Untersuchung zur Reduzierung des Verzugs durch Vorwärmung bei der Herstellung von Aluminiumbauteilen mittels SLM

Die AlSi10Mg Aluminiumlegierung ist gekennzeichnet durch ein Erstarrungsintervall beim Abkühlen der Schmelze von der Liquiduslinie (T_Liq = 596°C) hin zur Soliduslinie (T_Sol = 557°C) beim Abkühlen vom flüssigen zum festen Zustand. Die Dichte der Schmelze im flüssigen (ρ_L = 2382 kg/m³) ist kleiner als im festen Zustand (ρ_S = 2515 kg/m³ bei T_Sol) und die wiederum kleiner als im festen Zustand bei Raumtemperatur (ρ_RT = 2632 kg/m³). Dadurch entsteht beim Abkühlen der Schmelze ein Volumensprung. Durch den Volumensprung der Schmelze im Erstarrungsintervall beträgt die Erstarrungsschwindung ca. 6,5%. Die Schrumpfung im festen Zustand nach der Erstarrung (kubische Schwindung) beträgt ca. 1%. [7, 8, 11]
Im SLM Prozess wird die Erstarrungsschwindung durch den Spurabstand von einer Schmelzspur zur nächsten ausgeglichen, so dass die Erstarrungsschwindung nicht bei Maß- bzw. Formabweichungen von Bauteilen zu berücksichtigen ist. Jedoch hat die Schrumpfung im festen Zustand ausgehend von der Solidustemperatur hin zur Raumtemperatur bzw. Vorwärmtemperatur Einfluss auf die Maß- und Formgenauigkeit. Werte der theoretischen Schrumpfung im festen Zustand (T_Sol bis T_RT) werden wie folgt berechnet:

mit:

Mittels der Vorwärmung beim SLM Prozess wird die kubische Schwindung vermindert und zwar durch einen kleineren Temperaturunterschied (z.B. ΔT = 307°C bei T_V = 250°C) von Solidustemperatur auf Vorwärmtemperatur. Für die theoretische Schrumpfung ergibt sich somit für Testgeometrien aufgebaut ohne Vorwärmung in Abhängigkeit der Ausgangslänge l₀ ein:

mit:

und für Testgeometrien aufgebaut mit einer Vorwärmtemperatur T_V von 250°C ein:

mit:

U.a. deswegen sind theoretisch die Maß- und Formabweichungen kleiner ausgeprägt als bei Bauteilen, die ohne Vorwärmung aufgebaut werden.
Eine Vorwärmung führt zu einer Senkung der Warmfestigkeiten im Vergleich zu den Warmfestigkeiten ohne Vorwärmung aufgebauter Zugproben. Jedoch sind die Warmfestigkeiten von SLM Zugproben größer als die Warmfestigkeiten, die an Druckgussproben in [9] angegeben werden. In [10] werden die Warmfestigkeiten von SLM aufgebauten Proben (mit T_V = 225°C und ohne Vorwärmung) bei 100°C und 200°C ermittelt. Mit [11] kann die Dehngrenze R_p0,2 bei 260°C auf 138 MPa abgeschätzt werden (Tabelle 1).

Tabelle 1: Warmfestigkeiten von AlSi10Mg Druckguss und AlSi10Mg SLM mit und ohne Vorwärmung

Mit den Warmfestigkeiten angegeben in Tabelle 1 lässt sich folgern, dass die Eigenspannungen innerhalb der SLM Bauteile, aufgebaut mit T_V = 225°C, kleiner sind als die Warmfestigkeit (bei 260°C) R_p0,2 = 138 MPa.

Die Untersuchungen werden auf einer EOSINT M 270 durchgeführt. Für den Aufbau der Testgeometrien mit Vorwärmung wird ein Modul zur Vorwärmung der Substratplatte integriert. Die angegebenen Vorwärmtemperaturen werden an der Substratoberfläche verifiziert. Im Folgenden wird davon ausgegangen, dass die eingestellte Vorwärmtemperatur auch innerhalb der Testgeometrien über Wärmeleitung existiert. Die exakte Verifizierung der Temperaturverteilung innerhalb von Aluminiumbauteilen beim SLM Prozess ist Gegenstand laufender Untersuchungen, jedoch zeigen Untersuchungen in [2], dass diese Annahme weitestgehend bereits bestätigt wird. Bis auf den Parameter Vorwärmtemperatur werden für die Untersuchungen alle übrigen SLM-Verfahrensparameter konstant gehalten. Für eine systematische Untersuchung des Verzugs in Abhängigkeit der Vorwärmtemperatur T_V und Materialstärke werden Testgeometrien (Twincantilever) bei fünf verschiedenen T_V von Raumtemperatur bis 250°C aufgebaut und deren Verzüge untersucht. Die T_V sind: Keine Vorwärmung, 100, 150, 200 und 250°C. Für jede T_V werden fünf Twincantilever mit variierender Balkenstärke (h = 0,5; 1; 2; 3; 5 mm) aufgebaut, um den Verzug in Abhängigkeit der Materialstärke zu bestimmen. Die Länge der Twincantilever beträgt 110 mm und die Breite 10 mm.

Bild 1: Systematische Vorgehensweise:
a) Aufgebauter Twincantilever mit Stützen auf der Substratplatte
b) Trennen der Stützen mit einer Säge
c) Entstehende Aufspreizung bei getrennten Stützen

Die Verzüge, die durch die thermisch induzierten Eigenspannungen entstehen, sollen kontrolliert, nach dem SLM-Prozess durch das Trennen der Stützen, sichtbar gemacht werden. Deshalb werden Twincantilever mit Stützstrukturen im Überhangbereich mittels SLM auf einer Substratplatte aufgebaut (Bild 1a). Die Substratplatte besteht aus dem Werkstoff AlSi1MgMn mit einem linearen Wärmeausdehnungskoeffizienten von α_AlSi1MgMn = 23,4*10^-6/K [12]. Für die Substratplatte wird ein Werkstoff mit einem ähnlichem Wärmeausdehnungskoeffizienten wie für den Werkstoff AlSi10Mg gewählt, damit die Verzüge der Twincantilever nicht durch den Schrumpf der Substratplatte beim Abkühlen beeinflusst werden. Nach Ende des Bauprozesses werden die Twincantilever an 12 Messpunkten entlang der Bauteilmittelachse auf einer Länge von 110 mm und einem Abstand von 10 mm zueinander markiert und die z-Position vermessen (Bild 1b, Messpunkte). Die Stützen werden von der Substratplatte getrennt (Bild 1b) und anschließend die Messpunkte erneut vermessen. Die Differenz der Messwerte vor und nach dem Trennen der Stützen ergibt das resultierende Maß der Aufspreizung in z-Richtung. Aus den ermittelten Werten lassen sich Kurven in einem Diagramm erstellen, die die Aufspreizung (Verzug) über die Geometrie des Twincantilevers veranschaulichen.

Im Zuge der Messungen können Ungenauigkeiten auftreten, die die Messergebnisse beeinflussen. Einflüsse auf die Genauigkeit der Messung haben die Oberflächenrauheit (Rz ~ 100 µm) und die Krafteinwirkungen auf das Bauteil, die während des Trennens der Stützen von der Substratplatte entstehen. Unter Berücksichtigung dieser Messgenauigkeit haben die angegebenen Messwerte Abweichungen von ± 0,2 mm.

In Voruntersuchungen zur Fertigung der Twincantilever wird zunächst eine geeignete Stützgeometrie bestimmt. Dazu ist neben der Anforderung der prozesssicheren Fertigung der Überhänge der Twincantileverarme auch der Aspekt zu berücksichtigen, dass nach der Trennung der Stützen mögliche Reste der Stützen nicht eine unzulässige Versteifung der Twincantileverarme bilden und dadurch den Verzug beeinflussen. Deshalb werden die Twincantileverarme zunächst mittels Stegen gestützt, die senkrecht zur Längsachse der Twincantileverarme orientiert sind. Die Breite der Stege beträgt 0,8 mm und der Zwischenraum zwischen zwei Stützen beträgt 1 mm. Die Stützgeometrie wird nicht variiert und ihr Einfluss auf den Verzug ist nicht Gegenstand dieser Untersuchung. Jedoch sei darauf hingewiesen, dass die Stützgeometrie und -Anordnung Einfluss auf die Ergebnisse dieser Untersuchung hat. Die verwendeten Stützstrukturen entsprechen nicht den Stützstrukturen wie sie z.B. üblicherweise von EOS GmbH eingesetzt werden. Beim Aufbau der Twincantilever mit dieser Stützgeometrie werden folgende Beobachtungen gemacht (Bild 2 u. Bild 3):

Bild 2: Schematische Darstellung des Schrumpfs beim Belichten der ersten Schichten des Twincantilevers

Bild 3: Formabweichung des Twincantilever-Endes
und Verbiegung der Stützen durch Schrumpf der ersten Schichten

Der gemessene Schrumpf der ersten Schicht eines Twincantileverarms aufgebaut ohne Vorwärmung (l₀ = 50 mm) beträgt 0,64 mm (Bild 3). Der Schrumpf der ersten Schichten eines Twincantileverarms aufgebaut mit einer Vorwärmung von 250°C ist theoretisch kleiner und zwar um die Differenz aus der Schrumpfung 0,64 mm ohne Vorwärmung aufgebaut und der Schrumpfung 0,37 mm (Kap. 0) mit Vorwärmung aufgebaut. Dies entspricht 0,27 mm. Jedoch ist im Rahmen der Messgenauigkeit (Kap. 0) dieser Unterschied an den Twincantilevern nicht messbar.
Um die Twincantilever formgenau aufbauen zu können, wird die Stützstruktur angepasst. Am Ende der Twincantileverarme wird jeweils ein zusätzlicher Stützkörper (Dreiecksblock, Bild 4) angebracht.

Bild 4: Schematische Darstellung eines Twincantilevers mit zusätzlicher Stützstruktur
Balkenstärke h = 3 mm
Tiefe des Twincantilevers = 10 mm
(Maße in mm)

Durch die massive Ausführung des Dreiecksblocks wird die freie Schrumpfung der ersten Schicht verhindert. Dadurch kann der Twincantilever formgenau aufgebaut werden.

Die Fertigung ohne Vorwärmung der Twincantilever zeigt, dass die Twincantilever mit Hilfe der Dreiecksblöcke (Bild 5) ohne Prozessabbrüche aufgebaut werden können. Jedoch sind makroskopische Defekte zu beobachten, die durch Schrumpf der Schichten und Eigenspannungen verursacht werden.

Bild 5: Makroskopische Defekte an einem Twincantileverarm (vor der Trennung von der Substratplatte)
links: Verbogene Stützen und Riss
rechts: Detailansicht eines Risses
T_V = RT, h = 5 mm

In Bild 5 links ist das Verbiegen der Stützen und ein makroskopischer Riss dargestellt. Wie in Kap. 0 u. 0 diskutiert entsteht bei Belichtung der Schichten des Twincantilevers Schrumpf. Jedoch können die Schichten nicht frei schrumpfen bedingt durch den Dreiecksblock an dem einen Ende und durch den Fuß des Twincantilevers in der Mitte. Dadurch entstehen Spannungen im Twincantilever, diese führen zum Versagen an der schwächsten Stelle. Nach dem Trennen der Stützen von der Substratplatte, kann die durch den Riss verursachte Schwachstelle die Ursache für das Abreißen der Twincantileverarme sein. Im Gegensatz dazu weisen Twincantilever aufgebaut mit einer T_V von 250°C keine Fehlstellen bzw. Risse, Verbiegungen oder Ablösungen von Stützen auf (Bild 6).

Bild 6: Twincantilever in verschiedenen Balkenstärken mit nicht getrennten Stützen
T_V = 250°C

Die Reduzierung der Eigenspannungen durch die Vorwärmung ist ausreichend, um Risse oder Ablösungen zu vermeiden. Die Vorwärmung führt zwar auch zu einer signifikanten Senkung der Warmfestigkeit (Tab. 1, Kap. 0). Die Bruchgrenze wird dennoch nicht erreicht, weil einerseits die induzierten Spannungen aufgrund des kleineren Temperaturgradienten geringer sind und andererseits das plastische Fließen zum Abbau von Spannungen erleichtert ist.

In der Untersuchung ohne Vorwärmung treten an den fünf Twincantilevern insgesamt 12 makroskopisch erkennbare Fehlstellen auf, die zu einem Riss führen können. Zwei davon führen zum Abreißen von Twincantileverarmen direkt nach dem Bauprozess. Das Auftreten der Risse ist für die Auswertung der Verzüge nachteilig. Die Spannungen, die sich durch Verzüge äußern sollen, werden dadurch um einen nicht abschätzbaren Wert vermindert. Falls diese makroskopischen Risse ein Abreißen zur Folge haben, lassen sich die Aufspreizungen für den abgerissenen Bereich nicht mehr auswerten. Dies tritt bei dem Twincantilever mit h = 1 mm und bei h = 3 mm auf (Bild 7). Aus diesem Grund fehlen einige Messpunkte für diese Twincantilever.

Bild 7 : Aufspreizungen und Fehlstellen an Twincantilevern in verschiedenen Balkenstärken mit getrennten Stützen
T_V = RT

Die maximale gemessene Aufspreizung von 8,2 mm tritt bei dem dünnsten Twincantilever (h = 0,5 mm) an den Messpunkten 1 und 12 auf (Äußerstes Ende des Twincantilevers, Bild 8). Am Twincantilever mit h = 5 mm wird eine Aufspreizung von 1,2 mm am Messpunkt 1 und 12 gemessen. Solange keine Fehlstellen bzw. Risse innerhalb der Twincantilever vorhanden sind, verlaufen die Kurven der Messpunkte parabelförmig zur Mittelachse der Twincantilever. Fehlstellen wie z.B. Risse oder vollständiges Abreißen der Twincantileverarme führen zu Asymmetrien im parabelförmigen Verlauf der Kurven.

Bild 8: Aufspreizung der Twincantilever in Abhängigkeit von Balkenstärke und Messpunkt
T_V = RT

Twincantilever mit einer kleineren Balkenstärke weisen einen größeren Verzug auf als Twincantilever mit größeren Balkenstärken. Dies liegt bei größeren Balkenstärken an dem größeren Widerstandmoment bzw. der größeren Steifigkeit gegenüber einer Verformung (Kap. 0). Außerdem wird in Kap. 0 und in [2] gezeigt, dass hauptsächlich der Gradient der plastischen Verformung in Aufbaurichtung im Randbereich vorherrscht. Dadurch hat der Gradient der plastischen Verformung bei größeren Balkenstärken einen kleineren Einfluss auf den Verzug der Twincantilever.

Die Größe der Aufspreizung der Twincantilever ist von der Vorwärmtemperatur abhängig. Das Bild 9 dient der Veranschaulichung der Aufspreizung der Twincantilever, ohne (links) und mit 200°C Vorwärmung der Substratplatte (rechts).

Bild 9: Aufspreizung der Twincantilever in Abhängigkeit der Vorwärmtemperatur und verschiedener Balkenstärken
links: ohne Vorwärmung
rechts: mit T_V = 200°C

Mittels einer Vorwärmung werden die Aufspreizungen im Vergleich zu nicht vorgewärmten Twincantilevern unabhängig von der Balkenstärke reduziert. Lediglich eine Vorwärmung von 100°C erzielt keine Reduzierung der Verzüge aller Balkenstärken. Durch Erhöhung von T_V verkleinert sich der thermische Gradient zwischen dem bereits bestehenden Bauteil und der aktuell aufgeschmolzenen Pulverschicht, sodass die thermisch induzierten Eigenspannungen geringer werden und Spannungen zudem durch Kriech- und Relaxationsprozesse dynamisch abgebaut werden.
Am Beispiel des Aufspreizungsverlaufs des Twincantilevers mit der Balkenstärke h = 2 mm in Bild 10 ist die Reduzierung des Verzugs durch höhere Vorwärmtemperaturen dargestellt. Ab einer Vorwärmtemperatur von 200°C ist für die Balkenstärke von 2 mm keine Aufspreizung im Rahmen der Messgenauigkeit vorhanden.

Bild 10: Aufspreizung des Twincantilevers mit der Balkenstärke von 2 mm in Abhängigkeit der verschiedenen Vorwärm-Temperaturen und Messpunkte

Bei einer Vorwärmtemperatur von 250°C kann unabhängig von der Balkenstärke im Rahmen der Messgenauigkeit kein Verzug mehr festgestellt werden (Bild 11).

Bild 11: Aufspreizung der Twincantilever in Abhängigkeit von Balkenstärke und Messpunkt
T_V = 250°C

Aus diesem Ergebnis kann abgeleitet werden, dass eine Vorwärmtemperatur von 250°C zur vollständigen Vermeidung der Verzüge bei der Fertigung von Bauteilen mit SLM aus dem Werkstoff AlSi10Mg geeignet ist.

Das Gefüge besteht aus zellularen Dendriten des Aluminiummischkristalls und interdendritisch erstarrtem Eutektikum Al+Si. Bei der Vorwärmung treten zwei Effekte auf. Zum einen tritt ab einer Temperatur von 200°C eine signifikante Vergröberung der Dendriten auf, verursacht durch eine kleinere Abkühlrate. Überlagert wird dies zusätzlich durch eine diffusionsgesteuerte weitere Vergröberung in der WEZ jeder Lage [4, 13, 14]. Zum anderen wird durch die Vorwärmung die Zwangslösung des Mg im Aluminiumgitter verhindert bzw. abgebaut. Während der Abkühlung oder beim Halten auf der Vorwärmtemperatur entstehen Ausscheidungen der Mg2Si-Phase. Diese genannten Effekte wirken sich u. a. auch auf die Härte aus (Bild 12). Bis zu einer Vorwärmtemperatur von 150°C weist der Werkstoff eine Härte von ca. 130 – 140 HV0,1 auf. Ab einer Vorwärmtemperatur von 200°C verringert sich die Härte bis auf ca. 90 HV0,1 bei einer Vorwärmtemperatur von 250°C. Ursache dafür ist vorwiegend die Kornvergröberung. Die Ausscheidungshärtung (innerhalb des SLM-Prozesses durch die Vorwärmtemperatur) durch die intermetallische Mg2Si-Phase steigert die Härte nicht, da im Unterschied zur üblichen Auslagerung, die bei 165°C durchgeführt wird, die Partikel der Mg2Si-Phase eine kritische Größe überschreiten. Dadurch wird die hemmende Wirkung auf die Versetzungsbewegung reduziert und somit vergrößert die Ausscheidungshärtung die Härte nicht.

Bild 12: Härte des Gefüges von SLM Bauteilen die mit unterschiedlichen T_V gefertigt werden mit eingezeichneter zu erwartender Härte von Druckgussteilen aus AlSi10Mg nach DIN EN 1706
Mittelwerte der Messpunkte ermittelt aus 10 Messungen in einem Querschliff

Mit 90 HV 0,1 bei 250°C Vorwärmung ist die Härte jedoch immer noch höher als die geforderte Mindesthärte von Druckgussbauteilen aus dem Werkstoff AlSi10Mg (75 HV 0,1, DIN EN 1706). Somit liegt die erreichte Härte aller Versuchsreihen noch über dem Mindestwert für die Härte von Aluminiumdruckgussbauteilen aus AlSi10Mg.
Weitere Analysen hinsichtlich Gefüge und mechanischer Kennwerte in Abhängigkeit einer Vorwärmung werden in [14] diskutiert. Ob eine direkte Auslagerung bei 165°C nach dem SLM Prozess die Härte noch weiter steigern kann, ist Bestandteil weiterer Untersuchungen, wobei das Härte-Potential der Druckgusslegierung vermutlich ausgeschöpft ist. Konventionell lösungsgeglühte und ausgelagerte (T6) Druckgussgefüge weisen eine Härte von 95 HV 0,1 nach DIN EN 1706 auf.