung, da weniger Pixel pro Facette zur Subpixelberechnung zur
Verfügung stehen.
Deutlich wird dieser Zusammenhang an folgendem Beispiel, bei dem die
Facettengröße variiert und deren Abstände zueinander konstant gehalten werden.
Die Dehnungsdaten stammen aus derselben Messung, d.h. es liegt die gleiche
Probe, Belastung und Zeit der Messung vor. In Abbildung 17 ist zu erkennen, dass
eine größere Facette zu einer wesentlich genaueren Dehnungsauflösung führt. Die
Standardabweichung der gemessenen zur realen Dehnung wird durch das
Einbeziehen von einer größeren Anzahl Pixel pro Facette deutlich reduziert. Ebenso
ist zu beobachten, dass bei einer Facettengröße von 40x40 Pixel eine Verschiebung
der kompletten Kurve, insbesondere der Maxima, durch die zu großen Facetten
erfolgt. Dies entspricht einer Fehlinformation über die Lage der maximalen
Dehnungen. Bei einer Facettengröße von 7x7 Pixel ist die Ortsauflösung am größten.
Die Dehnungsauflösung ist jedoch zu gering, um noch einen aussagekräftigen
Verlauf der Dehnung zu erhalten. In der vorliegenden Arbeit wird deshalb eine
Facettengröße von 21x21 Pixel verwendet. Um den Dehnungsverlauf genauer zu
prüfen, wird stellenweise die Facettengröße um +-10 Pixel variiert, wodurch die
Aussagekraft der jeweiligen Messung erhöht werden kann.
5.2 Glättungseinfluss bei der ESPI Auswertung
Ähnlich wie das Zusammenfassen von Pixelanhäufungen bei der Auswertung mit der
Grauwertkorrelation ist bei der Dehnungsberechnung mit der ESPI-Messtechnik ein
Glättungseinfluss zu berücksichtigen. Wegen der Schwankungen der gemessenen
Verschiebungsdaten einzelner Bildpunkte ist es nötig, mehrere Pixel im Bildfeld zu
vereinigen. Schwankungen in den Verschiebungswerten von Pixel zu Pixel haben
durch eine spätere Ableitung eine extreme Dehnungsänderung zur Folge. Es gilt,
eine geeignete Glättungsvariante, angewandt auf die Deformationen, zu finden, um
einerseits die Ortsauflösung und andererseits ein qualitativ aussagekräftiges
Dehnungsbild zu erhalten.
35
Hierfür werden verschiedene Glättungen getestet. Die beiden genutzten
Glättungsvariationen sind:
1. Glättung durch mehrmaliges Bilden des Mittelwertes einer 3x3 Pixel großen
Matrix
2. Glättung durch einmaliges Bilden des Mittelwertes einer Pixel-Matrix variabler
Größe (3x3, 5x5, 7x7, 10x10, 15x15)
In Abbildung 18 ist der Einfluss der so durchgeführten Signalverarbeitung dargestellt.
Erkennbar ist, dass ein zu starkes Glätten (z. B. dreimaliges Anwenden der 3x3-
Matrix Methode, oder einfaches Anwenden der 5x5 Matrix Methode) bereits die
Extremwerte der hier gemessenen Verschiebung verwischt.
10 11 12 13 14 15 165
6
7
8
9
10
11
12Mehrfachglättung mit 3x3-Matrix
Probenbreite [mm]
Def
orm
atio
n [µ
m]
ungeglättet1x geglättet3x geglättet5x geglättet15x geglättet25x geglättet35x geglättet
9 10 11 12 13 14 15 16
6
7
8
9
10
11
12
Einfluss der Glättungsmatrixgrösse - ESPI
Probenbreite [mm]
Def
orm
atio
n [µ
m]
ungeglättet3x3 Matrix5x5 Matrix7x7 Matrix10x10 Matrix15x15 Matrix
Abbildung 18: Einfluss der Glättungsmethode auf die mit der ESPI ermittelten Deformationen
Durch die Beurteilung dieser Einflussgrößen ist es möglich, genaue Ergebnisse mit
dem ESPI-Messsystem zu erlangen. Zur Auswertung der ESPI Verschiebungen bzw.
Dehnungen wurden die Messdaten durch einmaliges Glätten einer 3x3 Matrix
analysiert. Allerdings muss bei starken Materialänderungen oder
Prüfaufbauvariationen erneut eine Überprüfung der Signalverarbeitung durchgeführt
werden, um für den jeweiligen Messprozess das optimale Ergebnis zu erzielen.
36
5.3 Auflösungsbestimmung der ESPI - Messung im verwendeten Aufbau
Wie in Tabelle 4 dargestellt, ist die theoretische Sensitivität durch den geometrischen
Aufbau bedingt. Die Auflösung wird hauptsächlich durch die Richtung des
Sensitivitätsvektors bestimmt, der sich aus dem Winkel zwischen den beiden
Beleuchtungsstrahlen ergibt. Auch bei der out-of-plane Messung (vgl. Abbildung 13)
wird ein Winkel zwischen Beleuchtungs- und Reflektionsstrahl eingeschlossen.
Durch die interferometrische Abstandsmessung im Nanometerbereich ist das System
extrem störanfällig gegenüber Vibrationen. Im Laufe der Arbeit wurde eine
vibrationsstabile Halterung des Sensorkopfes realisiert. Durch eine stabile Halterung
des Messkopfes an der Zug-Prüfmaschine, eine Schwingungsisolierung gegenüber
der Umgebung und die Entkoppelung beweglicher Teile (wie z.B. die Lüfter der
Steuerelektronik) gelang es, reproduzierbare Ergebnisse mit dem ESPI-System zu
erhalten.
Um die ESPI zu qualifizieren, werden an den beiden Substratplatten (AlMg3 und
CF-PA66) die belastungsabhängigen Dehnungen bestimmt und aus diesen der
E-Modul und die Querkontraktionszahl ermittelt. Die Querkontraktionszahl wird
benötigt, um eine möglichst gute Finite Elemente (FE) Modellierung der Substrate zu
ermöglichen (Tabelle 6). Der ermittelte E-Modul des AlMg3 liegt etwa 3% über dem
Literaturwert von 70.000 MPa [77]. Dies liegt an der Auswertungsmethode der
Verformungsmessungen bei der Messung mit dem Q300-Dantec-ESPI System.
Dieses gibt einen Punkt vor, bei dem während des ganzen Versuches die
Verschiebung Null sein muss. Ist dies nicht der Fall, so wird an diesem Punkt die
Verschiebung zu Null gesetzt. Von diesem Punkt aus werden Verformungen durch
die Interferenzstreifen zugeordnet; d.h. um absolute Verformungen im Zug-Scher-
Versuch zu ermitteln, ist die ESPI ungeeignet, wenn nicht ein Punkt auf der Probe
gefunden wird, der während der Belastung in Ruhe gegenüber dem Sensor ist. Da
dies im vorhandenen Aufbau nicht 100%ig möglich war, erscheint die Probe durch
eine kleinere Verschiebung steifer, als sie in Wirklichkeit ist. Dieser
Auswertungsfehler des vorhandenen Systems ist nicht von Bedeutung, wenn
Dehnungen ermittelt werden sollen, da es sich um eine Offsetverschiebung handelt,
die bei Ableitung der Verschiebung heraus fällt.
37
Tabelle 6: Mit der ESPI ermittelte Werkstoffkennwerte der beiden Fügepartner, gemessen auf
den Oberflächen der Substratplatten AlMg3 bzw. CFK-PA66 mit 25x80mm mit 1mm bzw.
2mm Dicke bei Raumtemperatur; Messfeld 20x20mm in der Probenmitte,
Prüfgeschwindigkeit v=0,1mm/min
Werkstoff Kennwert Abkürzung Wert aus ESPI Messung
Elastizitätsmodul E 73.000MPa
AlMg3 Poisson-Zahl υ 0,33
Elastizitätsmodul E 48.000 MPa
CF-PA66
(Atlas 1/4 Gewebe) Poisson-Zahl υ 0,05
5.4 Starrkörperrotation und große Deformation bei der ESPI-Messung
Wegen der hohen Verformungen der Probe laufen viele Interferenzstreifen in sehr
kurzer Zeit durch das Bildfeld der Kamera. Die für eine Messung benötigte schnelle
Streifenverfolgung ist deswegen kritisch, da mehrere Fehler durch zu schnelle
Prüfgeschwindigkeiten auftreten:
1. Bei dreidimensionaler Aufnahme der Bewegung werden die einzelnen
Richtungen zeitlich nacheinander gemessen, d.h. die
Richtungsmessungen zu späteren Zeitpunkten werden durch die
Zeitdifferenz an einem leicht versetzten Ort durchgeführt.
2. Bei der Phasenbestimmung, die beim Übergang vom Intensitätsbild zur
Phasenmappe benötigt wird, werden bis zu 5 Bilder in kurzem Abstand
hintereinander gemessen. Dabei wird den Streifen mittels einer
Verkürzung der optischen Wege durch eine Piezo-Verschiebeeinheit
eine definierte Richtung aufgeprägt. Aus dieser definierten
Streifenverrückung kann dann die Phaseninformation rekonstruiert
werden, die mit einem definierten Fehler (algorithmusabhängig)
versehen ist.
3. Die Starrkörperbewegung führt dazu, dass durch Addition mehrerer
Bilder das ESPI-System Deformationen einem Ort zuweist, der sich
schon unter dem Bildfeld bewegt hat und sich nicht mehr an der Stelle
der ersten Aufnahme befindet. Hierdurch werden zwei unterschiedliche
38
Orte miteinander verrechnet. Ein extremes Beispiel dieses Effekts zeigt
Abbildung 19, bei dem sich eine einschnittig überlappte
Schweißverbindung unter Belastung im Bildfeld der Kamera dreht. Einige
Stellen (rot markiert) können nicht über den gesamten Zeitraum
beobachtet werden, da sie sich aus dem auswertbaren Bereich
herausdrehen, d.h. die ESPI-Messtechnik ist nicht ortsfest, da nur
Abstände gemessen werden.
Abbildung 19: Verschiebung und Rotation der Probe durch Starrköperbewegung erzeugen
nicht auswertbare Bereiche (rot markiert), Objekttreue ist bei der ESPI Messung nur für
kleine Verschiebungen gewährleistet
Wegen dieser Probleme sollte die Software des Q300-ESPI-Messsystems verbessert
werden. Hierzu könnten die in den Messergebnissen hinterlegten Deformationen
genutzt werden, um die Pixelzuordnung durch so genanntes Raytracing Verfahren zu
verbessern. Der Übergang zwischen einer Abstandmessung von Sensor zu Bauteil
und einer Messung der Verschiebung ortsfester Punkte auf der Oberfläche des
Bauteils könnte so gemacht werden.
5.5 Kalibrierung des CCD-Sensors bei der TSA-Messung
Da bei den TSA-Messungen die Temperaturdifferenz von einigen Hundertstel Kelvin
die Messgröße darstellt, ist es nötig, das TSA-Signal auf seine Genauigkeit zu
überprüfen. Die von dem CCD-Chip empfangenen Temperaturen werden in
elektrischen Strom bzw. Spannung umgewandelt. Das Signal des CCD-Chips ist im
39
Rechner als A/D-Signal (Analog bzw. Digital, je nach Verarbeitungsstelle im
Rechner) mit 8 Bit Signalauflösung abgelegt. Für die Kalibrierung muss dieses
A/D-Signal der Oberflächentemperatur zugeordnet werden [78]. Hierfür wird
üblicherweise eine Zweipunktmessung an zwei unterschiedlich temperierten
Metallplatten empfohlen [73]. Hierfür wird eine Aluminiumplatte auf 35°C erwärmt,
eine andere auf 5°C abgekühlt und mit der TSA-Kamera vermessen. Die so
erhaltenen A/D-Signale der IR-Kamera stellen die Stützpunkte für eine lineare
Interpolation weitere A/D-Signale zwischen den beiden Temperaturen dar. Allerdings
zeigt sich bei einer, in sehr engem Temperaturabstand durchgeführten,
A/D-Kalibrierung, dass eine deutliche Abweichung von der linearen Interpolation
vorliegt. In dem Beispiel (Abbildung 20) wird mit einer Exponentialfunktion gefittet.
Temperatur zu A/D Kalibrierung
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 10 20 30 40
Tempertur [°C]
A/D
Sig
na
l [*1
00
0]
A/D Messung
A/D linear
y = A exp(mx)
y = mx + b
Abbildung 20: Vergleich der Kalibrierung des im IR-Bereich sensiblen CCD-Chips bei
linearer und nichtlinearer Bestimmung der Abhängigkeit der A/D Signale von der
Temperatur
Es ist zu erkennen, dass das vom CCD-Chip generierte A/D-Signal im Bereich von
10-30°C keineswegs linear mit der Temperatur verläuft. Dies auf die Eigenschaften
des verbauten Halbleitermaterials begründet, das thermische Strahlung in elektrische
Spannungen umwandelt.
Um die Auswirkung der Kalibrierung auf die Untersuchungsergebnisse abschätzen
zu können, wird eine AlMg3/DC01 Verbindung bei 20Hz vermessen. Die
Probentemperatur liegt zwischen 24°C und 26°C. In diesem Bereich unterscheiden
sich die Steigungen der lineare und der exponentiellen Zuordnungsfunktion, was bei
40
Differenzbildung von A/D-Werten und Zuordnung zu Temperaturwerten zu einem
Fehler führt. Bei kleinen TSA-Signalen haben die unterschiedlichen
Kalibrierungskurven nur einen geringen Einfluss auf das TSA-Signal, wie sich in
Experimenten zeigen lässt (Abbildung 21, Schnitt bei 35mm). Allerdings ist eine
deutliche Abweichung der beiden TSA-Signale im Bereich höherer Belastungen
(Schnitt bei 15mm) zu erkennen. Bei hohen Probenbelastungen und damit
verbundenen hohen Temperaturen sollte daher eine nichtlineare Kalibrierung
gewählt werden.
Abbildung 21: Einfluss der linearen bzw. nichtlinearen Kalibrierung auf eine TSA-Messung
an einer wärmeimpulsverschweißten AlMg3/DC01 Verbindung; (Anregungsfrequenz 20Hz,
Belastungsdifferenz 1000N)
5.6 Frequenzeffekte der TSA
Es ist bekannt, dass für eine adiabate Zustandsänderung eine Mindestfrequenz bei
der Anregung des Probekörpers erforderlich ist [79][80]. Im Gegensatz zu vielfach
untersuchten homogenen, ebenen Probekörpern aus Metall oder Kunststoff tritt bei
der Untersuchung der einschnittigen Überlappverbindung ein sog. S-Schlag auf, der
mit einer Biegebelastung der Probe verbunden ist. An einem gesonderten
Probekörper, einer u-förmig gebogenen Aluminiumplatte (Abbildung 22a)), soll
gezeigt werden, dass die Biegebelastung zu erheblichen frequenzabhängigen
Signaleffekten bei der TSA führt und damit auch bei der Überlappverbindung ein
41
bislang nicht veröffentlichter Frequenzeffekt zu erwarten ist. Mit Änderung der
Frequenz ergibt sich eine starke Änderung der Temperatur und somit der damit
gleichzusetzenden Dehnungen (Abbildung 22b)). Das deutlich niedrigere Signal bei
Frequenzen unterhalb von 20Hz ist auf Wärmeleitung und die damit verbundene
nicht adiabate Versuchsführung zurückzuführen.
Abbildung 22 a) U-förmig gebogene Aluminiumplatte zur Überprüfung der Frequenzeffekte
der TSA; Schnitt über Innenseite der Biegung, um TSA Signal auf Druck-Zug-Überlagerung
zu testen; Substratplatte aus 25x100x1mm AlMg3 mit nicht definiertem Biegeradius
(Freiformbiegung)
0
20
40 0
50
100
-0.3
-0.2
-0.1
0
0.1
0.2
Schnittlänge [mm]Frequenz [Hz]
TS
A S
ignal [
K]
-0.25
-0.2
-0.15
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
Abbildung 22 b) TSA-Signal, dargestellt über Anregungsfrequenz und Probenlänge einer
Aluminiumprobe mit u-förmiger Biegung
Weiterhin ist anzumerken, dass bei kleinen Frequenzen nicht direkt die Oberfläche,
sondern ein materialabhängiges Volumenelement zum Temperatursignal beiträgt.
Durch nicht adiabate Versuchsführung können Temperaturen aus dem Inneren der
42
Probe an die Oberfläche diffundieren und dort mit in das TSA-Signal einfließen.
Oberflächenferne Anteile des Volumenelementes weisen einen anderen, durch
Biegeverformung hervorgerufenen Belastungszustand auf. Im Inneren gibt es
Bereiche, die unter Druck- oder Zugbelastung stehen. In der Mittelfaser heben sich
diese auf.
Die Auswirkung des oben beschriebenen Effekts soll an einer geschweißten
einschnittigen Überlappverbindung (Schichtfolge Stahl/PEEK/Stahl) veranschaulicht
werden (Abbildung 23). Ab einer Frequenz von ca. 15Hz steigt die Signalhöhe
deutlich an. Daraus lässt sich folgern, dass für weitere Untersuchungen an
Direktverschweißungen dieser Probengeometrie eine Mindestfrequenz von 20Hz
sinnvoll ist, um das TSA-Signal richtig erfassen zu können. Da jedoch bei 20Hz eine
nicht gewünschte Probenerwärmung auftritt, kann diese Frequenz nicht dauerhaft
gewählt werden. Darüber hinaus ist eine exponentielle Kalibrierung durchzuführen.
Abbildung 23: TSA-Signal, dargestellt über Frequenz und Probenlänge einer
Stahl/PEEK/Stahl Verbindung (vgl. Abbildung 5)
43
Neben den Substratmaterialien und der Art der Verschweißung wird das TSA-Signal
ebenfalls durch die Wärmeleitung in der ungleichmäßig dicken Lackschicht
beeinflusst. Der Lack wird zur Erzeugung einer gleichmäßigen Emissivität
aufgetragen. Bei gezielt ungleichmäßiger Lackschichtdicke wird eine deutliche
Beeinflussung des TSA-Signals beobachtet (Abbildung 24). Dieser eigentlich als
Laborbefund zu bewertende Effekt soll hier kurz erläutert werden, da er bei der
Interpretation der Messergebnisse zu Aussageunsicherheiten führt:
Es wird eine ultraschallverschweißte, einschnittige Überlappverbindung mit einer
ungleichmäßig dicken Lackschicht versehen. Dieselbe Probe wird einmal bei 5Hz
sowie bei 30Hz vermessen (Abbildung 24). Bei der niedrigen Frequenz wird das
Signal kaum durch die Lackschicht beeinflusst. Bei der hohen Frequenz sollte das
Aluminium weiterhin eine gleichmäßige Verteilung zeigen oder zumindest eine, die
die Beanspruchung der Überlappverbindung widerspiegelt.
Abbildung 24: TSA-Signal einer US-geweißten Überlappverbindung; Integrationszeit 60s
(5Hz) bzw. 15s (20Hz); (schwarz matter Lack mit einer mittleren Lackschichtdicke von
0,2mm; Belastungsdifferenz 500N)
Die Probe mit der ungleichmäßigen Lackschicht zeigt im Fehlfarbenbild des
TSA-Signals deutliche Inhomogenitäten (Abbildung 24). Die strukturmechanische
Beanspruchung der Überlappverbindung selbst wirkt sich nicht in der erwarteten
Form aus. In der Realität weist das Aluminium nicht die starken
Dehnungsunterschiede auf, wie es die TSA-Temperaturen vorgeben. (Für den
44
Laborbetrieb ist daher darauf zu achten, dass die Probekörper mit einer gleichmäßig
dicken Lackschicht überzogen werden).
5.7 Einfluss der Phase auf den Real- und Imaginärteil des TSA-Signals
Das Messsignal der TSA in komplexer Darstellung besteht aus einem Realteil, einem
Imaginärteil und einer Phase, die diese miteinander verbindet. Dabei wird die Phase
zu Null, wenn die von der Probe emittierten Temperaturen in Phase mit dem
Anregungssignal (meist sinusförmig) sind. Aus messtechnischen Gründen ist es
sinnvoll, den Realteil bei der Messung zu maximieren und somit die Phase und den
Imaginärteil des Signals auf Null zu regulieren. Für Probestäbe unter einachsiger
Belastung (bei denen ein weitgehend konstanter Phasenverlauf vorliegt) besteht die
Möglichkeit, durch einen in der Software vorgesehenen Phasenshift, das TSA-Signal
mit der Probenanregung in Phase zu bringen (Phase gleich Null).
TSA Signal [K]
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
TSA Phase [°]
-10
-5
0
5
10
15
20
10 20 30 40 50 60 70
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
TS
A-S
igna
l [K
]
Probenlänge [mm]
Phase 0°Phase+12,5°Phase+25°
Abbildung 25: TSA Messung einer US-Schweißung, Phasenbild und Schnitte bei verschiedenen
Werten des Offsets der Phase im Überlappbereich, (Anregungsfrequenz 20Hz;
Belastungsdifferenz 2000N)
Unter Biegebelastung ist es nicht mehr möglich, die Phase des komplexen
TSA-Signals über die gesamte Probenoberfläche auf Null zu bringen, da nur
zonenweise der Phasenshift bestimmt wird und bei ungleicher Phasenlage auf der
Probenoberfläche keine, die gesamte Oberfläche betreffende, Korrektur durchgeführt
werden kann. Abbildung 25 zeigt das TSA-Signal einer ultraschallgeschweißten
45
Überlappverbindung und das dazugehörige Phasenbild. Die Phase ist nicht konstant
und kann somit nicht durch einen einzigen Offsetwert (Verschieben der Phasenlage)
korrigiert werden.
Im unkorrigierten Phasenbild ist zu erkennen, dass sich die Phase im Bereich des
größten Biegemoments (im Übergang von AlMg3 zur Überlappungszone) am
weitesten von Null entfernt. Die Phase wird nun so optimiert, dass ein maximales
TSA-Signal im Bereich der größten Biegung auftritt, was von Seiten der Belastung
auch zu erwarten ist. Durch einen Phasenoffset von 12,5° und 25° wird hier
verdeutlicht, dass ein nichtlinearer Effekt zu Grunde liegt, der die Höhe des
TSA-Signals reduziert (unterschiedliche Bereiche der Probenoberfläche unterliegen
bei gleichem Phasenversatz unterschiedlich hohen Änderungen im TSA-Signal).
Weiterhin wird auch die Gestalt des TSA-Signals verändert, so dass eine einfache
Skalierung auf ein maximal erreichbares Signal unmöglich ist. Im weiteren Verlauf
der vorliegenden Arbeit wird auf diesen Effekt nochmals genauer eingegangen.
46
6 Vergleichende Untersuchungen einschnittiger Verbindungstypen
Nachdem die verschiedenen Messsysteme charakterisiert wurden, wird in diesem
Kapitel der Einsatz der Systeme zur quantitativen Erfassung der ortsaufgelösten
Verschiebungs- bzw. Dehnungsfelder dargestellt. Zunächst werden anhand der
Grauwertkorrelation die Unterschiede im Verformungsverhalten verschiedener
Fügeverfahren aufgezeigt. Der in Abbildung 26 dargestellte schematische
Versuchsaufbau wird für alle hier durchgeführten quasistatischen Versuche
eingesetzt. Dabei wird eine einschnittige Überlappverbindung in einer
Universalprüfmaschine (20kN Maximalbelastung) in eigens hierfür konstruierte
Spannbacken eingespannt. Diese Spannbacken ermöglichen es, den Versatz der
Probe durch eine starre Unterfütterung auszugleichen. Somit ist eine parallele
Krafteinleitung gewährleistet. Durch die Messwerterfassung mit der Software
„Diadem“ können zusätzlich zu den ortsaufgelösten Deformationen die integralen
Verschiebungen der Spannwerkzeuge erfasst werden. Eine möglichst homogene
Ausleuchtung des, mit der Grauwertkorrelation zu vermessenden, Objekts wird durch
eine Stablampe gewährleistet. Ein Einrichtregler ermöglicht es, durch analoge
Verschiebung der Spannbacken eine reproduzierbare Einspannlänge einzustellen.
Beim Einsatz der Grauwertkorrelation werden durch ein Triggersignal (meist
Kraftsignal) bei festgelegten Triggerpunkten (meist Kraftniveaus) die Bilddaten zur
späteren Auswertung abgespeichert.
Abbildung 26: Versuchsaufbau des quasistatischen Zug-Scher-Versuchs mit der
Grauwertkorrelation als berührungsloses optisches Messsystem. (Bild rechts): Schematische
starre Unterfütterung in den Spannbacken, um den Versatz der Probe auszugleichen.
47
Im folgenden Abschnitt wird beschrieben, wie die ortsaufgelösten Messdaten zum
Verständnis des Probenverhaltens unter Zug-Scher-Belastung beitragen können.
Zunächst werden nur vollflächige Verbindungen betrachtet. Die Erfassung der
Verformungen und Dehnungen wird anhand von Verbindungen gleicher Geometrie
und gleichen Substratwerkstoffs durchgeführt. Die daraus gewonnenen Kenntnisse
werden auf Verbindungen modifizierten Aufbaus (Substratwerkstoff,
Verbindungstechnik) angewandt. Ziel ist es, das grundlegende Verformungsverhalten
der einschnittigen Überlappverbindung herauszuarbeiten.
6.1 Induktionsgeschweißte und geklebte Proben im Vergleich
Um flächige Verbindungen zwischen AlMg3 und CF-PA66 zu vergleichen, werden
eine induktionsgeschweißte Überlappverbindung und eine geklebte Verbindung
gleicher Geometrie mit ortsaufgelösten Messverfahren unter Belastung analysiert.
Die Klebeverbindungen wurden in der „Arbeitsgruppe Werkstoff und
Oberflächentechnik“ (AWOK) mit optimierten Parametern (Temperaturverlauf,
Fügespaltdicke, etc.) hergestellt. Diese Verbindungen werden mit den geometrisch
ähnlichen induktionsgeschweißten Proben (IVW) verglichen. Der Unterschied im
Aufbau, bzw. der Geometrie besteht in der Fügeschicht. Bei der Klebung hat diese
eine Dicke von 0,2mm, während bei der Induktionsschweißung eine eingebrachte
Kunststofffolie auf 0,1mm zusammengepresst wird. Die eingelegte Kunststofffolie
erhöht die Zugscherfestigkeit [81]. Weiterhin kann zur Steigerung der
Verbundfestigkeit die Oberflächenvorbehandlung des AlMg3 Substrats [81]
beitragen. Nähere Angaben zu Eigenschaften und Verarbeitung des Klebstoffs sind
in Tabelle 7 aufgelistet.
Die rein visuelle Bewertung der Bruchbilder gibt einen Eindruck über die Qualität der
Verbindung (Abbildung 27). Es zeigt sich, dass bei den Klebungen unterschiedliche
Versagensformen vorliegen: Mischbruch, kohäsiver Bruch und Substratbruch. Beim
Substratbruch liegt die höchste Verbindungsfestigkeit vor, und es bricht daher das
Substratmaterial. Bei der Induktionsschweißung werden in den Bruchbildern
adhäsive Brüche (ohne Anhaftung des Verbundwerkstoffs am AlMg3-Substrat) und
Mischbrüche beobachtet.
48
Tabelle 7: Verarbeitungsmerkmale und mechanische Eigenschaften des Klebstoffs
Klebstoff-Handelsbezeichnung DOW Betamate 1480 (1 Komponenten
Epoxidharz)
Aushärtung 180° ca. 30min
E-Modul 1700 MPa
Zugscherfestigkeit 26 MPa
Vorbehandlungen AlMg3; alkalischer Beizprozess
CF-PA66; keine Vorbehandlung
Weitergehende Aussagen über das Probenverhalten bei Belastung werden durch
ortsaufgelöste Analysen ermöglicht.
Mischbruch
(zonenweise)
kohäsiver
Bruch
Substratbruch adhäsiver
Bruch
adhäsiver
Bruch
Mischbruch
(zonenweise)
5,4 kN 5,3kN 5,2kN 3,3kN 4,1kN 3,9kN
Klebungen (AWOK) Induktions-Schweißungen (IVW)
Abbildung 27: Bruchbilder der Klebungen mit den zugehörigen Verbundfestigkeiten im
Vergleich zu den Induktionsschweißungen nach dem Zug-Scher-Versuch bei 1mm/min;
Probenform (siehe Abbildung 5); Fügepartner AlMg3 auf CF-PA66 (Prüfgeschwindigkeit
0,1mm/min)
Das Kraft-Deformationsverhalten (siehe Abbildung 28) der beiden unterschiedlich
gefügten Verbindungen zeigt, dass die geklebte, einschnittige Überlappverbindung
eine deutlich höhere Festigkeit aufweist. Dies ist auf das Probenverhalten im
49
plastischen Bereich zurück zu führen. Die Unstetigkeit des Kraftsignals der geklebten
Probe oberhalb von 4800N beruht auf dem Portevin–Le Chatelier Effekt [82]. Dieser
beschreibt ein unstetes bzw. ruckhaftes, plastisches Fließen in der Nähe der
Streckgrenze des AlMg3-Substrats.
Abbildung 28: Kraft-Weg-Kurven von Klebungen im Vergleich zu Schweißungen gleicher
Geometrie (Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min, Integrale Wegmessung von Einspannung zu
Einspannung (L0=60mm)
Die geschweißte einschnittige Überlappverbindung zeigt einen steileren Anstieg im
Anfangsbereich des Kraft-Weg-Diagramms. Der Verlauf wird von Steifigkeit und
Dicke der Zwischenschicht beeinflusst. Eine dickere und elastischere Fügezone führt
zu einer höheren Deformierbarkeit der geklebten einschnittigen Überlappverbindung
(vgl. Tabelle 7)
Untersuchungen mit der ESPI-Technik sollen genauere Einblicke in das
Probenverhalten geben und obige Beobachtungen vertiefen. Hierfür wird in einem
(gleichen) Messfeld die Entwicklung der Dehnungen in Zugrichtung von Klebung und
Schweißung gegenübergestellt. In Abbildung 29 sind für die Belastungen von 3750N,
4000N und 4250N die Dehnungen dargestellt. Im Bereich der Überlappung
(ca. 2mm bis 17mm) und im Bereich des Kunststofffügepartners (17mm bis 45mm)
ist kein Dehnungsunterschied zu erkennen. Unterschiede zeigt das
belastungsabhängige Dehnungssignal auf der Oberfläche des AlMg3-Substrats
(Oberflächenschnitt analog Abbildung 24) Der mittlere Dehnungswert ist gleich. Dies
50
ist auf eine gleiche Werkstoffpaarung und nahezu gleiche Geometrie der Verbindung
zurückzuführen. Bei der Analyse der Dehnungsverteilung fällt auf, dass bei allen drei
Kraftniveaus die Schweißung im Bereich nahe der Überlappung (im Schnitt bei 0mm)
einen schnellen Anstieg bis zu einem Maximum (1,4% Dehnung bei 4250N) aufweist.
Im Vergleich dazu ist bei der Klebung kein ausgeprägtes Maximum zu erkennen.
Stattdessen ist die Verteilung der Dehnung eher plateauförmig (1% Dehnung bei
4250N). Es ist davon auszugehen, dass diese Abweichung zum Teil auf der leicht
unterschiedlichen Geometrie der Fügeverbindung beruht. Die Klebeschicht hat eine
Dicke von 0,2mm, während die Schweißung einen Fügespalt von unter 0,1mm
aufweist. Der größere Abstand der Substrate zum Mittelpunkt der Biegelinie (siehe
exzentrische Krafteinleitung in Kapitel 3) erzeugt ein größeres Drehmoment in der
geklebten Probe. Eine stärkere Rotation ist die Folge, die wider Erwarten nicht zu
einer höheren Oberflächendehnung führt. Ein weiterer Grund für das
unterschiedliche Verformungsverhalten der Überlappverbindung können Haftungs-
und Festigkeitsunterschiede des Fügewerkstoffes sein. Die Quantifizierung dieser
bedarf weiterer Untersuchungen.
Beim Vergleich der Dehnungen auf der Oberfläche des CFK Substrats (17-40mm)
mit den in Kapitel 3 (Stahl/PEEK/Stahl Verbindung) berechneten Dehnungen (linear-
elastisches Materialverhalten, ohne Berücksichtigung geometrisch nichtlinearer
Verformungen) kann ein deutlicher Unterschied festgestellt werden. Dies zeigt die
Notwendigkeit einer detaillierten Modellierung der Materialverbindung auf.
Abbildung 29: Vergleich der Dehnungen in Zugrichtung bei Längsschnitt über die
Probenoberfläche; Im Vergleich: Klebung und Schweißung von AlMg3/CF-PA66;
(Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min; Belastung 3750N bis 4250N)
51
Des Weiteren kann die Deformation in Normalenrichtung (Z) zur Analyse
herangezogen werden. In Abbildung 30 ist die Entwicklung der Verschiebung Z bei
Belastungen von 3750N, 4000N und 4250N aufgezeigt. Es zeigt sich, dass die
Klebung einen stärkeren S-Schlag im Vergleich zu der geschweißten Probe besitzt.
Ein unterschiedliches Verformungsverhalten der Probekörper hat auch eine andere
Krafteinleitung in die Fügezone zur Folge. Dies muss berücksichtigt werden, wenn
Rückschlüsse auf die Schälbeanspruchung (etc.) gemacht werden sollen. Die
Eigenschaften der Proben sind aufgrund des differenten Verformungsverhaltens
nicht direkt vergleichbar, was ohne den Einsatz von ortsaufgelösten Messungen nur
schwer nachweisbar ist.
Abbildung 30: Vergleich der Z-Verschiebung (Normalenrichtung) entlang des Längsschnittes
über die Probenoberfläche; Klebung (0,2mm Zwischenschicht) weist einen größeren
S-Schlag als die Schweißung (0,1mm Zwischenschicht) auf. (Prüfgeschwindigkeit
0,1mm/min; Belastung 3750N bis 4250N)
6.2 Vergleich von Wärmeimpuls- und Induktionsschweißungen
In einem weiteren Schritt zur Beurteilung der Einsetzbarkeit von optischen
Feldmessverfahren werden Wärmeimpuls- und Induktionsschweißungen untersucht.
Ortsaufgelöste Ergebnisse können dazu beitragen das Verständnis des
Probenverhaltens bei Zug-Scher-Prüfung zu erweitern. In den meisten Fällen wird die
Bruchkraft zur Beurteilung der Güte der Schweißung betrachtet. Das komplexe
Zusammenspiel zwischen Zug- und Schälbeanspruchung während der Zug-Scher-
52
Prüfung ist ohne ortsaufgelöste Betrachtung nur schwer erfassbar. AlMg3/CF-PA66
Induktionsschweißungen werden mit wärmeimpulsgeschweißten Proben ähnlicher
Geometrie (AlMg3/DC01) verglichen. Die Dicke des Stahlsubstrats beträgt 1mm im
Gegensatz zur CF-PA66 Platte, die 2mm dick ist. Die Variation der
Substratschichtdicke soll einen ähnlichen Verformungszustand gewährleisten. In
Tabelle 8 sind die Verbundpartner mit aufgelistet. Weitere geometrische Daten zu
den verwendeten Schweißtypen sind in Abbildung 5 zu finden.
Tabelle 8: Übersicht der verwendeten Verbundpartner
Verbund Substrat 1 Zwischenschicht Substrat 2
Wärmeimpulsschweißung AlMg3 (1mm) PEEK (0,1mm) DC01 (1mm)
Induktionsschweißung AlMg3 (1mm) PA66 (0,1mm) CF-PA66 (2mm)
Zur ortsaufgelösten Deformationsanalyse der Schweißverbindungen wird die
Grauwertkorrelation eingesetzt. Ebenfalls wird dieses Verfahren zur Erfassung des
integralen Kraft-Dehnungs-Diagramms (Abbildung 31) angewandt. Hier wird der
integrale Weg zwischen zwei Punkten auf der Probe (Abstand 35mm) gemessen.
Die Deformation in Normalenrichtung entlang eines Schnittes parallel zur
Probenlängsachse wird ebenfalls mit diesem Verfahren ermittelt (Abbildung 32). Die
Verbindung AlMg3/DC01 weist bei gleicher Kraft eine deutlich stärkere Deformation
in Normalenrichtung auf. Entlang des Schnittes werden zwei Punkte definiert, welche
die Orte der minimalen und maximalen Deformation darstellen (P1, P2). Der Abstand
dieser Punkte wird in einem Kraft-Verschiebungsdiagramm dargestellt (Abbildung
32).
Es zeigt sich, dass die Verschiebungen in Normalenrichtung umgekehrt proportional
der Dehnungen in Zugrichtung (Abbildung 31 und Abbildung 32) verlaufen.
Die Probe AlMg3/DC01 mit der höheren Verschiebung in Normalenrichtung erreicht
nicht die Zug-Scher-Festigkeit der Verbindung mit geringerer Durchbiegung. In
späteren Kapiteln (7.2.2 und 7.3.2) wird gezeigt, dass dies mit höheren Anteil der
Dehnungen (und somit den Spannungen) in Normalenrichtung (Schälbelastung) zu
begründen ist.
53
Abbildung 31: Vergleich der integralen Kraft-Dehnungsverläufe (L0=35mm) einschnittiger
Überlappverbindungen ähnlicher Geometrie und Steifigkeit; Wärmeimpulsschweißung
AlMg3(1mm)/DC01(1mm), Induktionsschweißung AlMg3(1mm)/CFK(2mm);
(Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min)
Abbildung 32: Verschiebung in Normalenrichtung entlang der Probenlängsachse; Vergleich
der maximalen Verschiebungen in Normalenrichtung (Z); Die Differenz des Betrages der
maximalen Z-Verformung (P1-P2) ist (rechts) über die Kraft aufgetragen;
(Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min)
54
6.3 Wärmeimpulsschweißungen mit reduziertem Normalkraftanteil
Im vorangegangenen Kapitel wurde gezeigt, dass eine stärkere Durchbiegung die mit
höherer Schälbeanspruchung verbunden ist, zu geringerer Festigkeit der
Überlappverbindung führt. Um dies detaillierter zu überprüfen, wird im Folgenden die
Verformung in Normalenrichtung durch Verwendung dickerer Substratplatten
vermindert.
Da die einschnittige Überlappverbindung bei der Wärmeimpulsschweißung komplett
in die Heißpresse eingelegt wird, ist es möglich, Substrate mit unterschiedlichen
Dicken zu verbinden [85]. Unter Zug-Scher-Belastung wird eine AlMg3/PEEK/AlMg3
Probe mit einer Substratschichtdicke von 4mm zunächst mit der Grauwertkorrelation
untersucht. Das integrale Kraft-Dehnungs-Diagramm wird aus den Verschiebungen
in Zugrichtung bei der Grauwertkorrelation erhalten (Abbildung 33). Es werden
ebenfalls die ortsaufgelösten Dehnungsverteilungen berechnet.
Abbildung 33: Kraft-Dehnungs-Diagramm einer Wärmeimpulsschweißung
AlMg3/PEEK/AlMg3 Substratdicken: 4mm/0,2mm/4mm; Darstellung des Probekörpers mit
Referenzlänge (L0=16mm, Prüfgeschwindigkeit 1mm/min)
Die Dehnungen im Überlappbereich in Zug- und Normalenrichtung können durch
eine Betrachtung der Seitenansicht des Prüfkörpers gemessen werden (Abbildung
34). Die Dehnungen treten hauptsächlich im AlMg3 Substrat auf, während die
Verformungen in der Mitte des Überlappbereichs sehr gering ausfallen. Die
Dehnungen können mit den hoch belasteten Bereichen eines Materials und damit mit
den kräfteübertragenden Zonen identifiziert werden. Die PEEK-Zwischenschicht
verbindet die zwei Substratplatten starr miteinander. Wäre die Zwischenschicht aus
55
einem Material mit geringem E-Modul und hoher Verformbarkeit, würden sich die
Dehnungsmaxima im AlMg3 bis zur Mitte des Überlappbereichs erstrecken.
Dehnung in Normalenrichtung (Z) Dehnung in Zugrichtung (Y)
Dehnungsverlauf bei 5kN
a)
Dehnungsverlauf bei 5kN
b)
c)
Abbildung 34: Vergleich der Dehnungen in Zug- und Querrichtung der AlMg3/PEEK/AlMg3
Wärmeimpulsschweißung; a) flächiger Dehnungsverlauf bei 5kN, Definition der Schnitte über
Dicke (b) und entlang des Scherspaltes (c) der einschnittigen Überlappprobe
(Prüfgeschwindigkeit 1mm/min)
56
Der Betrag der maximalen Dehnung in Normalenrichtung liegt etwa 60% unter dem
Betrag der Dehnung in Zugrichtung (vgl. Abbildung 34). Die Schälbeanspruchung,
die mit der Dehnung in Normalenrichtung identifiziert werden kann, wird durch die
4mm dicken Substratschichten deutlich reduziert, so dass überwiegend eine
Zugbeanspruchung der einschnittigen Überlappverbindung vorliegt. Als
Versagenskriterium kann, basierend auf der geringen Anzahl von Versuchen, eine
maximale Dehnung in Zugrichtung (ca. 0,8% - 1%) als Orientierung angegeben
werden.
57
7 Charakterisierung von ultraschallverschweißten Metall / CFK – Verbunden
Nachdem in Kapitel 6 das lastabhängige Deformationsverhalten vollflächiger
Schweißverbindungen analysiert wurde, soll jetzt die lastabhängige
Dehnungsentwicklung einer Verbindung mit lokal eng begrenzter Krafteinleitung
untersucht werden. Als Beispiel wird eine Ultraschallschweißung herangezogen.
Durch die eng begrenzte Schweißzone treten unter Belastung Bereiche mit einem
hohen lokalen Dehnungsgradienten auf. Mittels optischer ortsaufgelöster Messungen
wird das Probenverhalten unter Belastung analysiert, indem die lastabhängigen
Deformations- und Dehnungsfelder ermittelt werden.
Zunächst wird eine Metall/Metall-Verschweißung als Referenzobjekt vorgestellt.
Danach wird auf Metall-Kunststoff-Verbindungen eingegangen. Eine umfangreiche
Beschreibung der Probenreaktion auf wesentliche Belastungsarten ist das Ziel dieses
Kapitels.
In Abbildung 35 sind die für die Analyse des Probenverhaltens beobachteten
Oberflächen (Frontal- und Seitenansicht) dargestellt und es wird eine Übersicht über
die Beanspruchungsarten der untersuchten Ultraschallschweißungen gegeben.
Diese dienen zu einem späteren Vergleich mit der FE-Analyse.
58
Einleitung anhandCU-AL-Verbindung
frontal 3D Seite 2D
quasistatsch1mm/min
frontal 2D Seite 2D
hochdynamischCrash 1m/s
frontal 3D5Hz Graufeld
frontal 3D20Hz TSA
dynamischMehrstufenversuch &Einstufenversuch
Verschiebung derFaserstruktur durchden Schweißprozess
Einfluss vonEigenspannungenim Scherspalt aufOberflächendehnungen
UltraschallschweißungenVorgehen Kap. 3
Abbildung 35: Darstellung der Frontal- und Seitenansicht der US-verschweißten,
einschnittigen Überlappverbindungen (Bild oben), Analyse des komplexen Deformations-
und Dehnungsverhaltens (Bild unten)
7.1 ESPI Messungen an Metall-Metall US-Verschweißungen
Zum Verständnis der auftretenden Dehnungen bei einer Ultraschallverschweißung
werden zunächst zwei Metalle miteinander verbunden. Es wird eine leicht
abgewandelte Geometrie der Standard-Ultraschallschweißprobe (vgl. Kapitel 2)
eingesetzt. Die Sonotrodenkoppelfläche beträgt hier 5x5mm, die Probenbreite und
die Überlappungslänge jeweils 20mm. Die Fügepartner sind Kupfer und Aluminium.
59
Die Untersuchungen wurden mit der ESPI durchgeführt, da dieses Verfahren über
eine hohe Ortsauflösung bei gleichzeitig akzeptabler Dehnungsauflösung verfügt
(siehe Kapitel 8.2). Weiterhin ist es mit der ESPI möglich die Dehnungen in Zug- und
Querrichtung zu unterscheiden. In Abbildung 36 sind der Verbund, sowie ein
Interferenzbild der Verschiebung in Zugrichtung bei einer Laststufendifferenz von
730N-750N dargestellt. Die Analyse der Gesamtverschiebung in Zugrichtung beruht
auf der Addition von ca. 80 Interferenzaufnahmen. Das Kraftniveau von 750N wurde
gewählt, da es am Ende des elastischen Probenverhaltens liegt. Bei ca. 800N geht
die Kraft-Dehnungskurve der verwendeten Verbindung in einen nichtlinearen Verlauf
(elastisch-plastisch) über.
Im Interferenzbild (Abbildung 36) ist ein Bereich gleicher Graustufe zu erkennen, der
einem Deformationsplateau an der Stelle der Sonotrodenkoppelfläche entspricht. Die
Dehnungen in Zug- und Querrichtung, die sich durch Ableiten der Deformation
ergeben, weisen für die Richtung Y ein markantes Profil auf, das mit der
Sonotrodenkoppelfläche korrelliert. Die Dehnungsspitzen charakterisieren die
Grenzen der Verschweißung (Sonotrodenkoppelfläche). Die Extrema der Dehnung in
Zugrichtung fallen unterschiedlich hoch aus, was auf den Biegeeinfluss, der auf die
einschnittige Überlappverbindung wirkt, zurückzuführen ist.
Es treten keine Effekte auf, die die Schweißzone vergrößern, wie dies beim
flächenhaften Aufschmelzen eines Substratmaterials beobachtet werden kann. In
weiteren Kapiteln wird der Einfluss des aufgeschmolzenen Fügezonenbereiches
näher untersucht.
60
Interferenzbild 730N-750N
a)
b)
Abbildung 36: Deformations- und Dehnungsanalyse in Quer- (X) und Zugrichtung (Y) einer
US-geschweißten CU-AL-Verbindung; Beobachtetes Bildfeld, Interferenzbild der Verformung
in Zugrichtung zwischen 730N und 750N; a) Analyse der Überlappzone; b) Schnittauswertung
(Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min, Belastungsdifferenz 750N)
Y
X
61
7.2 Quasistatische Versuchsführung an Metall-CFK-Verbunden
Nachdem im vorangegangenen Kapitel beispielhaft die ultraschallverschweißte
Metall-Metall-Verbindung untersucht wurde, werden jetzt Metall-CFK-Verbunde
analysiert, beginnend mit quasistatischen Untersuchungen einschnittiger
Überlappverbindungen im Zug-Scher-Versuch (Prüfgeschwindigkeit 1mm/min).
7.2.1 Vergleich der Dehnungsverteilungen unterschiedlicher AlMg3-CFK Verbunde (CF-PA66 u. CF-PEEK)
Es werden mit dem Ultraschallschweißverfahren verschiedene
kohlenstofffaserverstärkte Kunststoffe mit AlMg3 verschweißt. Abbildung 37 zeigt
das Kamera Setup und das verwendete Koordinatensystem auf der Oberfläche des
AlMg3-Substrates für die optische 3D-Verformungsanalyse mit der
Grauwertkorrelation. Dieses Verfahren ermöglicht auch bei zügigen Versuchen
(Prüfgeschwindigkeit 1mm/min) eine ausreichend schnelle Bilderfassung. Die
Untersuchung erfolgt nur für die Oberfläche des AlMg3-Substrats. Da nur eine
Substratoberfläche beobachtet wird, treten bei der Auswertung keine Glättungsfehler
an Objektkanten oder Materialübergängen auf.
Abbildung 37: Versuchsaufbau für eine Messung mit der Grauwertkorrelation mit
Beleuchtungseinheiten (links); untersuchte Oberfläche (AlMg3) mit Koordinatensystem
(rechts)
62
Nachfolgend wird das Verhalten der Überlappverbindungen bei Variation des
Kunststoffsubstrats (CF-PEEK und CF-PA66) dargestellt. Typische Bruchbilder der
geprüften Metall-CFK-Verbunde zeigt Abbildung 38. Bei den Schweißungen auf
CFK-PEEK ist ein kleiner ellipsenförmiger Bereich um die Sonotrodenfläche zu
sehen (Durchmesser ca. 20mm). Bei den CFK-PA66 Verbunden fällt dieser größer
aus (Durchmesser ca. 25mm), was auf die niedrigere Schmelztemperatur des PA66
gegenüber PEEK zurückzuführen ist.
AlMg3/CF-PEEK AlMg3/CF-PA66 Zug-Scher-Festigkeit
Abbildung 38: Oberfläche der Bruchzonen der im Zug-Scher-Versuch gebrochenen Proben
(AlMg3/CF-PEEK und AlMg3/CF-PA66); AlMg3-Substrat aus Darstellungsgründen nach
oben umgeklappt; Zug-Scher-Festigkeit der AlMg3/CFK Verbunde (Prüfgeschwindigkeit
1mm/min)
Die Dehnungen in Zugrichtung sind besonders ausgeprägt und werden zur
Charakterisierung des lokal inhomogen Dehnungszustandes der Schweißverbindung
herangezogen.
In Abbildung 39 sind die Dehnungen in Zugrichtung bei 1500N von AlMg3/CF-PEEK
im Vergleich zu AlMg3/CF-PA66 dargestellt. Das Koordinatensystem wurde so
gewählt, dass die Sonotrodenkoppelfläche über dem Bereich von 0mm bis 10mm zu
liegen kommt. Die Dehnungen der auf CF-PEEK geschweißten AlMg3 Platte sind im
Vergleich zu den Dehnungen auf dem AlMg3/CF-PA66 Verbund um den Faktor 2
höher. Dies ist an der unterschiedlichen Farbskala deutlich zu erkennen. Bei dem
AlMg3/CF-PEEK geschweißten Verbund sind die Dehnungen im Vergleich zu den
Dehnungen bei den AlMg3/CF-PA66 Überlappverbindungen lokal sehr konzentriert.
63
Die Verteilungen decken sich gut mit der unterschiedlichen Ausprägung des
Aufschmelzbereichs (Abbildung 38) der Kunststoffe in den Bruchbildern.
AlMg3/CF-PEEK
Dehnung Z [%]
AlMg3/CF-PA66
Dehnung Z [%]
Abbildung 39: Dehnung in Zugrichtung (Z) auf dem AlMg3-Substrat; Farbcodes wurden
angepasst zur besseren Verdeutlichung der unterschiedlichen Belastungszonen;
(Prüfgeschwindigkeit 1mm/min, Belastung 1500N)
Abbildung 40: Dehnungsentwicklung auf der AlMg3-Oberfläche US-verschweißt auf
CF-PEEK und CF-PA66 (Sonotrodenkoppelfläche 0-10mm, Prüfgeschwindigkeit 1mm/min,
Belastungsdifferenz 500N)
64
Im unteren Bereich (Abbildung 39) der Probe zeigt die AlMg3/CF-PEEK Verbindung
ein Dehnungsmaximum von ca. 0,3%, während bei gleicher Belastung die
AlMg3/CF-PA66 Verschweißung nur lokale Dehnungen von maximal 0,1% aufweist.
Diese gleichmäßigere Dehnungsverteilung ist auch als Ursache für die hohe Zug-
Scher-Festigkeit dieser Verbindung anzusehen (vgl. Abbildung 38). Es ist
naheliegend, dass bei lokal höheren Dehnungen auf der Substratoberfläche auch
von lokal höheren Spannungen im Scherspalt ausgegangen werden kann.
Die Dehnungsentwicklung wird bei einer Prüfgeschwindigkeit von 1mm/min
belastungsabhängig erfasst (Belastungsstufen). Die Entwicklung der Dehnungen
entlang des Längsschnittes über die Probenoberflächen (von oben nach unten) ist in
Abbildung 40 dargestellt. Es können zwei unterschiedliche Dehnungsverteilungen mit
der Grauwertkorrelation erkannt werden. Das auf CF-PEEK geschweißte AlMg3
Substrat zeigt eine hohe Dehnungsspitze am unteren Ende (10mm). Dieses
Maximum wächst linear mit der Belastung. Am anderen Ende der Sonotrode (0mm)
bildet sich ein weiteres Maximum aus, das nichtlinear mit der anliegenden Belastung
wächst. Es ist davon auszugehen, dass dieses Dehnungsmaximum auf der
Substratoberfläche versagensrelevant für das Material im Scherspalt ist. Das
Dehnungsmaximum auf der Oberfläche der Substratplatten kann durch die
Dehnungsverteilung durch das AlMg3 einen Eindruck auf die im Scherspalt
auftretenden Dehnungen geben (vgl. Abbildung 8). Um den Dehnungsverlauf über
die Dicke des AlMg3 zu visualisieren werden in folgenden Kapiteln die
Schweißverbindungen in Seitenansicht untersucht.
Bei der Werkstoffpaarung AlMg3/CF-PA66 wachsen die Oberflächendehnungen
nahezu linear mit der anliegenden Kraft. Das Maximum bei 10mm Schnittlänge ist
etwas geringer als das globale Dehnungsmaximum (0mm), was auf das
Biegeverhalten der Probe und die zweiachsige Belastung in Zug- und Schälrichtung
zurückzuführen ist.
Weiterhin zeigt sich eindeutig, dass sich die Dehnungsmaxima bei dem
AlMg3/CF-PEEK Verbund auf den Rand der Sonotrodenkoppelfläche beschränken,
während die Dehnungsverteilung beim AlMg3/CF-PA66 Verbund eine plateauförmige
Ausbildung zeigt, die über diesen Bereich hinaus geht. Die Stellen mit erhöhtem
Dehnungsgradient geben einen Hinweis auf die kräfteübertragenden Bereiche der
Verbindung.
65
7.2.2 Seitenansicht auf den Scherspalt
Die bislang durchgeführten Dehnungsanalysen der Substratoberfläche können nur in
indirekter Weise einen Hinweis auf die Beanspruchung im Scherspalt geben. Es soll
nun untersucht werden, ob es möglich ist, durch direkte Erfassung der
Fügespaltdeformation die Beanspruchung im Fügespalt zu ermitteln.
Mit den hier verwendeten Messsystemen können allerdings nur optisch zugängliche
Oberflächen beobachtet werden. Eine neuartige Messmethode zur Lösung dieses
Problems wird in Kapitel 8.3 vorgestellt.
Um einen repräsentativen Bereich des Scherspalts analysieren zu können, wird nicht
die Randzone, sondern die im mittleren Bereich der Probenbreite freigelegte
Fügezone untersucht. In Abbildung 41 sind die Probenform und das zugehörige
Kraft-Dehnungs-Diagramm dargestellt.
Die Grauwertkorrelation ist im Vergleich zur ESPI unempfindlich gegenüber der
Probenverdrehung, daher wurde dieses Verfahren für die nachfolgenden
Untersuchungen gewählt. Eine Darstellung der auswertbaren Flächen (Facetten) im
Überlappbereich der Ultraschallverschweißung (Abbildung 41) zeigt, dass die
Facetten größer als die Spaltbreite sind, und über Materialübergänge hinwegführen.
Diese Fehlverzerrung führt bei der Auswertung zu unerwünschten Störungen. Die
auftretenden Dehnungen sind für diese Facettenbereiche nur qualitativ zu bewerten.
Wird eine flächenhafte Dehnungsanalyse am Ende des linearen
Deformationsbereichs der Probe (Belastung von 2000N) vorgenommen, so zeigen
sich lokale Dehnungsüberhöhungen (Abbildung 41). Die Dehnung in Zugrichtung ist
in den Substraten erhöht (0,5%), während im Überlappbereich ein gleichmäßiges
Dehnungsniveau von ca. 0,1% Dehnung (Y) vorherrscht. Die Dehnung in
Normalenrichtung steigt am Übergang der Überlappung zum AlMg3-Substrat deutlich
an.
66
Dehnung in Normalenrichtung
2000N
Dehnung in Zugrichtung
2000N
Abbildung 41 Kraft-Dehnungs-Diagramm einer breitenreduzierten US-verschweißten
AlMg3/CF-PA66 Probe; Facettenverteilung über den Scherspalt; Seitenansicht der Probe zur
Visualisierung der Dehnungen in Normalen- (Z) und Zugrichtung (Y) im Scherspalt,
(Bezugslänge L0=33mm, Prüfgeschwindgikeit 1mm/min, Belastung 2000N)
Für die Analyse der Dehnungsentwicklung entlang eines Schnittes parallel zum
Scherspalt werden die Dehnungen in Normalen- und Zugrichtung ermittelt. In
Abbildung 42 ist die Entwicklung in 500N Kraftschritten dargestellt. Eine Asymmetrie
ist zu erkennen. Die Dehnungen in Z- und Y-Richtung sind im Übergang zum AlMg3-
Substrat (Abbildung 41 rechts unten) deutlich erhöht. Dies ist auf den in Kapitel 3
beschriebenen S-Schlag zurückzuführen. Im Belastungszustand bei 3kN ist die
Dehnung in Normalenrichtung (20%) fast 30mal höher als die Dehnung in
Zugrichtung (0,7%). Im Versagensfall ist daher von einem Schälversagen der
Überlappverbindung auszugehen.
67
Abbildung 42: Dehnungsentwicklung im Scherspalt einer breitenreduzierten
US-Verschweißung aus AlMg3/CF-PA66; Dehnungen in Normalen- (Z) und Zugrichtung (Y)
(Prüfgeschwindigkeit 1mm/min, Belastungsdifferenz 500N)
7.3 Zug-Scher-Versuche bei hoher Abzugsgeschwindigkeit
Ein großer Vorteil der Grauwertkorrelation ist, dass diese sowohl für langsame als
auch hochdynamische Untersuchungen anwendbar ist. Bei schlagartiger
Beanspruchung kann weder mit der ESPI noch mit der TSA untersucht werden. Die
Grauwertkorrelation benötigt lediglich eine Hochgeschwindigkeitskamera mit
entsprechender Zeit- und Ortsauflösung und eine entsprechend starke Lichtquelle,
die den Probekörper jedoch nicht durch Erwärmung beeinflusst. Realisiert wird der
Versuchsaufbau für Hochgeschwindigkeitsmessungen durch die Verwendung von
Kaltlichtlampen mit einer Leistung von 250W und einer Hochgeschwindigkeitskamera
der Firma Photron (Photron FastCam Ultima APX-RS), die bei einer Bildrate von
40000Hz noch ein Auflösungsvermögen von 128x148 Pixel besitzt. Bei den
Hybridverbindungen ist sowohl von Seiten des Kunststoff- wie des Metallpartners
eine Abhängigkeit von der Prüfgeschwindigkeit zu erwarten [83][86][87]. Der
Geschwindigkeitseinfluss wurde beispielhaft an einer Ultraschallverschweißung
untersucht. Es werden die Untersuchungen bei Abzugsgeschwindigkeiten von 1m/s
mit den quasistatischen (1mm/min) verglichen.
7.3.1 Schlagartige Beanspruchung, Normalenansicht
Analog zu den quasistatischen Versuchen wird eine ultraschallgeschweißte
AlMg3/CF-PA66 Probe im Zug-Scher-Versuch bei Normalenansicht mit der
Grauwertkorrelation beobachtet (Prüfgeschwindigkeit 1m/s). In Abbildung 43 sind die
68
Normalenansicht auf das AlMg3 Substrat und das Kraft-Dehnungs-Diagramm
dargestellt. Da eine zweite Hochgeschwindigkeitskamera des gleichen Typs nicht zur
Verfügung steht, wird in den folgenden Versuchen nur eine zweidimensionale
Auswertung durchgeführt.
Kraft Dehnungs-Diagramm
0 2 4 6 8 100
1
2
3
4
5
6
Dehnung [%]
Kra
ft [k
N]
Abbildung 43: Kraft-Dehnungs-Diagramm und Kodierung der US-geschweißten
AlMg3/CF-PA66 Verbindung im Bildfeld der Hochgeschwindigkeitskamera; (Bezugslänge
L0 =35mm, Prüfgeschwindigkeit 1/ms)
Die in Abbildung 43 dargestellte Kraft-Dehnungs-Kurve zeigt einen ähnlichen Verlauf
wie bei niedrigen Belastungsgeschwindigkeiten (1mm/min), allerdings ist die
maximale Kraft um etwa 1000N erhöht. Wie im integralen Kraft-Dehnungs-Diagramm
zu erkennen ist, geht bei 4000N das Probenverhalten von einem elastischen in ein
elastisch-plastisches Verhalten über.
In Abbildung 44 ist in äquidistanten Zeitschritten die Entwicklung der Dehnungen in
Zugrichtung gezeigt. Im ersten Lastschritt bei 4000N liegt ein ähnlicher
Dehnungsverlauf wie bei einem quasistatischen Versuch vor (vgl. Abbildung 40). Die
maximale Bildfrequenz von 40000Hz ermöglicht es, die Entwicklung der Dehnung im
Substratbereich deutlich zu erkennen.
69
4000N (t=0,3ms)
5780N (t=1,7ms)
5810N (t=1,875ms)
5850N (t= 2ms)
5870N (t= 2,125ms)
nach Bruch
Dehnungsentwicklung alle 0,025ms ab 4000N
Dehnungsentwicklung alle 0,125ms vor Bruch
Abbildung 44: Entwicklung der Dehnung in Zugrichtung einer US-geschweißten
AlMg3/CF-PA66; Dehnungsentwicklung entlang eines Schnittes parallel zur
Probenlängsachse; links: Diagramm 0,025ms im Übergang in elastisch-plastischen Bereich;
rechts: Diagramm 0,125 Millisekunden bis zum Bruch der Probe; (Abzugsgeschwindigkeit
1m/s)
70
Eine Dehnungsüberhöhung am Materialübergang (AlMg3 zur Überlappung) findet bei
anwachsender Belastung fast ausschließlich im Aluminiumsubstrat statt: Dies zeigt
ein Schnitt entlang der Probenlängsachse von oben nach unten (vgl. Abbildung 44
unten). Es liegt ein Substratbruch vor und kein Versagen der Schweißung, wie es im
quasistatischen Lastfall beobachtet wurde. Bei quasistatischen Versuchen hat sich,
wie zuvor dargestellt (Kapitel 7.2.2), gezeigt, dass die Schälbeanspruchung einen
wesentlichen Beitrag zur Schadensbeanspruchung leistet. Es bleibt zu vermuten,
dass die Schälbeanspruchung (Belastung in Normalenrichtung) bei hohen
Abzugsgeschwindigkeiten einen geringeren Einfluss auf das Versagensverhalten der
Überlappverbindung hat. Um diese Behauptung zu überprüfen werden im folgenden
Kapitel die Dehnungsentwicklungen in der Seitenansicht bei hoher
Abzugsgeschwindigkeit analysiert.
7.3.2 Schlagartige Beanspruchung, Seitenansicht
Erste Untersuchungen zur Erfassung der Dehnungsbelastungen im Scherspalt unter
schlagartiger Beanspruchung werden im Folgenden dargestellt.
Es ist zu erwarten, dass der S-Schlag sich aus Trägheitsgründen bei höherer
Belastungsgeschwindigkeit nicht so stark ausbilden kann wie bei quasistatischer
Versuchsführung. Da keine zweite Hochgeschwindigkeitskamera für eine
3D-Aufnahme zur Verfügung steht, ist es zur Erfassung von Dehnungen in
Normalenrichtung nötig, die Kamera um 90 Grad zu drehen und die Probe in
Seitenansicht zu verfolgen. Der komplette Scherspalt wird in einer Messung (bzw.
einem Bildfeld) untersucht. Es ist nötig, im Gegensatz zu den vorherigen Messungen,
die Ortsauflösung auf Grund der geringen Scherspaltweite zu erhöhen. Werden die
in Kapitel 4.2 beschriebenen Facetten zu groß gewählt, so reichen diese zu weit über
die Materialübergänge hinaus. Durch die Verschiebung der Substrate im Bildfeld
entsteht so eine Fehlpositionierung und Fehlverzerrung der Facette. Wie gezeigt,
sind zu kleine Facetten ebenfalls ungünstig. Vorversuche zeigen, dass bei einer
Abzugsgeschwindigkeit von 1m/s eine Bildrate von 30000Hz zur Beobachtung des
Scherspalts die besten Ergebnisse liefert.
Das Kraft-Dehnungs-Diagramm (vgl. Abbildung 45) zeigt einen ähnlichen Verlauf wie
in Abbildung 43, wenn auch die maximale Zug-Scher-Kraft auf 4100N reduziert ist.
Damit beträgt diese noch ca. 70% des Ausgangswertes. Dies liegt an der
71
breitenreduzierten Probenform, wie sie für eine Dehnungsanalyse im Scherspalt
unerlässlich ist.
Kraft-Dehnungs-Diagramm
0 1 2 3 4 50
1
2
3
4
5
Dehnung [%]
Kra
ft [k
N]
Breitenreduzierte US-Schweißung
Dehnung in Normalenrichtung (Z) Dehnung in Zugrichtung (Y)
4000N
4000N
Dehnung in Normalenrichung
-5
0
5
10
15
20
25
30
0 5 10 15 20 25
Schnittlänge [mm]
De
hn
un
g Z
[%]
4kN+0,7ms
+1,4ms+2,1ms
Bruch
Dehnung in Zugrichung
-5
0
5
10
0 5 10 15 20 25
Schnittlänge [mm]
De
hn
un
g Y
[%]
4kN+0,7ms+1,4ms+2,1msBruch
Abbildung 45: Kraft-Dehnungs-Diagramm (L0=35mm) einer US-geschweißten AlMg3/CF-
PA66 Probe; Darstellung der reduzierten Probenbreite; Dehnungsanalyse in Normalen-
(Z) und Zugrichtung (Y) bei 4000N; Auswertung im Schnitt durch den Scherspalt in
äquidistanten Zeitstufen
In Abbildung 45 sind die flächigen Dehnungsverteilungen in Zug- und
Normalenrichtung bei 4000N dargestellt. Es liegen Dehnungsüberhöhungen an den
Rändern der Fügezone vor. Entlang eines Schnittes über den Scherspalt ist die
zeitabhängige Dehnungsentwicklung abgebildet. Die Dehnungen in
72
Normalenrichtung betragen, ähnlich wie bei quasistatischer Versuchsführung,
maximal 20%. Die maximale Dehnung in Zugrichtung ist deutlich höher (max.
ca. 8%) als bei quasistatischer Versuchführung (ca. 0,6%, vgl. Abbildung 42). Der
Faktor zwischen Normalen- und Zugdehnungen beträgt 2,5. Im quasistatischen Fall
beträgt das Verhältnis 30:1. Das Versagen des Aluminiumsubstrats in diesem
Bereich ist durch die wesentlich höheren Dehnungen in Zugrichtung, verbunden mit
den hohen Dehnungen in Normalenrichtung, zu erklären. Insgesamt kann nicht von
einer dominierenden Schälbeanspruchung der Verbindung ausgegangen werden.
7.4 Dynamische Untersuchungen der Metall-CFK-Verbindungen
Metall-Kunststoff-Direktverbindungen sind eine Erscheinungsform des sog.
intelligenten Leichtbaus und besitzen ein Anwendungspotential z. B. im
Automobilbau, wo durch Mischbauweise eine Gewichtsreduktion erreicht werden
kann. In diesen Anwendungsfällen treten vielfach schwingende Beanspruchungen
auf. Daher ist es von Interesse zu untersuchen, ob mit den optischen Messsystemen
(z.B. Grauwertkorrelation) bei dieser Beanspruchungsart eine ortsaufgelöste
Aussage über die Versagensmechanismen der Verbindungen gemacht werden kann.
Die Versuche werden in zwei Schritten durchgeführt. Durch dynamische
Laststeigerungsversuche [54] sollen Belastungsgrenzen ermittelt werden. Im zweiten
Schritt werden diese als Orientierung für Dauerschwingversuche genutzt.
7.4.1 Dynamische Laststeigerungsversuche an Ultraschallschweißungen
An ultraschallgeschweißten Proben werden dynamische Laststeigerungsversuche
bei einer Frequenz von 5Hz durchgeführt. Das Belastungsschema ist in Abbildung 46
dargestellt. Das untere bzw. obere Belastungsniveau beträgt 0N bzw. 1000N. Das
obere Belastungsniveau wird alle 4000 Zyklen für 2000 Zyklen stufenweise um 500N
erhöht.
73
Abbildung 46: Laststeigerungsversuch einer US-geschweißten AlMg3/CF-PA66 Probe;
Belastungsschema über Lastspielzahl; (Frequenz 5Hz)
Die Aufnahme der Grauwertbilder (3D-Messung) wird wie folgt vorgenommen: Die
Belichtungszeit beträgt 50 Millisekunden. Durch die sinusförmige Anregung und eine
Krafttriggerung (50 N vor Maximum/Minimum des sinusförmigen Kraftverlaufs) kann
mittels der Analyse der Dehnungen im belasteten und entlasteten Zustand die
Totaldehnung und deren plastischer Anteil erfasst werden.
In Abbildung 47 sind die Dehnungen in Zugrichtung (Y) bei beiden
Belastungszuständen gegenübergestellt. Es ist ein deutliches Maximum im
Dehnungsverlauf bei Entlastung zu erkennen, das bei Belastung nicht so stark
ausgeprägt ist. Um diesen Sachverhalt näher zu untersuchen, werden die bei 3500N
auftretenden maximalen Dehnungen (Y) in einem Diagramm gegenübergestellt. Es
zeigt sich, dass die elastischen Anteile (im Diagramm mit Pfeilen dargestellt)
hauptsächlich in einem Plateaubereich (7 bis 15mm) der Fügezone (Schnitt 5-17mm)
auftreten, während bei Be- und Entlastung nur eine kleine Dehnungsdifferenz am
Ende der Fügefläche (Schnitt bei 17mm) auftritt. Weitere elastische Dehnungsanteile
lassen sich im Bereich des AlMg3 Substrates erkennen.
74
a) b)
Schnittlänge über Probenmittelachse
Schnittlänge über Probenmittelachse
c) d)
Abbildung 47: Laststeigerungsversuch an einer US-geschweißten AlMg3/CF-PA66 Probe
mit der Grauwertkorrelation; a) Entwicklung der Dehnung in Zugrichtung auf
Belastungsniveau 1000N-3500N; b) Entwicklung der Dehnung in Zugrichtung während der
Entlastungsniveaus (0N) nach Belastung mit 1000N-3500N, c) Vergleich der Dehnung in
Zugrichtung zwischen Be- und Entlastung bei 3500N; d) Entwicklung der lokalen
Maximaldehnungen in Zugrichtung über der Kraft; (Frequenz 5Hz)
Weiterhin ist in Abbildung 47 die Entwicklung der maximal auftretenden Dehnung
über die Laststufen (am Anfang des Niveaus) beim Laststeigerungsversuch
dargestellt. Eine Abweichung von einem linearen Verhalten ist ab 3000N zu
erkennen. Erfahrungsgemäß führt eine Schwingbelastung knapp unterhalb dieser
Belastungsstufe zu einer technischen Dauerfestigkeit. In den nachfolgenden
Versuchen wird das Lastniveau 2000N für Dauerschwingversuche gewählt.
75
7.4.2 Ermüdungsversuche an Ultraschallschweißungen
Wie zuvor angegeben, werden die ultraschallgeschweißten Proben mittels
dynamischer Laststeigerungsversuche mit Entlastung charakterisiert, um ein
geeignetes Lastniveau für Ermüdungsuntersuchungen zu ermitteln. Es handelt sich
hierbei um Stichversuche zum Ermüdungsverhalten und nicht um systematische
Untersuchungen (Erstellung von Wöhlerdiagrammen [88]). Stattdessen soll gezeigt
werden, inwieweit die optischen Verfahren zum Verständnis des
Ermüdungsversagens der Überlappverbindung beitragen können.
Abbildung 48: Ermüdungsversuch an einer US-verschweißten AlMg3/CF-PA66;
links; Kodierung für Grauwertkorrelation; rechts: Clip-On Extensometer (Messlänge
L=50mm, Einspannlänge 70mm); (Frequenz 5Hz, Belastungsdifferenz 2000N)
Eine sinusförmige Zug-Schwell-Wechselbelastung mit der Kraftamplitude von 2000N
und einer Frequenz von 5Hz wird appliziert. Ein Clip-On Extensometer wird zentral
über die Schweißzone angebracht (Abbildung 48). Gleichzeitig wird die Verformung
mit der Grauwertkorrelation verfolgt. Es wird jeweils nach 3000 Lastzyklen eine
kraftgetriggerte Aufnahme des Verformungszustandes durchgeführt. Bei Kraft-
Maxima und -Minima erfolgt eine Aufnahme (im Abstand von einer Sekunde).
Durch die kurze Belichtungszeit von 50 Millisekunden und die Durchführung der
Aufnahme im Bereich des Umkehrpunktes der Kraft erfasst die Kamera ein nahezu
ruhendes Bild, das gut mit der Grauwertkorrelation ausgewertet werden kann.
76
a)
b)
c)
d)
Abbildung 49: Integrale Auswertung (Clip-On) einiger dynamischer Kennwerte einer US-
geschweißten AlMg3/CF-PA66 Probe; a) Entwicklung der maximalen und mittleren
Dehnung; b) Dämpfungszunahme; c) Entwicklung der Hysteresisschleifen bis zum Versagen;
d) Abnahme des dyn. Moduls (Frequenz 5Hz, Belastungsdifferenz 2000N)
Die Auswertung der Versuchsergebnisse mit dem Clip-On-Extensometer ist in
Abbildung 49 dargestellt. Der Anstieg der maximalen Dehnung (strain max) bis
180.000 Lastspiele ist gering. Nahezu parallel dazu verläuft die Mitteldehnung (strain
mdl), die das Kriechen der Verbindung beschreibt. Bei den letzten 2000 Lastspielen
tritt ein intensiver Anstieg der maximalen Dehnung von 0,04% auf 0,06% auf.
Das Clip-On-Extensometer zeigt bereits zu Anfang der Lasthistorie eine geöffnete
Hysteresisschleife mit einer deutlichen Entwicklung über die Lastspielzahl. Des
Weiteren liegen ein Anstieg der Dämpfung und ein Abfall des dynamischen Moduls
vor, der mit der Zunahme der Dehnung (strain max) korreliert. .
77
a)
Dehnungsverteilung und Schnitte über AlMg3 bei/bis LSP=193k
b)
c)
d)
Abbildung 50: a) Dehnungsverteilung in Zugrichtung bei Be- und Entlastung kurz vor Versagen
der US-geschweißten AlMg3/CF-PA66 Probe; b) Dehnungen in Zugrichtung c) Verschiebungen
in Normalenrichtung d) Entwicklung der maximalen Dehnung des Einstufenversuchs bei 0kN
und 2kN (Frequenz 5Hz, Belastungsdifferenz 2000N)
78
Neben der Dehnungsmessung mit dem Clip-on-Extensometer erfolgen ortsaufgelöste
Untersuchungen mit der Grauwertkorrelation mit 3D-Setup (vgl. Abbildung 26). Alle
3000 Lastwechsel wird eine Messung gemacht. In Abbildung 50 ist die erfasste
Dehnung (Y) über die Lastspielzahl dargestellt. Mit zunehmender Lastspielzahl bildet
sich ein Dehnungsmaximum aus, das näher an den Überlappungsbereich wandert.
Dieses Dehnungsmaximum charakterisiert die Oberflächenkante des Substrats und
damit das Ende des Kraftübertragungsbereichs. Kurz vor Versagen der Probe kommt
es zu einer Reduzierung der tragenden Überlappungslänge. Wird das
Dehnungsminimum (Druckpeak) bei Belastung (Abbildung 50b) mit dem Ende der
Kräfteübertragenden Zone identifiziert, kann dadurch die Breite des verschweißten
Bereichs erfasst werden. Der Druckpeak entsteht an der Stelle größter
Biegebelastung, welche sich vor (vgl. Abbildung 9) dem verschweißten Bereich
befindet.
Die quasistatischen Voruntersuchungen legen nahe (Kapitel 7.2), dass bei dieser
Probengeometrie eine Schälbeanspruchung dominiert. Ob dieser Effekt auch bei
Ermüdungsbelastung vorliegt, wird nachfolgend untersucht (Abbildung 50c). Durch
einen Vergleich der Verformung in Normalenrichtung (Z) über die letzten
Lastspielzahlen vor Probenversagen (Be- und Entlastung) wird deutlich, dass die
Probe nicht mehr in den Ausgangszustand zurückgeht und eine starke
Starrkörperverformung durch Abschälung bereits vor Versagen vorliegt. Auf eine
Reduzierung der kräfteübertragenden Zone kann auch aufgrund der Verformungen in
Normalenrichtung geschlossen werden.
Die Entwicklung der lokal maximalen Dehnung (Abbildung 50d) zeigt einen ähnlichen
Verlauf, wie der vom Clip-on-Extensometer erfasste.
Es konnte somit gezeigt werden, dass die Grauwertkorrelation Aussagen über eine
Verformungs- und Dehnungsentwicklung während einer schwingenden Belastung
der Überlappverbindung liefert und die Schadensentwicklung differenziert
charakterisiert.
79
7.5 Prozessbedingte Verschiebung der Faserstruktur
Die optischen und thermischen Verfahren dienten im Rahmen dieser Arbeit bislang
dazu, das lastabhängige Deformations- und Dehnungsverhalten der
Ultraschallschweißung unter Zug-Scher-Belastung zu analysieren. Im Folgenden wird
gezeigt, dass mit prozessbedingten Verschiebungen der Faserstruktur zu rechnen
ist. In diesem Zusammenhang wird die Grauwertkorrelation genutzt, um einen
definierten Oberflächenbereich in einem kalibrierten Messvolumen der beiden
Substrate AlMg3 und CF-PA66 vor dem Fügevorgang (Ultraschallschweißen) zu
vermessen. Aufgrund des herrschenden Drucks und der erhöhten Temperatur beim
Schweißprozess ist es naheliegend, dass wegen des Erweichens der Matrix eine
Verschiebung der Faserstruktur auftreten kann. Dies wird nachfolgend mittels der
Grauwertkorrelationsmethode nachgewiesen.
Hierzu wird ein definierter Oberflächenbereich in einem kalibrierten Messvolumen der
beiden Substrate AlMg3 und CF-PA66 vor dem Fügevorgang (Ultraschallschweißen)
vermessen. Die kodierten Substrate werden in die Ultraschallanlage (vgl. Kapitel 2.1)
eingelegt und unter definierten Schweißparametern gefügt. Danach werden die (jetzt)
zu der einfachen Überlappverbindung AlMg3/CF-PA66 gefügten Substrate wieder in
das kalibrierte Messvolumen überführt. Mittels Grauwertkorrelation wird eine erneute
Vermessung der kodierten Oberfläche durchgeführt und die Dehnungen berechnet.
Diese sind invariant gegenüber der nicht exakten Positionierung der Probekörper vor
und nach dem Schweißvorgang.
Abbildung 51: Dehnungen in Längs- und Querrichtung auf der Substratplatte CF-PA66
(Unterseite), verursacht durch den US-Schweißvorgang
80
In Abbildung 51 ist die von der Fügezone abgewandte Seite der CF-PA66
Substratplatte gezeigt. Der durch das Fügen verursachte Dehnungszustand auf der
Oberfläche ist in der Fehlfarbendarstellung zu erkennen. Durch Wiederholversuche
konnte reproduzierbar eine Dehnungsüberhöhung am Rand der
Sonotrodenkoppelfläche nachgewiesen werden.
Die Untersuchungen zeigen, dass durch den Schweißvorgang eine Verschiebung der
Faserlagen auftritt und (beispielsweise) nicht mehr von einem ideal orthotropen
Kunststoffverbund ausgegangen werden kann. Wichtig ist der hier dargestellte
Befund für die genaue FE-Modellierung des Probekörpers.
Eine quantitative Untersuchung hinsichtlich der Verschiebung der Faserlagen wurde
im Rahmen dieser Arbeit nicht durchgeführt. Allerdings könnte hiermit das in Kapitel
9 vorgestellte FE-Modell der Ultraschallschweißung weiter präzisiert werden.
Die Dehnungen durch den Schweißprozess auf der Aluminiumoberfläche konnten in
einem ersten Ansatz nicht gemessen werden, da durch den hohen Energieeintrag
beim Schweißprozess eine zu hohe Temperatur entsteht und die gängigen Lacke für
die Kodierung aufschmelzen, wodurch die Probenkodierung beeinträchtigt wird.
7.6 Ansatz zur Ermittlung der Eigenspannungen
Durch den Schweißvorgang können Eigenspannungen [92] im Verbund auftreten,
beispielsweise durch eingefrorene Spannungen in der Fügezone. Diese können
indirekt durch Lösen des Verbundes anhand der hierbei auftretenden
Oberflächendehnung beurteilt werden.
Zur Verstärkung des Messeffekts wird die Dicke des AlMg3-Substrats über der
Überlappzone auf 0,5mm durch Fräsen reduziert. Wie begleitende Messungen
zeigen, führt dieser Bearbeitungsvorgang zu keiner wesentlichen Schädigung der
Verbindung. Mittels Ameisensäure, die als Lösungsmittel für PA66 verwendet wird,
wird die Matrix des CFK-Verbundes aufgelöst. Dabei wird die Dehnung der AlMg3-
Oberfläche mittels ESPI ständig erfasst.
81
Abbildung 52: Aufbau zur Untersuchung verarbeitungsbedingter Eigenspannungen anhand
der Dehnungen auf der AlMg3 Oberfläche; durch Ameisensäure gelöste Verbundpartner
AlMg3 und CF-PA66 nach 6 Stunden Säurebelastung des CFK-Gewebes; Topografie der
Fügezone und eines Ausschnitts (Zoom)
Um die Kodierung durch das Lösemittel nicht zu schädigen, wird eine
Versuchsvorrichtung eingesetzt, die es ermöglicht das CF-PA66 Substrat in das
Lösungsmittel zu tauchen, während die Oberfläche des AlMg3 optisch zugänglich
bleibt. Da die Ameisensäure unter Raumtemperatur bereits verdunstet, müssen die
Säuredämpfe von der Oberflächenkodierung isoliert werden. Dies wird durch einen
Trichter erreicht, der über der Überlappzone elastisch angebracht wird
(Trichterfixierung).
82
In Abbildung 52 (oben) ist der Versuchsaufbau für die chemische Auflösung des
Verbundes bei gleichzeitiger Beobachtung der AlMg3 Oberfläche dargestellt. Durch
100%ige Ameisensäure wird die PA66-Matrix aufgelöst, dabei bleibt das
Fasergewebe des CF-PA66 Verbundes erhalten und löst sich von der einschnittigen
Überlappverbindung ab. Die vollständige Auflösung des CF-PA66 Verbundes
benötigt ca. 6 Stunden.
In Abbildung 52 (Mitte) sind die beiden gelösten Verbundpartner dargestellt. Das
Fasergewebe löst sich in Schichten auf und bleibt in seiner Gewebestruktur erhalten.
Betrachtungen der AlMg3 Oberfläche bei Tageslicht zeigen reflektierende Zonen im
Fügebereich, die mit der Faserstruktur in Verbindung gebracht werden können.
Topografische Aufnahmen der Fügezone mittels Weißlichtinterferometer zeigen eine
Wölbung (bis zu 0,1mm), die mit der Sonotrodenkoppelfläche identifiziert werden
kann. Eine Nahfeldaufnahme (Zoom) über einen reflektierenden Bereich ergibt eine
Oberflächenrauhigkeit von ca. 10µm. Allerdings sind die reflektierenden Zonen nicht
in Zusammenhang mit den gemessenen Rauhigkeiten zu sehen.
Die Auflösung der Grauwertkorrelation reicht nicht aus, um Dehnungen unter 0,05%
auswerten zu können. Mittels der ESPI Dehnungsanalyse können auch über die
Versuchzeit von 6h die Dehnungen auf der Oberfläche des AlMg3 online beobachtet
werden. Die Dehnungsauflösung beim vorliegenden Aufbau der ESPI beträgt ca.
0,02%.
Die Dehnungen aufgrund des Schweißprozesses auf der AlMg3 Oberfläche liegen
unterhalb des Auflösungsvermögens der eingesetzten Messverfahren (Abbildung
53). Da die Dehnungsauflösung bei ca. 0,02 % liegt, ist davon auszugehen, dass die
durch Eigenspannungen verursachten Dehnungen unterhalb dieses Wertes liegen
und für die Funktion dieses Verbundes vernachlässigt werden können.
83
Abbildung 53: Dehnungsanalyse zur Untersuchung verarbeitungsbedingter
Eigenspannungen an einer AlMg3/CF-PA66 US-Schweißung; oben) Fügezone, Bildfeld und
auswertbarer Fügebereich für die ESPI-Messung; (unten) Dehnungen in Längs- (Y) und
Querrichtung (X) flächig und im Schnitt (Säurebelastung t=6h)
84
8 Direkter Vergleich der Ergebnisse von Untersuchungen mit unterschiedlichen Messverfahren
Nachdem in Kapitel 6 und 7 vor allem die Eigenschaften der untersuchten Verbunde
dargestellt wurden, soll in diesem Kapitel auf die Qualität der, mit den einzelnen
Messverfahren erzielten, Ergebnisse eingegangen werden.
8.1 Vergleich von ESPI, Grauwertkorrelation und TSA
Im Folgenden werden die unterschiedlichen Messverfahren an ein und demselben
Versuchskörper bei gleichen Randbedingungen (z. B. Temperatur und Bildfeld)
verglichen. Darüber hinaus wird die Möglichkeit der synergistischen Nutzung der
einzelnen Verfahren aufgezeigt.
Zunächst wird eine Ultraschallverschweißung (AlMg3/CF-PA66) mit verschiedenen
Messverfahren bei Belastungen von 1000N und 2000N untersucht. Diese
Lastniveaus können als schädigungsfrei angesprochen werden, und die Probe kann
weiteren Untersuchungen zugeführt werden. Gleichzeitiges Messen mit allen drei
Messsystemen ist nicht möglich, da diese eine unterschiedliche Kodierungen und
Belastungsgeschwindigkeiten voraussetzen.
In Abbildung 54 ist die flächenhafte Dehnungsmessung einer
Ultraschallverschweißung bei 2000N Belastung mit den unterschiedlichen Verfahren
dargestellt.
85
a) b) c)
Ex Raster [%]
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
Ey Raster [%]
-0.1
0
0.1
0.2
Ex ESPI [%]
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
Ey ESPI [%]
-0.1
0
0.1
0.2
TSA-Phase [°]
-20
0
20
40
TSA-Signal [K]
0
0.1
0.2
0.3
0.4
Abbildung 54: Vergleich der Dehnungen in Zug- und Querrichtung an einer AlMg3/CF-PA66
US-Schweißung bei Messung mit Grauwertkorrelation (a) und ESPI (b); Temperatur- und
Phasensignal der TSA (c); (Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min bzw. Frequenz 20Hz,
Belastungsdifferenz 2000N)
Der Überlappbereich ist mittig positioniert und zeigt bei Messungen mit
Grauwertkorrelation und ESPI ein qualitativ ähnliches Verhalten. Die Dehnung in
X-Richtung zeigt kein eindeutiges Fehlfarbenbild, da sowohl bei ESPI wie auch bei
der Grauwertkorrelation das Auflösungsvermögen der Systeme geringer als der zu
erwartende Messeffekt ist. Mit der TSA wird ein optisch differenzierteres Bild als bei
den beiden anderen Verfahren erhalten (nähere Erläuterung in Kapitel 9.4). Die
TSA-Information besteht aus dem eigentlichen TSA-Signal und ergänzend aus dem
TSA-Phasenbild. Die Probe wird üblicherweise kodiert, um eine definierte Emissivität
zu erzielen. Die Lackdicke und gegebenenfalls Lackreste der vorangegangenen
Kodierung beeinflussen das TSA-Signal (siehe Kapitel 5.6) und sind für die deutliche
Hervorhebung der Sonotrodenkoppelfläche mit verantwortlich.
86
a) b)
Abbildung 55: Vergleich der Dehnungen (Y) entlang des Längsschnittes über der
Überlappungszone einer AlMg3/CF-PA66 US-Schweißung; a) Dehnung in Zugrichtung
gemessen mit ESPI und Grauwertkorrelation; b) TSA-Signal des gleichen Schnittes;
(Prüfgeschwindigkeit 1mm/min (a) bzw. Frequenz 20Hz (b); Belastungsdifferenz 1000N bzw.
2000N)
Neben den Fehlfarbenbildern wird der Verlauf der Dehnung in Zugrichtung als
vergleichendes Qualitätsmerkmal zur Beurteilung der Messverfahren herangezogen.
Der Vergleich erfolgt entlang einer Schnittlinie parallel zur Probenlängsachse (1000N
und 2000N Belastung). Abbildung 55a) zeigt, dass ESPI und Grauwertkorrelation
einen ähnlichen Verlauf für die Dehnung in Zugrichtung messen. Mit der ESPI ist bei
2000N Belastung die Dehnungsüberhöhung am Rand des kräfteübertragenden
Bereichs (im Schnitt bei 17mm) deutlich zu erkennen, während dies bei der
Dehnungsmessung mit der Grauwertkorrelation weniger ausgeprägt ist.
In Abbildung 55b) ist das Ergebnis der TSA-Messung bei zyklischer Belastung (Kraft
max. 1000N bzw. 2000N) dargestellt. Es ist ein deutlicher Unterschied zu dem
Verlauf der Messergebnisse über die Schnittlänge (ESPI, Grauwertkorrelation) zu
erkennen. Die mit den optischen Verfahren gemessenen Dehnungen in Zugrichtung
zeigen eine Druckbelastung am Rand der Überlappzone (25mm). Diese rührt von
dem S-Schlag der Probe her, der mit einer negativen Dehnung auf der Oberfläche
verbunden ist (vgl. Abbildung 55a). Das TSA-Signal, das sich aus der Summe der
87
Hauptdehnungs- bzw. Spannungsdifferenzen zusammensetzt, ist hier nicht
proportional der Beanspruchung, wie dies mit ESPI und Grauwertkorrelation
gemessen wird.
Durch eine FE-Modellierung der Probengeometrie unter Zug-Scher-Belastung wird
später eine genaue Analyse des TSA Signals für diesen Bereich durchgeführt (siehe
Kapitel 9.4).
8.2 Vergleich von ESPI und Grauwertkorrelation bei niedriger Belastung
Im vorangegangenen Kapitel wurde gezeigt, dass die absolut messenden Verfahren
Grauwertkorrelation und ESPI in grober Näherung vergleichbare Ergebnisse liefern.
Die dargestellten Messergebnisse wurden allerdings durch geeignete Wahl von
Facettengrößen, Glättungsalgorithmen und Differenzierungslängen optimiert. Die
Verfahren weisen verschiedene Auflösungsvermögen auf, da sie auf
unterschiedlichen physikalischen Effekten basieren.
Tabelle 9: Einflussgrößen und Berechnungsparameter für Dehnungsberechnung bei
Auswertung mit ESPI bzw. Grauwertkorrelation
System ESPI Grauwertkorrelation
Ortsauflösung 256x256 Messpunkte 256x256 Messpunkte
Nicht direkt
vergleichbare Parameter
Phasenfilter für Vibrationsdämpfung
=20°
Anzahl der Grauwerte für
Facette =19 x 19 Pixel
Differenzierungslänge Länge 20 Pixel über 5 Facetten == 24 Pixel
(Facettenabstand 6 Pixel)
Glättung der Dehnungen 20 x 20 Pixel 5 x 5
entspricht 24 x 24 Pixel
Glättung der Verformung 20 x 20 Pixel 5 x 5
entspricht 24 x 24 Pixel
Für den direkten Vergleich beider Systeme werden die Randparameter möglichst
gleich eingestellt, um objektiv die Genauigkeit der Systeme bewerten zu können
(siehe Tabelle 9). Beide Systeme besitzen CCD-Chips mit ca. 1.000.000 Elementen,
deren Abstand vom Objekt ca. 300mm beträgt. Die Belastungsgeschwindigkeit ist bei
beiden Versuchen identisch. Die Analyse der Dehnungen wird bei einer Lastdifferenz
88
von 200N bis 1200N durchgeführt. Da das untere Kraftniveau nicht zu Null gewählt
wurde, können Einspanneffekte reduziert werden. Das obere Lastniveau führt zu
einer Belastung im elastischen Bereich.
Die Parameter „Phasenfilter“ und „Grauwerte“ lassen sich nicht direkt miteinander
vergleichen. Die Anzahl der Grauwerte wird von der Grauwertkorrelation genutzt, um
einen Messpunkt möglichst genau einem Ort im kalibrierten Volumen zuordnen zu
können. Der Phasenfilter bei der ESPI-Technik verrechnet vier zeitlich nacheinander
aufgenommene Bilder miteinander und glättet den Phasenwert durch einen Fit. Die
vier Bilder unterscheiden sich durch eine Verkürzung des optischen Weges, die
durch eine Piezo-Verschiebeeinheit verursacht wird. Dieser Fit macht das Phasenbild
vibrationsstabiler.
Für eine anschauliche Gegenüberstellung des Auflösungsvermögens der beiden
Messverfahren werden die Dehnungen entlang eines Längsschnittes über die
Oberfläche der einschnittigen Überlappverbindung (Abbildung 56) mittels ESPI und
Grauwertkorrelation erfasst.
Vergleich der Dehnung in Zugrichtung bei 1000N Belastungsdifferenz
-10 -5 0 5 10 15 20-0.06
-0.04
-0.02
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
Deh
nung
[%
]
Schnittlinie über Überlappung [mm]
ESPIGrauwert
Abbildung 56: Messung der Dehnung in Zugrichtung (Y) einer AlMg3/CF-PA66
US-Schweißung mit ESPI und Grauwertkorrelation bei gleichen Randparametern
(Ortsauflösung, Glättung, etc.); (Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min; Belastungsdifferenz
1000N)
Die ESPI-Messung weist ein geringeres Rauschen auf. Die Breite des Maximums
(vgl. Abbildung 56) lässt Rückschlüsse auf die Breite der Sonotrode (10mm) zu. Der
89
höhere Rauschanteil der mit der Grauwertkorrelation gemessenen Dehnungen
verhindert dass das Maximum, das bei einem geringen Wert der Überlappungslänge
vorliegt (im Schnitt bei -2mm), direkt zu erfassen ist. Dieses lässt sich erst bei
mehrmaligem Glätten (Erhöhung der Referenzlänge) und somit höherer
Dehnungsauflösung erkennen, führt allerdings zu einem Verlust an Ortsauflösung.
Es bleibt als Fazit festzuhalten, dass die ESPI-Technik zwar begrenzt in ihrem
Einsatzgebiet ist, aber bei bestimmten Anwendungen einen klaren Vorteil durch die
hohe Auflösung besitzt. Die Grauwertkorrelation ist ein robusteres Verfahren (mit
etwas geringerer Ortsauflösung bei gleicher Dehnungsauflösung), was die weite
Verbreitung in Industrieanwendungen in den letzten Jahren erklärt.
8.3 Kombination von Grauwertkorrelation und Scanning Acoustic Microscopy (SAM)
Die ultraschallgeschweißten Proben wurden bisher hauptsächlich einer Zug-Scher-
Prüfung unterworfen, wobei die Oberflächendeformation erfasst wurde. Nachfolgend
wird gezeigt, dass durch eine geschickte Kombination von Grauwertkorrelation und
Scanning Acoustic Microscopy (aufgrund von grauwertrelevanten Merkmalen des
SAM-Signals) belastungsbedingte Veränderungen in der Grenzfläche
Metall/Kunststoff quantitativ verfolgt werden können.
Mittels der SAM [93] werden die Dichteschwankungen in der Zwischenschicht
erfasst. Es können flächenhafte Ablösungen erkannt und deren Entwicklung verfolgt
werden.
Bei der flächigen Verbindung zwischen AlMg3 und CF-PA66 können die
Dichteschwankungen zusätzlich für eine ortsaufgelöste Deformations- und
Dehnungsanalyse herangezogen werden, was mit der normalen SAM-Auswertung
nicht unmittelbar möglich ist. Nur durch die neuartige, hier vorgestellte Kopplung mit
der Grauwertkorrelation lassen sich die Dichteschwankungen in der Fügeschicht
weitergehend interpretieren.
Das Verfahren der Scannig Acoustic Microscopy [94][95] ist ein zweidimensionales
Feldmessverfahren und basiert auf einem Sende-Empfangsprüfkopf
(Ultraschalltransducer), der elektrische Energie in Ultraschallwellen und umgekehrt
umwandelt. Die Ultraschallwelle wird über den Ultraschalltransducer und ein
90
geeignetes Koppelmittel (meist Wasser) auf das zu prüfende Bauteil gelenkt. Der
Ultraschallprüfkopf wird in X-, Y- Richtung über das Bauteil mäanderförmig bewegt.
Ultraschallwellen treten in Wechselwirkung mit der akustischen Impedanz der zu
untersuchenden Materialien (Produkt aus Dichte und Schallgeschwindigkeit). An
jeder Grenzschicht (unterschiedliche Impedanz) wird ein Teil der einfallenden
Ultraschallwelle reflektiert und vom Ultraschallprüfkopf zeitabhängig detektiert. In
Abbildung 57 sind einige Beispiele für die so detektierbaren Dichteschwankungen
bzw. Fehlstellen dargestellt. Der Zusammenhang der Dichte mit der Messgröße, der
akustischen Impedanz, ist ebenfalls gegeben. Ein Problem bei der Ankopplung von
akustischen Wellen an Materialien ist die hohe Absorption akustischer Wellen in der
Luft. Daher werden die folgenden Untersuchungen komplett in einem Wasserbad
durchgeführt.
Akustische Impedanz Z
Z=ρ * v (Gleichung 1)
ρ: Dichte,
v: Schallgeschwindigkeit der
Ultraschallwellen im jeweiligen
Material
Abbildung 57: Darstellung des Ultraschalltransducers mit detektierbaren Fehlstellen in
homogenen Materialien, rechts) Zusammenhang von akustischer Impedanz, Dichte und
Schallgeschwindigkeit
Versuchsaufbau für die Zug-Scher-Belastung
Die Versuchseinrichtung, die unter den Ultraschalltransducer in das Wasserbad zur
Ankopplung gelegt wird, ist in Abbildung 58 dargestellt. Dabei dient eine
Feingewindeschraube zur Kraftaufbringung. Die geringe Gewindesteigung ist
ausreichend, um Kräfte mit einer Genauigkeit von 20N auf den eingespannten
Probekörper auszuüben und die geringen Belastungen von maximal 2000N zu
tragen. Durch die Achsenführung wird verhindert, dass bei Belastung der Schraube
ein zusätzliches Drehmoment auf den eingespannten Probekörper wirkt. Damit wird
91
eine einachsige Probenbelastung gewährleistet. Mit einer Kraftmessdose wird die
angelegt Zugkraft erfasst. Der Kraftaufnehmer wird mit Silikon umspritzt, um diesen
von dem Ankoppelmedium Wasser zu isolieren.
Abbildung 58: Prüfstand für Zug-Scher-Prüfung im Wasserbad zur Kopplung
Grauwertkorrelation mit SAM; Probengeometrie der AlMg3/CF-PA66 Schweißung
Messergebnisse und Diskussion
Gegenstand des Kapitels ist der Nachweis der Realisierung einer neuartigen
Kopplung von SAM und Grauwertkorrelation. Der SAM ist es möglich, Bilder von
Grenzflächen des untersuchten Materials zu erzeugen. Hierfür wird zunächst ein
Tiefenscan durchgeführt, um die unterschiedlichen Grenzflächen zu detektieren. Um
störende Reflektionen an der, durch den Sonotrodenabdruck erzeugten, Rauhigkeit
zu vermeiden, wird die AlMg3 Oberfläche plan gefräst. Die Aluminiumdicke wird so
auf ca. 0,5mm reduziert. Durch einen Tiefenscan entlang eines lateralen Schnittes,
wie in Abbildung 59 (rechts) gezeigt, wird deutlich, dass sich durch das Aufpressen
des Sonotrodenkopfes beim Ultraschallschweißvorgang eine bleibende Wölbung des
AlMg3 Substrats einstellt.
Es ist daher nötig, auf die Grenzfläche zu triggern, um eine zweidimensionale
Aufnahme in dieser zu erzeugen. Die SAM-Technik ist ein punktuelles Verfahren, bei
92
dem jeder einzelne Messpunkt in seiner Eindringtiefe reguliert werden kann. Da die
Grenzfläche zwischen Aluminium und CF-PA66 eine starke Dichteschwankung
aufweist, ist sie eindeutig identifizierbar.
(links)
1
2
3
(rechts)
Abbildung 59: Laterale Oberfläche der glattgefrästen Überlappungszone (links) und
Tiefenscan mit der Scanning Acoustic Miskroscopy (rechts) entlang der Schnitte 1-3
Folgende Versuchsführung wurde an den AlMg3/CF-PA66 Schweißungen
unternommen:
1. SAM Aufnahme bei 0N Belastung
2. Zwei SAM Aufnahmen bei ca. 1000N Belastung (zeitabhängiges Verhalten)
3. Erhöhung der Kraft auf 1100N und zwei weitere SAM Aufnahmen (erneutes
zeitabhängiges Verhalten)
4. SAM Aufnahme kurz vor Bruch bei 1400N
Dabei wurde in den Schritten 2 und 3 vor jeder SAM Messung die Kraft nachgeregelt.
Werden die Ergebnisse der akustischen Aufnahmen über die Zeit dargestellt, ist
besonders der Bereich, der unter Zug-Scher-Beanspruchung am stärksten belastet
wird, interessant. In Abbildung 60 sind am linken Rand der Überlappungszone kleine
Lufteinschlüsse zu erkennen. Bei Zug-Scher-Belastung werden die beiden Substrate
voneinander leicht entfernt, was zu einer Vergrößerung und schließlich zu einer
Vereinigung der Lufteinschlüsse führt. Dies ist analog eines Risswachstums zu
deuten.
93
0N
t=0min
1000N
t=5min
1000N
t=10min
1100N
t=15min
1100N
t=20min
1400N
t=25min
Abbildung 60: SAM Messung zur Detektion der Zwischenschicht (AlMg3/CF-PA66);
Entwicklung der Lufteinschlüsse einer US-Verschweißung AlMg3/CF-PA66 von 0N
Belastung bis kurz vor Bruch (1400N);
Mit der Scanning Acoustic Microsopy ist es zunächst nicht möglich, eine Aussage
über den Spannungs-Dehnungszustand in der Grenzfläche zu machen. Die
nachfolgende Auswertung der SAM Bilder mit der Grauwertkorrelation schließt diese
Lücke. Durch den Einsatz beider Verfahren kann die vollflächige Dehnungsverteilung
in der Grenzfläche ermittelt werden.
Anzumerken ist, dass die Aufnahmezeit für die mit dem scannenden Verfahren
aufgenommenen Bilder mehrere Minuten beträgt und stark von der Ortsauflösung
abhängt. Die hier genutzte Auflösung beträgt 1000x843 Messpunkte, was eine
Messzeit von ca. 4 Minuten pro Bild zur Folge hat. Diese Zeit ist hauptsächlich durch
eine motorische Verschiebung zum Anfahren der Pixelposition begründet. Es ist
daher zu beachten, dass ein Zeiteinfluss (z.B. Kriechen von PA66) eine Verzerrung
der Ergebnisse hervorrufen kann. Allerdings ist es zumindest bei kleineren Kräften
möglich, über die vier Minuten einen nahezu gleichen Belastungszustand zu
erzeugen. Die Verschiebung zeigt einen diagonalen Anstieg. Im Idealfall sollte dieser
horizontal, von Einspannung zu Einspannung verlaufen.
94
Die diagonale Ausrichtung lässt sich auf folgende Punkte zurückführen:
• Durch Einspanneffekte an den mechanischen Klemmbacken wird ein
ungewolltes zusätzliches Drehmoment erzeugt, das auf die Probe wirkt.
• Die einschnittige Überlappverbindung wird unter einem kleinen Winkel gefügt,
so dass ein weiteres Drehmoment bei Zug-Scher-Prüfung auftritt
• Der Scan der SAM über vier Minuten lässt bei zeitabhängigem
Relaxationsverhalten der Probe in der unteren Hälfte der beobachteten Fläche
höhere Verschiebungen zu als die zeitlich vorher gemessenen Orte in der
oberen Bildhälfte (abhängig vom Scanvorgang mit der punktförmig
messenden SAM)
In Abbildung 61 ist entlang der maximalen Verschiebung ein Schnitt bei mehreren
Laststufen abgebildet. Die Steigung des Verschiebevektors entlang des Schnittes ist
bei allen vier Aufnahmen annähernd gleich. Allerdings ist ein geringer Unterschied
der Steigung der Schnitte bei den Belastungszuständen 1000N und 1100N zu
erkennen. Die größere Steigung der Schnitte bei 1100N zeigt, dass auch das
Relaxationsverhalten und die Kriechvorgänge belastungsabhängig sind. Zwischen
den beiden Schnitten bei 1000N ist kein erkennbarer Unterschied festzustellen,
während die Verschiebungen bei 1100N eine Offsetverschiebung um ca. 0,02mm
zeigen. Dies bestätigt die Annahme, dass die Kriechneigung belastungsabhängig ist.
Verschiebungen in Grenzfläche
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0 10 20
Schnittlänge [mm]
Ve
rsch
ieb
un
g [m
m]
1000N;5min
1000N;10min
1100N;15min
1100N;20min
Abbildung 61: Darstellung der Gesamtverschiebungen über der Koppelfläche
(Zwischenschicht) zwischen AlMg3 und CF-PA66 mit diagonalem Schnitt; 4 zeitlich versetzte
Aufnahmen bei zwei unterschiedlichen Belastungen.
95
Die Kopplung von SAM und Grauwertkorrelation wird mit dem Ziel unternommen,
Rückschlüsse auf die kraftübertragenden Bereiche in der Schweißzone
(Grenzschicht) zu gewinnen. Hierfür werden aus den Verschiebungen durch
Differentiation die Dehnungen für jeden Punkt im Fügebereich errechnet. Da Fehler
durch das Triggern auf die Grenzfläche, Pixelfehler und Variationen der Dichte jetzt
in die Grauwerte einfließen, ist es nur mit einigen Glättungen möglich, ein
geschlossenes Dehnungsbild zu erzeugen. Für eine qualitative Betrachtung ist es
jedoch zunächst ausreichend. In Abbildung 62 (links) ist die Hauptdehnung entlang
des Schnittes (Lage und Orientierung in Abbildung 62 rechts dargestellt) bei
mehreren Belastungsschritten dargestellt. Zusätzlich ist die Dehnungsverteilung
(rechts) über den noch nicht abgelösten Bereich der Fügezone bei 1100N (t=20min)
Belastung gezeigt. Im abgelösten Bereich (links in der Fügezone) sind keine
Dehnungen mehr dargestellt, da die Grauwerte dort durch die Lufteinschlüsse zu
stark verändert werden. Kurz vor Bruch (1400N, t=25min) ist eine sinnvolle Analyse
mit der Grauwertkorrelation nicht mehr möglich, da die oben beschriebenen
zeitlichen Einflussfaktoren zu großen Auswertefehlern in der Grauwertkorrelation
führen.
Dehnungen in der Grenzfläche
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
0 5 10 15 20 25
Schnittlänge [mm]
Ha
up
tde
hn
un
g [%
] .
1000N;5min
1000N;10min
1100N;15min
1100N;20min
Abbildung 62: Darstellung der Summe der auftretenden Dehnungen der Zwischenschicht der
dickereduzierten AlMg3-CF-PA66 Verbindung durch Ultraschallschweißung. Entwicklung
der Dehnungen bei zeitlicher und mechanischer Belastung
Die Maxima der Dehnungswerte sind an den Rändern der Schweiß- bzw.
Sonotrodenzone lokalisiert. Es ist eindeutig nachweisbar, dass nicht nur eine
t=20min
1100N
96
einzelne Front der Überlappungszone belastet wird. Für Aussagen über das
Versagen der Verbindung sind besonders die Bereiche erhöhter Dehnungen in der
Fügefläche zu untersuchen.
Weiterhin bleibt festzuhalten, dass die Entwicklung der Dehnung des linken
Maximums ausgeprägter ist. Dies ist auf die zunehmenden Schälkräfte
zurückzuführen.
Durch die Analyse einer Ultraschallschweißung mit SAM und Grauwertkorrelation
können weitere Informationen über das Verhalten unter Belastung erhalten werden
als bei Verwendung von nur einem der beiden Systeme.
Die Messungen mit der Scanning Acoustic Microscopy erfordern eine einfache
Vorbehandlung der Metalloberfläche, bei der die von der Schweißsonotrode erzeugte
starke Riffelung entfernt wird. Mit der SAM Technik ist es möglich, die Grenzfläche zu
isolieren und ein zweidimensionales Bild von dieser zu erzeugen. Dieses wird
erfolgreich mit der Grauwertkorrelation analysiert. Dadurch wird es ermöglicht, die
Dehnungen an optisch nicht zugänglichen Stellen zu ermitteln. Damit ist ein
Grundstein gelegt für den direkten Vergleich der FE-Analyse mit realen
Verformungsmessungen an optisch nicht direkt messbaren Stellen.
8.4 Dynamische Laststeigerungsversuche mit der Thermoelastischen Spannungsanalyse
Im Gegensatz zu den optischen Deformationsverfahren wird bei der TSA die Probe
dynamisch belastet. Bei niedriger Probenbeanspruchung kann weitgehend von
einem linear-viskoelastischen Probenverhalten ausgegangen werden, wobei der
elastische Anteil dominiert [96]. Insgesamt ist davon auszugehen, dass die TSA im
Bereich kleiner Belastungen mit den Dehnungsmessungen von ESPI und
Grauwertkorrelation verglichen werden kann. Wird die TSA-Messung nur in einem
kurzen Zeitintervall durchgeführt, kann die Temperaturänderung durch
Probenerwärmung bei Bestimmung der Hauptspannungsdifferenzen im PA66
vernachlässigt werden.
Zur Beurteilung der Auswertbarkeit der TSA Signale bei dynamischer
Versuchsführung werden Laststeigerungsversuche (vgl. Kapitel 7.4.1) durchgeführt.
Die Dehnungsauflösung der TSA ist wesentlich höher als die der anderen Verfahren,
97
jedoch nicht richtungssensitiv. Die Belastungsfrequenz beträgt 20Hz. In einem Zug-
Schwell-Versuch wird schrittweise (2000 Lastspielen) die Oberlast um 500N erhöht
und beim anschließenden Entlastungsniveau (0-200N) ebenfalls eine Messung
unternommen. In Abbildung 63 ist das Belastungskollektiv grafisch skizziert.
Abbildung 63: Belastungskollektiv für den TSA Versuch bei 20Hz
Wie in Abbildung 64 (links) zu erkennen, ist anhand des TSA-Signals beim
Entlastungszustand (0-200N) keine Schädigungsentwicklung zu erkennen. (Es ist
auch kein Einfluss der vorangegangenen Belastungen festzustellen, weshalb dieser
Zusammenhang nicht dargestellt wird.)
-10 0 10 20 300
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
Schnittlänge über AlMg3 [mm]
TS
A T
empe
ratu
ren
[K]
Laststeigerung US-Schweißung bei 20Hz
3000N2500N2000N1500N1000NEntlastung
-10 0 10 20 30
0
0.05
0.1
0.15
0.2
Schnittlänge über AlMg3 [mm]
TS
A T
empe
ratu
ren
[K]
Differenz der TSA Signale
1.5kN-1kN2kN-1.5kN2.5kN-2kN3kN-2.5kN
Abbildung 64: Entwicklung des TSA Signals einer US-geschweißten AlMg3/CF-PA66 Probe
dynamischer Laststeigerung (links); Differenz der TSA-Signale (rechts); (Prüffrequenz 20Hz,
Entlastungsniveau 0-200N)
98
In Abbildung 64 (links) ist für die verschiedenen Schnittlängen auf der
AlMg3-Oberfläche das lastabhängige TSA-Signal dargestellt. (Die TSA-Signale
werden innerhalb einer begrenzten Anzahl von Belastungszyklen, basierend auf der
Integrationszeit der TSA von 10s ermittelt). Bildet man die Differenz des TSA-Signals
jeweils zwischen zwei Laststufen, die sich um 0,5 kN unterscheiden, fallen die
TSA-Verläufe in eine Kurve zusammen, d. h. es liegt ein mit der Belastung linearer
Anstieg des TSA-Signals vor [97].
Beim Materialübergang von CF-PA66 zu AlMg3 ist das TSA-Signal nahezu
verschwunden, da die obere Kante des AlMg3 Substrates unbelastet ist. Die
Dehnungen sollten bis zum Ende der Überlappungszone wieder auf Null oder sogar
in den Druckbereich gehen (vgl. Abbildung 47). Das TSA-Signal zeigt diesen
Rückgang nicht. Das Maximum des TSA-Signals liegt allerdings auf dem AlMg3
Substrat, außerhalb der Überlappzone. In Kapitel 9.4 wird eine genauere Analyse
dieses Belastungsbereiches durchgeführt.
Belastung der Faserbündel
Zur berührungslosen Analyse der Belastung der einzelnen Faserbündel beim
Laststeigerungsversuch werden orientierende Untersuchungen mit der TSA, ESPI
und der Grauwertkorrelation durchgeführt. Die beiden letzteren Verfahren erweisen
sich zu wenig sensitiv. Die TSA weist sowohl eine sehr hohe Dehnungsauflösung als
auch eine hohe Ortsauflösung auf. Die hohe Ortsauflösung ermöglicht es, die
differenzierte Reaktion einzelner Faserbündel auf die äußere Belastung anhand der
TSA-Messung der Probenoberfläche zu erfassen. Nähere Ausführung zur Sensitivität
der Messverfahren wurden in vorherigen Kapiteln erläutert (siehe Kapitel 5).
Die TSA Analyse zeigt im Fehlfarbenbild (Abbildung 65) klar erkennbar die
Faserstruktur des CF-PA66 Verbundwerkstoffes. Ein Schnitt entlang der
Probenbreite gibt den Verlauf des TSA-Signals entlang der Schnittlänge differenziert
an, gleichzeitig ist der Einfluss der Spannungsamplitude beim
Laststeigerungsversuch zu erkennen.
99
In der Mitte der Probenbreite des CF-PA66 Substrats sind die Faserbündel stärker
belastet (0,58K) als die Bündel im Randbereich (0,37K); d.h. im mittleren Bereich
liegt eine 58% höhere Belastung vor als im randnahen Bereich.
TSA Temperaturen [K]
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 5 10 15 20 25 300
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
Schnittlänge CF-PA66 [mm]
TS
A T
empe
ratu
ren
[K]
Laststeigerung US-Schweißung bei 20Hz
3000N2500N2000N1500N1000N
Abbildung 65: TSA-Signal mit Schnittposition über Breite des CFK-Substrates einer
AlMg3/CF-PA66 US-Schweißung (links); schrittweise Belastung des CFK-Verbundes
(Frequenz 20Hz, Belastungserhöhung jeweils 500N)
Eine differenzierte Betrachtung beim Laststeigerungsversuch zeigt, dass die
maximalen TSA-Signale unabhängig von der Belastungshöhe an gleichen Orten
lokalisiert sind und dass das TSA-Signal nahezu linear mit der Belastungshöhe
ansteigt.
Würde sich beispielsweise ein Faserbündel von der AlMg3 Platte lösen, wäre dies
deutlich in einer Signalabschwächung zu erkennen. Es soll hier darauf hingewiesen
werden, dass sich im Hinblick auf weitergehende Untersuchungen interessante
Aspekte abzeichnen. Die Belastung einzelner Faserbündel differenziert zu
analysieren, ermöglicht eine subtile Optimierung der Verfahrensparameter
hinsichtlich einer guten Faseranbindung an das Metallsubstrat.
100
8.5 Vergleich von Grauwertkorrelation und TSA an Stahl/PEEK/Stahl Verbunden mit eingefügter Fehlstelle
Eine wesentliche Problemstellung in der Verbindungstechnik ist der Nachweis und
die Früherkennung von Haftungsfehlern und Lufteinschlüssen. Der Nachweis von
Fehlstellen [98][99] wird üblicherweise mittels zerstörungsfreier Prüfmethoden z. B.
unter Wärme- oder Vakuumbelastung geführt [100]. Hierfür können u. a. die
Messmethoden Elektronische Speckle Pattern Interferometrie, Shearografie
[101][102] und Thermografie [103][104] eingesetzt werden.
Im Folgenden wird eine wärmeimpulsgeschweißte, einschnittige Stahl/PEEK/Stahl
Überlappprobe untersucht und die Auswirkung einer vordefinierten Fehlstelle auf das
Deformationsverhalten unter Belastung geprüft. Der Bildausschnitt der beiden
benutzten Messsysteme (Grauwertkorrelation und TSA) wird so gewählt, dass die
Schweißzone (Überlappbereich) ca. in der Mitte des Bildbereichs liegt. Weiterhin wird
bei der Messung mit der Grauwertkorrelation ein Teil der Substrate unterhalb und
oberhalb des Überlappungsbereiches mit aufgenommen. Bei Belastung der Probe
tritt ein S-Schlag auf (out-of-plane Verformung), der mit einer Biegebelastung der
Substrate verbunden ist, deren Dehnungen gemessen werden.
a) b)
Abbildung 66: a) Versuchsaufbau der Kameras zur Messung mit TSA und
Grauwertkorrelation mit Beleuchtung; b) Bruchbild einer Probe mit Fehlstelle und
Grauwertkodierung; untere Platte aus Darstellungsgründen horizontal gespiegelt
101
Abbildung 66a) zeigt den experimentellen Aufbau. Die beiden zur
Grauwertkorrelation genutzten Kameras werden durch eine IR-Kamera, die
senkrecht zur Probenoberfläche ausgerichtet ist, ergänzt. Simultanes Messen ist
jedoch nicht möglich, da die TSA für optimale thermische Abstrahlung einen
schwarzen matten Lack benötigt, während die Grauwertkorrelation eine
kontrastreiche Oberfläche voraussetzt. Abbildung 66b) zeigt das Bruchbild der
Überlappverbindung. Das stochastische Grauwertmuster ist auf dem oberen
Substratteil der Überlappverbindung zu erkennen. Das Bruchbild zeigt, dass die im
Fehlstellenbereich eingelegte, nicht verschweißte Metallfolie ca. 1/9 der
Schweißzone ausmacht und dass kein PEEK an der unteren Substratplatte zu
erkennen ist. Im folgenden Kapitel wird die Entwicklung des Dehnungsverhaltens mit
den schon vorgestellten Verfahren ermittelt. In Abbildung 67 ist das dazugehörige
Kraft-Dehnungs-Diagramm gezeigt. Im globalen Kraft-Dehnungsverlauf ist kein
Unterschied zwischen Proben mit und ohne Fehlstelle erkennbar. Die Varianz
zwischen unterschiedlichen Chargen ist etwa so groß wie bei den Proben mit und
ohne Fehlstelle. Der Kraft-Dehnungsverlauf integraler Messungen verschiedener
Probenchargen ist in Abbildung 67 exemplarisch dargestellt. Wie bereits in früheren
Untersuchungen durch andere Autoren [99][105] gezeigt, liegen die mit Fehlstellen
behafteten Proben je nach Geometrie und Material oft nur 5-10% unterhalb der
Gesamtkraft der ungeschädigten Proben. Falls die geschweißte Überlappverbindung
im Bereich der Fehlstelle von einer dünnen Schicht PEEK umgeben ist, was nicht
ausgeschlossen ist, würde diese an der Kraftübertragung teilnehmen und die
Belastbarkeit erhöhen. Eine genauere Betrachtung mittels ortsaufgelöster
Messverfahren soll Rückschlüsse auf das unterschiedliche Versagensverhalten der
Proben geben.
102
Kraft-Dehnungs-Diagramme
00,5
11,5
22,5
33,5
44,5
5
0,00% 0,05% 0,10% 0,15% 0,20% 0,25%integrale Dehnung
Kra
ft [k
N] mit FS1
mit FS2
mit FS3
mit FS4
ohne-1
ohne-2
ohne-3
ohne-4
Abbildung 67: Kraft-Dehnungs-Diagramme der Wärmeimpulsschweißungen aus
Stahl/PEEK/Stahl (Prüfgeschwindigkeit 1mm/min, Bezugslänge L0=75mm)
Im Folgenden werden die Ergebnisse der Untersuchungen mittels
Grauwertkorrelation bei definierten Belastungszuständen dargestellt. Wie schon der
weitgehend ähnliche integrale Kraft-Dehnungsverlauf vermuten lässt, sind bei
niedrigen Belastungen fast keine Unterschiede zwischen Proben mit geschädigter
Fügezone und Vollverschweißung zu erkennen. Beide Probensorten verhalten sich
hier linear im Kraft-Dehnungs-Diagramm. In Abbildung 68 ist die lokale
Dehnungsverteilung der Dehnungen in Zugrichtung dargestellt. Bei 3000N ist im
globalen Kraft-Dehnungs-Diagramm der Übergang zwischen elastischem und
elastisch-plastischem Materialverhalten zu erkennen. Zusätzlich erreicht dort die
lokal feststellbare Dehnung in Zugrichtung erstmalig die Auflösungsgrenze (0,05%)
des verwendeten Grauwertanalysesystems. Aufnahmen bei geringeren Lastniveaus
zeigen keinen auswertbaren ortsaufgelösten Dehnungsverlauf und werden nicht
dargestellt.
Im Überlappungsbereich ist (bei 3000N) anhand des Fehlfarbenbildes keine
Fehlstelle zu erkennen. Die Auflösung des Systems reicht nicht aus, um den
Dehnungsverlauf in Querrichtung quantitativ beschreiben zu können, d.h. die
eingebrachte Metallfolie kann weder hinsichtlich der genauen Lage noch ihrer Größe
abgeschätzt werden. Der Einfluss auf das Verformungs- und Dehnungsverhalten ist
bei 4800N ansatzweise zu erkennen: Es liegt eine dreidimensionale Verformung der
oberen Substratplatte im Bereich der eingebrachten Fehlstelle vor. Die Dehnung in
103
Zugrichtung zeigt eine Druckdeformation, die durch eine Biegung verursacht wird.
Die Dehnung in Querrichtung weist ebenfalls eine Druckdehnung auf, die
wahrscheinlich von dem Ablösen des Substrats von der eingebrachten Fehlstelle
herrührt. Bei einer ungeschädigten Probe (hier nicht dargestellt) ist kein Unterschied
der Dehnung auf der linken und der rechten Seite der Probe zu erkennen.
a) Dehnung in Zugrichtung bei 3000N b) Dehnung in Querrichtung bei 3000N
c) Dehnung in Zugrichtung bei 4800N d) Dehnung in Querrichtung bei 4800N
Abbildung 68: Dehnungsverteilungen der Wärmeimpulsschweißungen aus Stahl/PEEK/Stahl
bei 3000N (a+b) und kurz vor Bruch (4800N) (c+d); Aus Darstellungsgründen
unterschiedliche Farbskalierung der Grauwertkorrelationsmessung (Prüfgeschwindigkeit
1mm/min, Belastung 3000N bzw. 4800N)
Bei einer Belastung von 4800N ist anhand der Dehnungsverteilung die Größe der
Fehlstelle deutlich auszumachen. Diese nimmt etwa ein Neuntel des
Überlappungsbereichs ein.
104
Analog zur Vorgehensweise der oben beschriebenen Grauwertmessung werden die
Untersuchungen mit der TSA durchgeführt. Die Lastniveaus werden schrittweise um
500N erhöht. Die Anregungsfrequenz wird auf 20Hz gesetzt, da bei kleineren
Frequenzen eine adiabate Zustandsänderung nicht mehr gewährleistet werden kann
[106].
a) TSA-Signal bei 0-500N Schematische
Probenform
b) TSA-Signal bei 0-3000N
Abbildung 69: TSA-Signale der Wärmeimpulsschweißung aus Stahl/PEEK/Stahl, aus
Darstellungsgründen unterschiedliche Farbskalierung. Die Lage der Fehlstelle (Kasten) und
der Rand der Fügezone (Pfeil) sind markiert (Frequenz 20Hz, Belastungsdifferenz 500N bzw.
3000N)
Um die Leistungsfähigkeit der TSA zu veranschaulichen, wird in Abbildung 69a) das
niedrigste Lastniveau (500N) dargestellt. Bereits hier wird eine deutliche Asymmetrie
unterhalb des Überlappungsbereiches sichtbar. Die Breite der eingefügten Fehlstelle
ist schon bei der kleinsten Laststufe (bis 500 N) zu erkennen. Diese zeigt sich an der
rechten Seite der Schweißung/des Fehlfarbenbildes. In Abbildung 69b) ist das TSA
Bild bei der Lastdifferenz von 3000N gezeigt. Deutlich wird, dass der Rand des
Fügebereichs hoch belastet ist (durch Markierung im Bild angedeutet). Über die
Fehlstelle hinweg wird das Substrat kontinuierlich hoch belastet (rot), was wiederum
auf den Haftungsfehler hinweist.
Da die emittierte Wärmestrahlung richtungsunabhängig ist, kann hier keine
Differenzierung nach Dehnungsrichtungen, wie bei der Grauwertkorrelation erfolgen.
105
0 10 20 30 40 50 60
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
Abgewickelte Länge [mm]T
SA
Sig
nal [
K]
500N500N-FS3kN3kN-FS
Abbildung 70: Schematische Probengeometrie mit Angabe der Fehlstellen- und
Schnittposition entlang der Längsachse einer Wärmeimpulsschweißung aus Stahl/PEEK/Stahl
(links); Vergleich der TSA Signale über der Fehlstelle (FS) und dem nicht geschädigten
Bereich (Frequenz 20Hz; Belastungsdifferenz: 500N und 3000N)
Schnitte entlang der Längsachse über die Probenmitte und über den geschädigten
Bereich (FS) zeigen (vgl. Abbildung 70) einen deutlichen Unterschied der
TSA-Signale. Die Schweißung liegt im vorliegenden Beispiel zwischen der
abgewickelten Länge von 18mm und 31mm. Vergleicht man die beiden Schnitte beim
Belastungsniveau von 3kN, so fällt auf, dass im Schnitt durch die Probenseite ohne
Fehlstelle das höchste TSA-Signal im Substratbereich bei 15mm liegt. Die
Probenseite ohne Fehlstelle unterliegt damit auch der größten
Dehnungsbeanspruchung. Dies ist auf die Biegung zurückzuführen und bestätigt die
Vermutung, dass der ungeschädigte Bereich einer höheren Schälbelastung
(Beanspruchung in Normalenrichtung) unterliegt. Im Bereich von 35mm ist dieser
Effekt ebenfalls zu beobachten. Hier fällt im ungeschädigten Bereich (rot) der
Kurvenverlauf stärker ab, was an der Überlagerung von Zug- und Druckbelastung
liegt. Diese senkt das TSA-Signal ab und damit die Summe der Hauptdehnungs-
bzw. Hauptspannungsdifferenz an der Oberfläche.
Dies kann durch die bisherigen Messungen mit der Grauwertkorrelation und der ESPI
Technik bestätigt werden. Wie in Abbildung 54 gezeigt, kann die Dehnung in
Querrichtung auf der Oberfläche des AlMg3 Substrates vernachlässigt werden. Die
Summe der Hauptdehnungen ist also qualitativ ähnlich der Dehnung in Zugrichtung,
wie sie z.B. in Abbildung 55 dargestellt wurde. Die optischen Verfahren
106
(Grauwertkorrelation und ESPI) können zur Analyse der auf der Oberfläche, durch
zyklische Beanspruchung, entstehenden Temperaturen (TSA) einen erheblichen
Beitrag leisten.
Zusammenfassend kann Folgendes bemerkt werden: Die Grauwertkorrelation lässt
nur bei großen Belastungen eine quantitative Beurteilung des Probeverhaltens zu.
Sie differenziert jedoch zwischen Dehnungen in Zug- und Querrichtung. Im
elastischen Belastungsbereich sind keine Aussagen über Größe und Einfluss der
Fehlstelle möglich, da die Dehnungsauflösung der Grauwertkorrelation nicht
ausreicht.
Der Vorteil der TSA ist, dass schon bei sehr geringen Belastungen [500N] die Größe
der Fehlstelle abgeschätzt werden kann. Nachteilig ist jedoch, dass eine Separation
der einzelnen Dehnungsrichtungen nicht möglich ist.
Erst die Kombination der beiden Messverfahren macht eine frühe Erkennung sowie
eine komplette Beschreibung des Fehlstellenverhaltens bei höheren Lastniveaus
möglich.
8.6 Vergleich der hochauflösenden Verfahren - Untersuchungen von Ultraschallverschweißungen verschiedener Gewebetypen
Der Vorteil der hochauflösenden Messverfahren wird deutlich, wenn Untersuchungen
mit Belastungen wie Wärme oder Vakuum durchgeführt werden. Im vorliegenden
Fall soll das Deformationsverhalten der Probenrückseite bei Belastung untersucht
werden. Begründet auf die Substratschichtdicke von 2mm, anstatt der 1mm dicken
AlMg3-Schicht, kann durch den dickeren Verbund eine geringere
Oberflächendehnung erwartet werden. Aus diesem Grund werden im Folgenden nur
Untersuchungen mit den hochsensiblen Verfahren ESPI und TSA durchgeführt.
Vergleich der Faserbelastungen von GFK und CFK einer
Ultraschallschweißung mittels TSA
Die hohe Auflösung der Thermoelastischen Spannungsanalyse bei gleichzeitiger
akzeptabler Ortsauflösung (kein Glättungs- oder Facetteneinfluss) ermöglicht es, das
lokale Deformationsverhalten des Faserlaminats auf der Rückseite des Verbundes
(d.h. CF-PA66 vor der AlMg3 Schicht) qualitativ zu analysieren. Als Gewebetyp
107
kommen kohlefaser- und glasfaserverstärkte Gewebelaminate (z.B. Atlas 1-4
Gewebe mit PA66 Matrixmaterial) zum Einsatz. Es wurde ein
Laststeigerungsversuch mit Belastungsstufen von 500 N bei 20Hz durchgeführt.
In Abbildung 71 wird zunächst das Ergebnis der TSA Messungen bei 2000N
verglichen. Die Platte aus Kohlefasergewebe zeigt bei Belastung (2000N) im
Fehlfarbenbild eine kreisförmige Zone. Dies kann damit erklärt werden, dass die
Geometrie der Fügezone (punktförmige Sonotrodenkoppelfläche mit umgebener
kreisförmiger aufgeschmolzener PA66 Zone) auf der Unterseite der steifen
Kohlefaserverbundplatte noch zu erkennen ist. Bei dem Glasfasergewebelaminat ist
die zuvor erwähnte kreisförmige Schweißgeometrie nicht im TSA-Bild, und damit in
den auftretenden Dehnungen wiederzuerkennen. Dies lässt auf eine unterschiedliche
Interaktion (Reibung, Verschiebung, Abstände der Fasern zueinander) schließen, die
weiter untersucht werden muss, um eine genauere Modellierung des
Verbundwerkstoffes zu gewährleisten [100].
a) b)
TSA Signal [K]
AlMg3/GFK AlMg3/CFK
Schematische
Ansicht
TSA Phase [Winkelgrad]
AlMg3/GFK AlMg3/CFK
Abbildung 71: Vergleich der TSA-Signale auf den Rückseiten zweier US-geschweißter
AlMg3/CFK bzw. AlMg3/GFK Verbunde; a) Intensitätsverlauf; b) Phasenverlauf
(Frequenz 20Hz, Belastungsdifferenz 2000N)
Weiterhin zeigt sich an den höheren Absolutwerten des TSA-Signals beim
Glasfaserverbund, dass dieses Gewebe stärker belastet wird (Stelle y=0). Die
Lastverteilung durch die verschiedenen Schichten in den unterschiedlichen
Tiefenlagen ist also eine generell andere. Es ist zu erwarten, dass die AlMg3-nahen
Kohlefaserschichten die Last durch den Zug-Scher-Versuch besser aufnehmen
108
können, was auf die höhere Steifigkeit der Kohlefasern zurückzuführen ist, und
deshalb die AlMg3-fernen Schichten weniger beansprucht werden.
Das Phasenbild in Abbildung 71 (rechts) zeigt, dass sich bei der AlMg3/GFK
Verbindung bis auf einen Druckbereich am Ende der Aluminiumplatte (y=0), eine
homogene Phasenverteilung (grün= ca. 0°) ohne Phasensprünge ausbildet. Es kann
eindeutig zwischen Druck- (rot) und Zugbeanspruchung (grün) unterschieden
werden. Das Kohlefasergewebelaminat zeigt eine chaotische Phasenverteilung auf
der CFK-Schicht. Dies ist auf die negative Wärmedehnung der Kohlefasern
zurückzuführen, was eine Interpretation der Belastung (Druck oder Zug) nur schwer
möglich macht. Die Zuordnung von Temperaturen zu anliegenden Dehnungen ist
somit nicht möglich, da schon eine Phasenerhöhung um 20% einen Signalverlust im
Realteil der gemessenen Temperaturen erzeugt (vgl. Kapitel 5.7).
Zieht man einen Schnitt entlang der Längsachse der Probenmitte beider Verbunde,
so entsteht der in Abbildung 72 gezeigte Verlauf der TSA-Signale (Rückseite bzw.
Verbundwerkstoff über dem AlMg3-Substrat). Der AlMg3-Bereich zeigt bei beiden
Verbindungen ein deutliches TSA-Signal, welches sich bei einer Erhöhung der
Belastung von 500N um ca. 0,2K erhöht.
Es ist ein deutlicher Unterschied zwischen den Verbindungen AlMg3/CFK und
AlMg3/GFK zu erkennen. Die TSA-Signale von der Aluminiumplatte, die mit dem
Glasfasergewebelaminat verschweißt wurde, zeigen einen nahezu linearen Anstieg
zum Ende der Verschweißung hin. Das TSA-Signal auf der AlMg3 Platte, welche mit
CFK-Gewebelaminat verschweißt wurde, zeigt ein lokales Dehnungsmaximum am
Materialübergang (Stelle 1 in Abbildung 72). Berücksichtigt man, dass durch einen
Biegeeinfluss das TSA-Signal beeinflusst wird (Erläuterung in Kapitel 9.4), kann
anhand des Kurvenverlaufs auf dem AlMg3 Substrat ein deutlicher Unterschied in der
Biegebelastung zwischen den Verbindungen festgestellt werden.
109
AlMg3/GFK (2000N)
AlMg3/CFK (2000N)
-0,05 [K] 0,1
Abbildung 72: Vergleich der TSA-Signale zweier US-geschweißten AlMg3/GFK bzw.
AlMg3/CFK Verbindungen (Frequenz 20Hz, Belastungsschritte 500N)
Weiterhin ist zu erkennen, was auch schon beim flächigen Farbschema klar wurde,
dass sich die Dehnungen im Knickpunkt (Stelle 2 in Abbildung 72) durch die
Glasfaserstruktur besser entwickeln. Die Platte dehnt sich hier lokal stärker aus.
Fazit dieser Messungen:
Der größte Dehnungsanteil bei Belastung der AlMg3/CFK Verbindung wird vom
AlMg3 Substrat aufgenommen. Beim AlMg3/GFK Verbund ist der gesamte
Faserverbundwerkstoff stärker belastet. Die Biegung, bedingt durch eine geringere
Steifigkeit als beim CFK, kann besser von dem GFK Verbund aufgenommen werden,
was eine gleichmäßigere Belastung des AlMg3 zur Folge hat.
Vergleich der Faserbelastungen von GFK und CFK einer
Ultraschallschweißung mittels ESPI
Wegen der zuvor beobachteten Phasenunterschiede bei der TSA-Messung ist es
nötig, mit einem hochgenauen Messsystem die Dehnungen auf der Glas- bzw.
110
Kohlefaserplatte zu überprüfen. Hierfür wird, in zuvor schon vorgestellter
Versuchsführung, die Faserstruktur auf der Rückseite mit der ESPI untersucht.
Die sich bei einer Belastung von 2000N ergebenden Dehnungen sind in Abbildung
73 dargestellt. Deutlich ist eine Druckbelastung in den Dehnungen in Zugrichtung zu
erkennen. Die Aluminiumplatte wird hier mit einer Dehnung (Y) von etwa 0,25%
belastet. Die Farbskala ist angepasst, so dass der Dehnungsverlauf auf der
Verbundwerkstoffseite optimal dargestellt wird.
Dehnung in Zugrichtung (Y) [%] Dehnung in Querrichtung (X) [%]
AlMg3/GFK AlMg3/CFK AlMg3/GFK AlMg3/CFK
-0.1
-0.08
-0.06
-0.04
-0.02
0
0.02
0.04
0.06
-0.1
-0.08
-0.06
-0.04
-0.02
0
0.02
0.04
0.06
Glasfaser 2000N
-0.1
-0.08
-0.06
-0.04
-0.02
0Kohlefaser 2000N
-0.1
-0.08
-0.06
-0.04
-0.02
0
Abbildung 73 : Mit der ESPI ermittelte Dehnungsverteilungen in Zug- und Querrichtung auf
der Oberfläche der Faserverbundwerkstoffe an US-Schweißungen AlMg3/GFK bzw.
AlMg3/CFK; links: Zugrichtung rechts: Querrichtung; (Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min;
Belastungsdifferenz 2000N)
Auch hier weist die Dehnung der Kohlefaserplatte eine eher kreisförmige Struktur
auf. Der Vorteil der ESPI Messung ist, dass zwischen Dehnungen in Zug- und
Querrichtung unterschieden werden kann. Allerdings muss beachtet werden, dass
die ESPI-Messung bei einer Zug-Prüfgeschwindigkeit von 0,1 mm/min erfolgte,
während die TSA-Messung bei 20 Hz durchgeführt wurde. Plastische Anteile des
Dehnungssignals stellen den Unterschied der Messungen dar.
111
Y
-0.2
-0.15
-0.1
-0.05
0
Dehnung Y [%]
CF-PA66 (3kN)
Abbildung 74: Dehnungsanalyse entlang des Schnittes auf der CFK-Oberfläche einer
US-Schweißung aus AlMg3/CF-PA66 mit Probenschema (Prüfgeschwindigkeit 0,1mm/min)
In Abbildung 74 wird die Entwicklung der Dehnung in Zugrichtung auf der CF-PA66
Oberfläche dargestellt. Es zeigt sich ein ähnlicher Verlauf entlang des Mittelschnittes
wie auf der AlMg3 Seite. Es bildet sich ein (geneigtes) Dehnungsplateau aus, mit
einer Überhöhung zum Substratmaterial CFK hin (Ort der größten Biegebelastung,
im Schnitt bei 24mm). Allerdings befindet sich das Plateau nicht im Zug
Dehnungsbereich, wie im AlMg3, sondern im Druckbereich der Belastung.
Die Dehnung an der Stelle 0mm geht nicht auf Null zurück, was auf die wiederholten
Glättungen zurückzuführen ist. Diese verursachen am Rand des Bildfeldes
unerwünschte Störeffekte.
Die Dehnungsverläufe auf beiden Seiten der Probe können mit den hochauflösenden
Verfahren detektiert werden. Trotz der inhomogenen Struktur und der 2mm
Substratschichtdicke des CFK-Verbundes können auch hier Dehnungsdaten für die
FE-Berechnung bereitgestellt werden.
8.7 Vergleich der TSA und Grauwertkorrelation bei Seitenansicht
Im Vergleich zu den Ergebnissen der Grauwertkorrelation aus Kapitel 6.3 soll nun
eine Verbindung mit gleicher Geometrie mit der hochauflösenden TSA untersucht
werden. Es wurde eine dynamische Last bei 20Hz von 1000N gewählt. Da die TSA,
wie in Kapitel 8.4 gezeigt, bei einer Lasterhöhung qualitativ die gleichen Ergebnisse
liefert, müssen nicht 5000N für einen Vergleich mit der Grauwertkorrelation gewählt
112
werden. Abbildung 75 zeigt das TSA-Signal der Probe sowie die Phaseninformation
des dargestellten TSA-Signals.
Schematische
Probenform
TSA Signal [K] TSA Phase [Winkelgrad]
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
-60
-40
-20
0
20
40
60
Abbildung 75: TSA Untersuchung (Scherspalt und Oberfläche) einer
Wärmeimpulsschweißung aus AlMg3/PEEK/AlMg3 mit 4mm dicken Substraten
(Frequenz 20Hz; Belastungsdifferenz 2000N)
Es ist zu erkennen, dass durch die Rotation der Probe ein ähnliches Problem, wie bei
der ESPI (vgl. Kapitel 5.4) Messung, auftritt. Die Kanten der Verbindung sind
unscharf dargestellt. Da die TSA über eine komplette Schwingung die
Temperatursignale aufintegriert, führt eine starke Starrkörperbewegung (hier
Rotation) zu einer Fehlinformation, die nicht herausgefiltert werden kann. Die
Verschiebung der Probe durch die angelegte Last führt zu einem nicht
interpretierbaren TSA-Signal an den Kanten der Überlappverbindung.
Die Messung der Oberfläche mit der Grauwertkorrelation hat durch ihre objekttreue
Abbildung große Vorteile. Die hohe Dehnungsauflösung der TSA kann an dieser
Stelle nicht richtig eingesetzt werden. Im Überlappbereich der Probe ist jedoch zu
erkennen, dass keine wesentliche Erhöhung des thermoelastischen Signals auftritt.
Im Bezug auf Scherspannungen kann die TSA nicht als Detektionseinheit genutzt
werden, da diese nicht zu einem thermoelastischen Signal führen.
113
9 Finite Elemente (FE) Analyse der Schweißungen
In diesem Kapitel sollen die, unter Verwendung des kommerziellen Finite Elemente
Programmsystems ABAQUS durchgeführte, Modellbildung und Simulation der im
Rahmen dieser Arbeit angesprochenen Verschweißungen dargestellt werden. Die
berührungslosen optischen Messverfahren gestatten die genaue und ortsaufgelöste
Erfassung des komplexen Deformations- und Dehnungsverhaltens der
Schweißungen bei mechanischer Belastung. Allerdings sind diese Analysen begrenzt
auf optisch zugängliche Bereiche. Sie können jedoch dazu verwendet werden, die
FE-Modelle zu überprüfen und zu optimieren.
Zunächst sollen wärmeimpulsgeschweißte Proben untersucht werden, da diese auf
Grund der geometrischen Struktur und der homogenen Schweißzone am einfachsten
zu modellieren sind. Untersuchungen zu Auswirkungen von Fehlstellen in der
Verschweißung können unter Verwendung von Interfaceelementen durchgeführt und
mit experimentellen Befunden verglichen werden. Als weitere Verbindung wird die
Ultraschallverschweißung, die eine komplexere Struktur aufweist, untersucht. Durch
Kopplung von Experiment und Simulation wird die FE-Simulation optimiert.
Abschließend wird unter zur Hilfenahme der FE-Simulation der komplexe
Signalverlauf der TSA bei der Untersuchung der Überlappverbindungen analysiert.
Da bei den Deformationsanalysen z. T. größere und nichtlineare Deformationen
beobachtet werden, werden neben linearen geometrischen auch nichtlineare
geometrische Deformationen berücksichtigt. Wegen der z. T. nicht unerheblichen
Dehnungen der verschweißten Substrate wird das nichtlineare Materialverhalten der
verwendeten Substratpartner bei der FE-Simulation ebenfalls berücksichtigt.
Neben der genauen geometrischen Diskretisierung der geschweißten Probekörper
wird auch die reale Einspannung weitgehend nachgebildet.
9.1 FE-Simulation von wärmeimpulsgeschweißten Proben
Die Geometrie der wärmeimpulsgeschweißten Proben (Metall-, Kunststoffsubstrate
und PEEK-Zwischenschicht) kann auf quaderförmige Elemente zurückgeführt
werden.
114
Die zusammengesetzten Geometrien und das FE-Netz der Überlappverbindung sind
in Abbildung 76 dargestellt. Mittels der TIE-Kontakt Methode (keine Verschiebungen
oder Reibungen in den Grenzflächen) werden alle Elemente starr miteinander
verbunden.
Abbildung 76: FE-Diskretisierung der wärmeimpulsverschweißten einschnittigen
Überlappverbindung der Stahlsubstrate und der PEEK-Zwischenschicht (10% Gew.-% CF)
In Tabelle 10 sind die Geometrie, die mechanischen Kennwerte und die
Elementtypen und -größen aufgelistet. Als FE-Elemente kommen hexaederförmige
Geometrien zum Einsatz, was auf der ausschließlich rechteckigen
Probekörpergeometrie begründet ist.
115
Tabelle 10: Geometrie, Materialdaten und Diskretisierung für die FE-Simulation der
Wärmeimpulsschweißung mit ABAQUS (hexaederförmige Elemente, Tie-Kontakt)
Elemente (der
Schweiß-
verbindung)
Geometrie [mm³] E-Modul [MPa] υυυυ Elementgröße Anzahl
Stahlsubstrat (DC01) 52,5x25x1 166.000 0,3 0,5mm 10500
PEEK-
Zwischenschicht 12,5x25x0,2 13.000 0,2 0,2mm 7875
Einspannung 30x25x2,3 210.000 0,3 1mm 1500
9.1.1 Weiterführende Werkstoffmodellierung
Die Überlappprobe entwickelt bei Zugbelastung einen S-Schlag. Dieses
Deformationsverhalten kann exakt nur mit der hier angewandten geometrisch
nichtlinearen Simulation erfasst werden.
Messungen zeigen Bereiche im Substrat, die eine Druckdehnung von nahezu 0,4%
aufweisen (vgl. Abbildung 68). Es liegt daher nahe, ein elastisch-plastisches
Materialmodell zu Grunde zu legen. Deshalb werden die plastischen Anteile aus dem
Spannungs-Dehnungs-Diagramm ermittelt und in der Berechnung berücksichtigt. In
Abbildung 77 ist das Ergebnis der Zugversuche an dem Stahl-Substrat und der
PEEK-Folie (10 Gew.-% CF) gezeigt. Die Kunststofffolie zeigt über weite Bereiche
ein elastisches Verhalten, es tritt erst bei 1,4% eine merkliche Abweichung von dem
elastischen Verhalten auf. Daher kann für die einsetzte PEEK-Folie ohne starke
Vereinfachung ein elastisches Materialverhalten zu Grunde gelegt werden.
116
Abbildung 77: Spannungs-Dehnungs-Diagramme an Substratplatten von DC01 und
PEEK(10% wirrfaser-verstärkt) für die FE-Simulation (Zugversuch, Prüfgeschwindigkeit
1mm/min)
Es wird eine vergleichende Rechnung mit einem elastischen und einem elastisch-
plastischen Werkstoffmodell durchgeführt, die deutlich unterschiedliche
Oberflächendehnungen bei Zug-Scher-Belastung aufweisen. Um den S-Schlag der
Probe unter Belastung besser darstellen zu können, wird ein Überzeichnungsfaktor
(x10) gewählt, der die Verformungen in diesem Verhältnis größer darstellt (vgl.
Abbildung 78).
Es ist zu erkennen, dass sich bei den beiden Modellen (elastisch und elastisch-
plastisch) ein Unterschied der Dehnungsentwicklung im Substratbereich von 0,05%
ergibt (im Schnitt bei 30mm). Der quantitative Dehnungsverlauf ist ähnlich, wenn
auch beim elastisch-plastischen Modell das Minimum am Rand des
Überlappbereiches (im Schnitt bei 13mm) nicht mehr in den Druckbereich übergeht
(Dehnung unter Null).
117
Abbildung 78: oben: Dehnung in Zugrichtung (Y) einer Stahl/PEEK/Stahl
Wärmeimpulsschweißung bei elastisch-plastischem Materialmodell bei 10x vergrößerter
Deformation zur besseren Darstellung der out-of-Plane Verformung. Unten: Vergleich
zwischen elastischem und elastisch-plastischem Materialmodell: Auswertung des Schnittes
über die Oberfläche einer Stahl-Substratplatte (Belastung 3000N)
Das so entwickelte Modell der einschnittigen Überlappverbindung wird im Folgenden
mit dem Experiment verglichen. In Abbildung 79 ist der Vergleich der Verschiebung
in Normalenrichtung und der Dehnung in Zugrichtung bei 3000N anhand von
Fehlfarbenbildern dargestellt. Es zeigt sich eine qualitativ gute Übereinstimmung. Für
eine genauere Analyse der Gegenüberstellung von FE-Modell und Realität wird der
Längsschnitt bei drei definierten Belastungsniveaus (1-3kN) herangezogen.
118
FE-Berechnung Messung (Grauwertkorrelation)
Vergleich
bei
3000N
Abbildung 79: Vergleich von elastisch-plastischem FE-Modell mit Messergebnissen der
Grauwertkorrelation am Beispiel einer Stahl/PEEK/Stahl Wärmeimpulsschweißung bei 3kN
Belastung (oben); Vergleich der Deformation in Normalenrichtung (Z) (Mitte) und der
Dehnung in Zugrichtung (Y) entlang eines Mittelschnittes (Belastungsdifferenz 1-3kN)
Die Deformation in Normalenrichtung wird in der FE-SImulation um den Faktor 2 zu
groß berechnet. Der Vergleich der Dehnungen in Zugrichtung zeigt eine quantitativ
gute Übereinstimmung im Bereich der Überlappung (20-22,5mm). Im Bereich
außerhalb der Verschweißung ist die Substratdehnung in der FE-Simulation bei den
119
Lastschritten 2kN und 3kN erheblich zu hoch. Dies ist direkt auf die Deformation in
Normalenrichtung zurückzuführen, die in dem Modell nicht ausreichend
berücksichtigt wird. Eine Verbesserung des FE-Modells unter Berücksichtigung
weiterer Effekte (wie z. B. Haftung und extreme plastische Verformung in der
Zwischenschicht) wurde allerdings im Rahmen der Arbeit nicht durchgeführt.
Die Simulation erscheint jedoch ausreichend und wird als Basis für die Analyse von
Fehlstellen im Überlappbereich herangezogen.
9.1.2 Qualitative Beurteilung von Fehlstellen auf das Dehnungsverhalten
Da bei der Herstellung von Schweißverbindungen die Entstehung von Fehlstellen
nicht auszuschließen ist, werden deren Auswirkungen auf das Dehnungsverhalten
untersucht.
Es wird auf die in Kapitel 8.6 vorgestellten Fehlstellenuntersuchungen
zurückgegriffen. Für die Fehlstelle wird angenommen, dass in ihrem Bereich kein
TIE-Kontakt zwischen PEEK und DC01 vorliegt. Die Verbindung der Baugruppen
wird gelöst. Es besteht keine Reibung zwischen den Baugruppen, so dass sich diese
kräftefrei aneinander vorbei bewegen können. Durch die Richtung der
Normalenbeanspruchung können sich die PEEK und die DC01 Schichten im Bereich
der Fehlstelle störungsfrei voneinander entfernen. Eine Schälbeanspruchung findet
erst wieder im (mit TIE-Kontakt) verbundenen Bereich der Überlappzone statt, der
sich nicht im Fehlstellenbereich befindet.
Der Vergleich zwischen Experiment und Simulation ist in Abbildung 80 (Dehnung
entlang eines Schnittes über die Fehlstelle und eines Schnittes über den nicht
geschädigten Bereich) dargestellt.
Tendenziell liegen ähnliche Verläufe der Oberflächendehnung vor, jedoch können
auch deutliche Unterschiede festgestellt werden. Das Minimum der
Oberflächendehnung bei der Probe mit Fehlstelle (FS) liegt bei der FE-Berechnung
außerhalb des Überlappungsbereiches (12mm), während das Minimum der Dehnung
bei der Messung in der Mitte der Überlappungszone (6mm) lokalisiert ist. Es ist
davon auszugehen, dass für eine zutreffendere Simulation z. B.
belastungsabhängige Ablöseeffekte im FE-Modell berücksichtigt werden müssen.
120
Berechnung der Dehnung in Zugrichtung (Y)
Messung der Dehnung in Zugrichtung (Y)
Abbildung 80: Vergleich von Messung und FE-Modell am Beispiel einer
Wärmeimpulsschweißung aus Stahl/PEEK/Stahl mit eingelegter Fehlstelle (FS)
(Überlappbereich 0-12mm, Prüfgeschwindigkeit 1mm/min, Belastung 4800N)
Die Dehnung im Substrat außerhalb der Schweißzone kann quantitativ gut
nachgebildet werden. Beispielsweise zeigen Simulation, wie Messung eine
Dehnungsbelastung des Substrats von 0,1% bei 3000N (im Schnitt bei 25mm).
9.2 FE- Simulation von ultraschallgeschweißten Proben
Um eine möglichst zutreffende FE-Simulation der US-Schweißung zu erzielen, ist es
nötig, die Geometrie des Prüfkörpers objektgetreu abzubilden. Die Bruchfläche nach
Zug-Scher-Prüfung weist folgende Merkmale auf:
Die Zone der Sonotrodenkoppelfläche zeigt die Restanhaftung eingebetteter Fasern
[24]. Der Bereich der aufgeschmolzenen PA66 Matrix um die
Sonotrodenkoppelfläche (vgl. Abbildung 38) zeigt eine geringe Anzahl von C-Fasern,
121
die im AlMg3 Substrat eingebettet sind. Dies kann mittels Untersuchungen mit der
Focused Ionen Beam Technik nachgewiesen werden [23]. Auf Grund der
dominierenden adhäsiven Verbindung zwischen AlMg3-Substrat und PA66 wird die
hierdurch charakterisierte Zone als Klebefläche bezeichnet.
Für das Separieren der Zonen können ebenfalls Untersuchungen mit der
Weißlichtinterferometrie herangezogen werden. Diese zeigen unterhalb der
Sonotrodenkoppelfläche eine geringe, doch deutlich erkennbare Aufwölbung des
AlMg3 Substrats (Abbildung 81).
Abbildung 81: Mittels Weisslichtinterferometrie gemessenes Höhenprofil der
AlMg3-Fügefläche nach Ablösen des CF-PA66 (Ameisensäure vgl. Kapitel 7.6) einer
US-geschweißten Überlappverbindung.
Zur Anpassung der Modellierung an die Realität wurde eine imaginäre
Zwischenschicht mit minimaler Dicke in das FE-Modell eingefügt. Die genaue
Geometrie der so festgelegten Probenform ist in Abbildung 82 dargestellt.
122
Abbildung 82: Geometrie der US-verschweißten einschnittigen Überlappverbindung mit
imaginärer Zwischenschicht für die FE-Modellierung. Diskretisierung durch hexahedrale
Elemente.
Die elastischen Materialparameter wurden der Literatur entnommen [29]. Die
Eigenschaften der „Klebefläche“ und des „Sonotrodenabdrucks“, die die Fügezone
beschreiben, wurden anhand einer Mischungsregel abgeschätzt. In Tabelle 11 sind
die so bestimmten Parameter und die geometrischen Daten für das AlMg3 und das
CF-PA66 (Atlas 1/4 Bindung) zusammengefasst. Die Verbindung der einzelnen
Baugruppen wird mit dem TIE-Kontakt modelliert.
123
Tabelle 11: Materialparameter ermittelt mit der Grauwertanalyse durch Zugversuche an
Substratplatten (*Wert aus Messung an der Oberfläche mit Grauwertkorrelation bei
1mm/min; **Mittelwert zwischen AlMg3 und CF-PA66; ***Mittelwert zwischen PA66 und
CF-PA66)
Baugruppe Geometrie
[mm³]
E-Modul
[MPa]
Querdehnung
υυυυ Elementgröße Anzahl
AlMg3 50x25x1 70.000* 0,35* 0,5*0,5*0,5 10.000
CF-PA66 50x30x2 - - 0,5*0,5*0,5 24.000
Sonotrodenabdruck 10x10x0,05 62.000** 0,3 0,2*0,2*0,05 2.500
Klebefläche Radius 25mm
Höhe 0,05mm
28.500*** 0,3 0,2*0,2*,005 10.832
Einspannung 25x30x3/
30x30x3
210.000 0,3 1*1*1 1.125/
1.350
Das Experiment ergibt für den Zug-Versuch an der AlMg3/CF-PA66 Verbindung
Dehnungen in Zugrichtung von bis zu 0,3% auf der AlMg3 Oberfläche (vgl. Abbildung
40). Für eine realitätsnähere Berechnung wird das plastische Werkstoffverhalten aus
dem Zugversuch ermittelt (Abbildung 83) und bei der Berechnung berücksichtigt.
Abbildung 83: Spannungs-Dehnungs-Diagramme der beiden Substrate (AlMg3 und CF-PA66)
(Zugversuch, Prüfgeschwindigkeit 1mm/mm)
124
Die Gewebestruktur im gewebeverstärkten C-Faser-Laminat mit Atlas 1/4 Bindung
(PA 66 Matrix) wird durch ein orthotropes Materialmodell berücksichtigt. Die
Werkstoffparameter (Tabelle 12) wurden vom Institut für Verbundwerkstoffe
bereitgestellt.
Tabelle 12: Parameter der CF-PA66 Substratplatte bei orthotropem Materialmodell
Parameter E1 E2 E3 υ12 υ 13 υ 23 γ12 γ 13 γ 23
Wert 54000 54000 5000 0,05 0,25 0,25 2800 800 800
9.2.1 Präzisierung des Geometriemodells auf der Basis von ortsaufgelösten Messergebnissen
Der kraftübertragende Bereich (Klebeschicht) wurde im Modell mit einem
Durchmesser von 25mm zu Grunde gelegt. Der Durchmesser ergibt sich anhand der
Auswertung des Bruchbildes und stellt den aufgeschmolzenen Bereich der PA66
Matrix dar (Abbildung 38).
Wird statt dessen ein anderes Vorgehen gewählt und die kraftübertragende Zone mit
der Breite des Dehnungsplateaus (Dehnungsminimum zu Dehnungsminimum)
identifiziert, kann die Breite/der Durchmesser der kraftübertragenden Zone durch
mehrere Experimente ermittelt werden. In Tabelle 13 sind die aus den Messungen
mit den optischen Messmethoden ermittelten Breiten der Dehnungserhöhung im
Überlappbereich aufgeführt. Daraus ergibt sich, dass die Analyse der
Dehnungsbilder auf eine kräfteübertragende Zone von ca. 20mm hinweisen
Tabelle 13: Vergleich der Breite des Dehnungsplateaus in den vorangegangen Kapiteln nach
Abbildungen; Bestimmung der Breite durch Abstand der beiden Dehnungsminima an den
Plateaurändern (AlMg3/CF-PA66)
Abbildung 47 50 53 55 58 59 61
Breite 21 17 18 19 22 20 20
125
Ein anderer Weg, die kräfteübertragende Zone zu identifizieren ist die flächige
Auswertung der Ultraschallmessungen durch die Fügezone. Die Untersuchungen mit
der Scanning Acoustic Microscopy haben gezeigt (vgl. Kapitel 8.3), dass
Delaminationen am Rande der Klebefläche existieren. Diese können keine Kräfte
übertragen und sind ein weiteres Indiz für eine Reduzierung des
Klebeflächendurchmessers auf ca. 20mm. Wird in der Modellierung der Radius der
Klebefläche auf diesen Wert angepasst, wird der Dehnungsverlauf entsprechend
Abbildung 84 berechnet.
Abbildung 84: Vergleich der FE-Modellierungen von US-Schweißungen von AlMg3/CF-PA66
mit 25mm Klebefläche und „angepasster“ Klebefläche (20mm); (Belastung 3000N)
Das Minimum der Dehnung im Übergang der Überlappzone zum AlMg3 ist im Schnitt
von 25mm (25mm Klebefläche) auf 20mm (20mm Klebefläche) verschoben, was
besser den Messergebnissen entspricht. Um dies näher zu erläutern, ist in Abbildung
85 ein Vergleich der Verschiebung in Normalenrichtung und der Dehnungen in
Zugrichtung zwischen FE-Modell und Experiment dargestellt.
126
FE-Berechnung Messung (Grauwertkorrelation)
Vergleich
bei
3000N
Abbildung 85: Vergleich von FE-Modell mit Messergebnissen der Grauwertkorrelation am
Beispiel einer US-Schweißung AlMg3/CF-PA66 bei 3kN Belastung (oben); Vergleich der
Deformation in Normalenrichtung (Z) (Mitte) und der Dehnung in Zugrichtung (Y) entlang
eines Mittelschnittes (Belastungsdifferenz 1-3kN)
Es ist deutlich zu erkennen, dass die Deformation in Normalenrichtung gut simuliert
werden konnte. Die Deformation in Normalenrichtung Z (im Schnitt bei 22mm) zeigt
nur noch einen leichten Unterschied zwischen Messung und FE-Berechnung. Dieser
kann ggf. auf Ablöseeffekte in der Fügeschicht zurückgeführt werden, welche in der
Berechnung nicht berücksichtigt werden. Die Probe wird dadurch stärker abgeknickt.
127
Für geringe Belastungen (1kN) kann eine realitätsnahe Berechnung des S-Schlags
durchgeführt werden. Allerdings weisen die Dehnungen in Zugrichtung deutliche
Unterschiede auf. So können z. B. die hohen Dehnungen im Überlappbereich für 2kN
und 3kN Belastung nicht exakt nachgebildet werden.
Wie in Abbildung 85 (unten) zu erkennen ist, konnten die Dehnungsüberhöhung im
Bereich der Überlappung, deren Breite und die Dehnung im Substratbereich
qualitativ gut simuliert werden. Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass
das Probenverhalten unter Zug-Scher-Belastung gut simuliert werden kann.
9.3 Weitere Verbesserungsvorschläge für das FE Modell durch komplexere und realitätsnähere Modellbildung
Weitere Verbesserungsschritte für die exakte Modellierung der Zwischenschicht
zwischen den beiden Substraten (Metall und Kunststofffaserverbund) sind
vorstellbar, waren aber nicht Ziel dieser Arbeit. Weitere Verbesserungsmöglichkeiten
sind im Folgenden kurz erwähnt:
Geometriebeschreibung: Die verwendete dünne Zwischenschicht
(Sonotrodenfläche und Klebefläche) wurde generiert, um elastisch-plastische
Eigenschaften der Fügezone abzubilden. In der realen Probengeometrie ist die Dicke
der Zwischenschicht gleich Null, da an manchen Stellen die Kohlenstofffaserbündel
in das AlMg3 eingebettet werden [23]. Die Zwischenschicht muss mit
zweidimensionalen Elementen abgebildet werden, um einen größeren Abstand der
Substrate vom Probenmittelpunkt (Drehpunkt) zu vermeiden. Eine dickere
Zwischenschicht hat ein größeres Drehmoment und damit auch eine andere
Krafteinleitung zur Folge.
Die Berücksichtigung der nicht ebenen Koppelfläche (Lage der Grenzschicht), wie sie
mit der Weisslichtinterferometrie und der SAM nachgewiesen wurde (vgl. Abbildung
59), wird in weiterführenden ABAQUS Simulationen eine tragende Rolle spielen
müssen. Dabei gilt es zu untersuchen, welchen Einfluss diese Deformation auf die
Haftungseigenschaften der Gesamtverbindung bewirkt. Eine genauere Modellierung
der Schweißzonenwelligkeit (Erhöhung des AlMg3-Substrates im Bereich des
Sonotrodenabdruckes) würde für eine Simulation der Gesamtverbindung zu
aufwendig werden und ist für spätere komplexere Bauteile nicht zielführend.
128
Lastabhängige Schädigungsmechanismen: Eine genauere Modellierung der
Kontaktbedingungen (Tie-Kontakt Elemente ersetzen durch Oberflächenkontakt mit
Reibung und elastisch-plastischen Eigenschaften) zwischen den beiden Substraten
ist ein weiterer Verbesserungsschritt. Die in Kapitel 8.3 nachgewiesenen
Delaminationen müssen im nächsten Verbesserungsschritt mit aufgenommen
werden, da ein Abschälprozess messtechnisch beobachtet wurde. Durch
Berücksichtigung des Einflusses der Bruchmechnik, wie es in weiterführenden
ABAQUS Simulationen [108] möglich ist, kann dieses Ziel erreicht werden. Dabei
kommen Kriterien zum Einsatz, die ein Lösen der Knoten (Verbindungen zwischen
den Fügepartnern) bei bestimmten Spannungsbedingungen erlauben.
Substratbeschreibung: Wie durch die Analyse der verarbeitungstechnischen
Verschiebungen des Fasergewebes gezeigt (vgl. Kapitel 7.5), kann nach dem
Ultraschall-Fügeprozess nicht mehr von ideal orthotropen Schichten im
Verbundwerkstoff ausgegangen werden. Gefügeanalysen durch Schliffbilder oder
Computer Thomografie können weitere Erkenntnisse für genauere FE-Daten liefern.
Durch weitere experimentelle Befunde können richtungs- und lastabhängige
Young’sche Module des Faserverbundwerkstoffs bestimmt werden. Weiterhin
können Modelle für eine Delamination innerhalb des Kohlenstofffaserverbundes mit
in die Simulation aufgenommen werden. Auch hier können Öffnungsspannungen, die
ein Lösen der einzelnen Laminatschichten voneinander erlauben, zum Einsatz
kommen.
9.4 Abweichung des TSA-Signals von Oberflächendehnungen
Durch die FE-Simulation der Überlappverbindung AlMg3/CF-PA66 ist es möglich, ein
genaueres Verständnis des TSA-Signals zu erhalten. Die Abweichung des Verlaufs
des TSA-Signals zu den realen Oberflächendehnungen, wie sie in Kapitel 8.1
dargestellt wurden, ist sehr groß. Hier ist zunächst nicht erkenntlich, wie sich das
TSA-Signal zusammensetzt. Die TSA basiert auf der Messung von
Temperaturdifferenzen. Für einen isotropen Werkstoff bei zyklischer Belastung,
adiabater Zustandsänderung und konstanter Temperatur ist das TSA-Signal
proportional der Summe der Hauptspannungsdifferenzen.
Die Phase des komplexen TSA Signals sollte zur eindeutigen Interpretation auf allen
Stellen der Probenoberfläche Werte nahe Null annehmen, was einen maximalen
129
Anteil des Realteiles des TSA-Signals zur Folge hat. Dies ist, wie in Kapitel 5.7
gezeigt, durch einen hohen Biegeanteil nicht vollständig möglich. Untersuchungen
zeigen eine Signalreduktion des Realteils bei Erhöhung der Phase (vgl. Abbildung
25). Da die Phase nicht Null ist, können zum Anregungssignal zeitversetzte
Temperatursignale mit in das TSA Signal einfließen. Diese können zum Beispiel aus
oberflächennahen Schichten im Bauteil erzeugt werden.
In einer Schicht direkt unterhalb der Oberfläche der Probe kann zusätzlich zu den
Oberflächendehnungen noch eine Dehnungskomponente in Normalenrichtung
vorliegen.
Zur Analyse des TSA-Signals wird das FE-Modell der Ultraschallschweißung
(AlMg3/CF-PA66) mit nichtlinearem Geometriemodell, elastisch-plastischem
Materialverhalten und orthotropem CFK-Verbund herangezogen.
Spannungsdifferenzen durch Tiefeneffekte
Das TSA-Signal setzt sich aus der Summe der einzelnen Dehnungen in alle
Raumrichtungen zusammen. Mit der Annahme, dass durch die beobachtete
Phaseninhomogenität (Abbildung 25), das TSA-Signal nicht nur an der Oberfläche
erzeugt wird, liegt eine Addition der Dehnungssignale aus verschiedenen
Schichttiefen nahe. Die Summe der berechneten Dehnungen in verschiedenen
Schichttiefen ist in Abbildung 86 dargestellt.
Es fällt auf, dass je weiter man sich von der Oberfläche entfernt, der Verlauf im
Knickpunkt (am Ende der Überlappungszone bei 25mm) ein größeres
Dehnungsmaximum ausbildet. Werden die Dehnungssignale der drei dargestellten
Schichttiefen addiert, entsteht ein Kurvenverlauf (Summe), der ebenfalls in Abbildung
86 mit aufgenommen wurde.
130
Abbildung 86: Analyse der Summe der Dehnungen nach FE-Modell in verschiedenen
Schichttiefen im AlMg3-Substrat einer US-Schweißung AlM3/CF-PA66 (Belastung 3000N)
Deutlich ist ein Anstieg des Gesamtsignals am Ende des Überlappungsbereichs
(Schnitt bei 25mm) zu erkennen. Dieses Signal ist qualitativ dem gemessenen TSA
Signal sehr ähnlich (vgl. Abbildung 55) und kann damit als Anhaltspunkt für eine
Volumenabhängigkeit des TSA-Signals dienen.
Das fiktive TSA-Signal (Summensignal) kann nun mit der Messung verglichen
werden. In Abbildung 87 sind beide Verläufe gezeigt.
131
Abbildung 87: Vergleich von TSA Signal mit der Addition der modifizierten FE –
Dehnungsverläufe aus verschiedenen Tiefen des AlMg3-Substrates einer US-Schweißung
AlMg3/CF-PA66 (Belastung 3000N)
In folgenden Punkten kann eine gute Übereinstimmung mit dem Experiment gezeigt
werden:
• Das Absinken des Dehnungs- bzw. Spannungssignals am Ende des
Überlappungsbereichs bei ca.25mm ist nicht mehr zu erkennen (vgl. Dehnung
in Zugrichtung).
• Der Vergleich im Bereich des nicht verbundenen Substrates ist qualitativ
gelungen
• Der Verlauf in der Überlappungszone ist qualitativ erreicht.
Eine leichte Abweichung im Bereich des nicht überlappten Substrates ist zu
erkennen. Diese begründet sich auf die nicht modellierte Ablösung der Fügezone,
was ein leicht verändertes Deformations- und Dehnungsresultat hätte. Ein
quantitativer Vergleich steht noch aus. Hierfür muss eine Temperaturkalibrierung des
TSA-Signals und eine Dehnungszuordnung erfolgen.
132
10 Zusammenfassung der beobachteten Synergieeffekte der einzelnen Messmethoden und der Berechnung
Ziel der Arbeit war eine möglichst genaue Charakterisierung der einschnittigen
Überlappverbindungen aus Metall und gewebeverstärktem Kunststoff. Nach einem
kurzen Überblick über die zur Verfügung stehenden optischen und thermischen
Feldmessmethoden, wurden zunächst flächig gefügte Verbindungen untersucht und
deren Verformungsverhalten qualitativ und quantitativ beurteilt.
Danach wurde die geometrisch komplizierte Ultraschallverschweißung aus AlMg3
und CF-PA66 in den Fokus der Untersuchungen gerückt. Dabei konnte mit dem
jeweilig geeigneten Verfahren eine belastungsabhängige Untersuchung des
Verformungsverhaltens durchgeführt werden. Es kamen statische, dynamische und
schlagartige Beanspruchungen zum Einsatz. Das Probenverhalten bei
verschiedensten Belastungen wurde klar dargestellt und die unterschiedlichen
Versagenskriterien beschrieben.
Wie in verschiedenen Beispielen gezeigt ist die Aussage eines optischen
Feldmesssystems, wie in Kapitel 6 und 7 zu erkennen, oft ausreichend, um das
grundlegende Verständnis des Probenverhaltens zu erhalten. Der direkte Vergleich
der Messsysteme kann nur bei Kontrolle verschiedenster Randbedingungen (wie
zum Beispiel Probenform, Art der Belastung, Größe des beobachteten Bildfläche,
etc...) angestellt werden. Hierfür konnte ein Vergleich, der in der Forschergruppe
hergestellten Überlappverbindungen verschiedenster Art, herangezogen werden. In
Kapitel 6 wurden hierfür induktionsgeschweißte, wärmeimpulsgeschweißte und
geklebte Proben untersucht.
Da die Probengeometrie und die Materialauswahl der einzelnen Schweißtypen zu
unterschiedlich ist, um einen quantitativen Vergleich der Messverfahren aus
vorangegangen Messungen anstellen zu können, wurden mehrere der zur Verfügung
stehenden Messverfahren bei gleichen Randbedingungen (wie z.B. gleiche Last,
Probenform, Bildfeld) an der selben Probe qualifiziert. Dabei konnten Vor- und
Nachteile der einzelnen Verfahren deutlich herausgearbeitet werden.
Im Kapitel 9 wurde zum Vergleich mit den Messungen eine FE-Simulation mit
ABAQUS erstellt. Durch mehrere Erweiterungen konnte die erstellte FE-Simulation
der Realität angenähert werden. Jedoch konnte gezeigt werden, dass es nur mit
erheblichem Aufwand möglich ist, das belastungsabhängige Verhalten der
133
Schweißverbindungen zu simulieren. Begründet ist dies, durch anisotrope
Substratschichten, unbekannte Fügezonengeometrie und schwer zu erfassende
kräfteübertragende Zonen im Fügespalt.
Ein Ergebnis aus der Verwendung mehrerer Messsysteme ist, dass je nach
Anwendungsfall das ein oder andere Messsystem genauere Ergebnisse liefern kann.
So ist im Bereich geringer Belastungen bei gleichzeitiger hoher Ortsauflösung das
Elektronische Speckle Pattern Interferenz Messsystem (ESPI) als optimal zu
betrachten. Sind jedoch die gleichen Verschiebungs- und Dehnungsdaten bei
geringerer Ortsauflösung ausreichend, so ist die Grauwertkorrelation durch ihre
objekttreuen Bilder als geeigneter anzusehen. Die Thermoelastische
Spannungsanalyse (TSA) hingegen liefert im Falle der einschnittigen
Überlappverbindungen gute Ergebnisse bei extrem kleiner Belastung und kann
kritische Stellen (Faserbelastung, Fehlstellen) schnell aufzeigen. Jedoch ist bei der
TSA immer auf die Phase zwischen Anregungs- und Temperatursignal zu achten.
Dieses kann leicht zu einer Fehlinterpretation des TSA-Signals führen (am
Knickpunkt der Überlappzone).
Objektiv lässt sich sagen, dass die Grauwertkorrelation die Messung der Verformung
in einem breiten Bereich der Belastung abdecken kann, wo hingegen die anderen
hier vorgestellten Verfahren eher für Spezialanwendungen geeignet sind.
Tiefergehendes Verständnis und optimale Ergebnisse lassen sich durch die Synergie
bestimmter Verfahren erreichen. Beispiele wurden in der hier vorgestellten Arbeit
dargestellt und sind im Folgenden noch einmal kurz wieder gegeben:
1. Durch die neuartige Kopplung von Grauwertkorrelation und Scanning Acoustic
Microscopy (SAM) konnten Dehnungen in einem optisch nicht zugänglichen
Bereich, in der kritischen Grenzschicht zwischen Aluminium und
Faserverbundwerkstoff, gemessen werden.
2. Das Zusammenwirken von ESPI und Grauwertkorrelation konnte genutzt
werden, um die Deformationen und Dehnungen in einem großen
Belastungsspektrum der einschnittigen Überlappverbindungen mit hoher
Ortsauflösung durchzuführen, was alleine mit der Grauwertkorrelation nicht
möglich und alleine mit der ESPI Technik zu aufwendig gewesen wäre.
134
3. Die Vergleiche von TSA mit der Grauwertkorrelation und der ESPI-Technik
zeigen deutliche Unterschiede im Messsignal, deren Verständnis erst mit Hilfe
von FE-Modellierung möglich ist. Tiefeneffekte und Phaseneinfluss sind
Ursachen für die Abweichung des TSA-Signals von den reinen
Dehnungsfeldern.
4. Die Analyse der Breite des Dehnungsplateaus über der Überlappzone von
ultraschallverschweißten AlMg3/CP-PA66 Verbindungen konnte einen Hinweis
auf die kräfteübertragenden Bereiche liefern (20mm statt 25mm). Das
FE-Modell konnte durch das Ergebnis der ortsaufgelösten Messungen
qualitativ verbessert werden. Einen weiteren Hinweis auf diese Reduzierung
gaben die Lufteinschlüsse, die mit der Scaning Acoustic Microscopy detektiert
wurden.
Es wurde somit eine qualitative wie quantitative Analyse der Überlappverbindungen
durchgeführt. Durch Kombination von verschiedensten Messverfahren konnten deren
Vor- und Nachteile beschrieben werden. Durch Synergien konnten tiefergehende
Einblicke über das lastabhängige Verformungsverhalten der Überlappverbindungen
gewonnen und Parameter für die Beschreibung der Belastbarkeit solcher
Verbindungen aufgezeigt werden.
135
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Lebenslauf:
Persönliche Daten:
Name: Martin Bos
Geburtsdatum/-ort 26.09.1976 / Mainz
Familienstand ledig
Staatsangehörigkeit deutsch
Schulausbildung:
07.1987 – 06.1993 Carl Zuckmayer Realschule Nierstein
07.1993 – 06.1996 Gymnasium am „Kurfüstlichen Schloss Mainz“
Studium:
10.1997 – 07.2003 Technische Universität Darmstadt (Studiengang Physik)
07.2003 – 10.2003 Projektarbeit „Streulichtmesssysteme für die
Qualitätskontrolle an gekrümmten optischen Oberflächen“
10.2002 – 10.2003 Diplomarbeit in der Arbeitsgruppe Licht- und
Teilchenoptik, Optische Messtechnik
„Entwicklung eines Fourierspektrometers zur
hochgenauen breitbandigen Dispersionsmessungen“
10.2003 Abschluss Dipl.-Ing. Physik
Praktika und Berufserfahrung:
11.2000 – 02.2001 Praktikum TU - Darmstadt, Abteilung Photorefraktive Optik
03.2004 – 05.2004 Praktikum Carl Zeiss SMS GmbH (Qualitätssicherung)
06.2004 – 05.2008 wissenschaftlicher Mitarbeiter an der TU - Kaiserslautern
Fachbereich Maschinenbau und Verfahrenstechnik
Lehrstuhl für „Ressourcengerechte Produkt Entwicklung“
- Mitglied der Forschergruppe: „Herstellung,
Eigenschaftsanalyse und Simulation geschweißter
Leichtbaustrukturen aus Metall/Faser-Kunststoff-
Verbunden“
Seit 06.2008 Prüf-Ingenieur bei der TÜV-Werkstoffprüfung GmbH, Köln
2
Publikationen:
10.2006 Characterisation of welded metal-plastic single-lap-joints
with the Q300 ESPI system; 13th international user
meeting and conference, Tagungsband
12.2006 Investigation of the thermoelastic response of long-fibre
reinforced thermoplastics by comparison with different
non-contact strain measurement techniques; International
Journal of Material Research
03.2007 Computational Modelling of Thermal Impact Welded
PEEK/Steel Single Lap Tensile Specimens; Comp.
Material Science
10.2007 Elektronische Speckle Pattern Interferenz, VDI Seminar
„Optische Messverfahren zur Deformationsanalyse von
Kunststoffteilen“, Kaiserslautern, Tagungsband
07.2008 Akustische und optische Verfahren Hand in Hand,
Zeitschrift „Kunststoffe: Werkstoffe, Verarbeitung,
Anwendung“
09.2008 Berührungslose Deformationsanalyse von geschweißten
Metall/Faser-Kunststoff-Verbunden, IVW-Kolloquium
2008, Kaiserslautern, Tagungsband
12.2008 Eigenschaftsanalyse geschweißter Leichtbaustrukturen
aus Metall / Faserkunststoffverbunden mit
berührungslosen optischen Messverfahren,
Werkstoffprüfung 2008, Berlin
04.2009 Dehnungsmessung enthüllt Faserorientierung,
Kunststoffe 04/2009, Seite 57-60, Carl Hanser Verlag
Relevante betreute Studienarbeiten / Diplomarbeiten
Gramsch, S.: Vergleich ortsaufgelöster Dehnungsmessverfahren am
Beispiel ultraschallgeschweißter Metall/CFK-Verbunde
und Validierung mittels FEM, März 2007
![Link zur VoR: Angewandte - mvm.kit.edu Chemie-2018.pdf · [4d] We now used the NDK reaction to initially profile the SC-LbADH and GDH-ST building blocks, which revealed a slightly](https://img.pdfslide.org/doc/110x75/5e17b0b37141f411857abc25/link-zur-vor-angewandte-mvmkitedu-chemie-2018pdf-4d-we-now-used-the-ndk.jpg)
