Beim Laserstrahlschmelzen teilkristalliner Thermoplastpulver wird mittels einer Laserquelle ein pulverförmig vorliegender Thermoplast, einer Bauteilkontur folgend, aufgeschmolzen (Bild 2-1).

Bild 2-1: Teilprozesse des selektiven Strahlschmelzens teilkristalliner Thermoplasten

Die Prozessführung, bzw. in erster Linie die Wahl der Temperaturen in der Baukammer, hängen dabei vom nutzbaren, thermischen Prozessfenster des eingesetzten Pulverwerkstoffs ab. Als thermisches Prozessfenster (für teilkristalline Pulverwerkstoffe) wird dabei die Temperaturdifferenz zwischen Schmelzen und Kristallisation verstanden (vgl. Bild 2-2).

Bild 2 2: Schematischer DSC-Verlauf eines teilkristallinen Thermoplasten [1, 2]

Ausgehend vom Modell des quasi-isothermen Lasersinterns wird im Idealfall von der Strahlquelle gerade genügend Energie in ein bis kurz unter die Schmelztemperatur erwärmtes Pulver eingebracht, um kristalline Bereiche im Thermoplast aufzulösen und so den Aggregatszustand von fest in schmelzförmig zu verändern. Unbelichtete Bereiche bleiben pulverförmig und dienen als Stütze für schmelzflüssig vorliegende Bereiche. Das zuvor beschriebene, idealisierte Prozessmodell geht von einer gradientenfreien Temperaturführung während des gesamten Prozesses aus. Im realen Prozess kann dies nicht realisiert werden. So stellt sich z. B. bereits beim Auftrag einer neuen Pulverschicht auf zuvor belichtete, schmelzflüssige Bereiche, ein Temperaturgradient ein. Zusätzlich ergibt sich je nach gewählter Belichtungsstrategie und Bauteilgestalt ein variierendes Temperaturfeld [5]. Dieses wirkt sich auf das zeit- und temperaturabhängige Materialverhalten von Kunststoffen aus. Im Rahmen des vorliegenden Beitrags soll insbesondere auf die durch den Teilprozess des Pulverauftrags eingebrachten Temperaturgradienten und deren Wirkung auf den Strahlschmelzprozess eingegangen werden. [6, 7]

Im Stand der Technik als Auftragssysteme etabliert sind ein feststehendes Rakel und eine gegenläufig zur Auftragsrichtung rotierende Walze. Beide Systeme weisen keine eigene Temperierung auf und werden indirekt über den Bauraum aufgeheizt. Hierdurch entsteht eine Temperaturverteilung am Auftragssystem.

Um Bauteile mit der notwendigen Maßhaltigkeit und Reproduzierbarkeit herstellen zu können, ist die Erforschung variierender Temperaturfelder im Strahlschmelzprozess und damit verbundener Prozessfehler (z. B. „Curling“) von großer Bedeutung. Dabei beschreibt der Begriff „Curl“ oder auch „Curling“ das lokale Verzugsverhalten während der Generierung der ersten Schichten eines Bauteils [4]. Voraussetzung für das Auftreten von Curling ist eine beginnende Kristallisation schmelzeförmiger Bereiche. Durch die Wahl der Bauraumtemperatur oberhalb der Kristallisationstemperatur des verwendeten Werkstoffes wird, abgesehen von isothermen Kristallisationseffekten, ein Einsetzen der Kristallisation und damit verbundenes Curling weitestgehend unterdrückt. Dennoch kann es im gesamten Prozessverlauf zu örtlichen Temperaturunterschieden innerhalb der aufgeschmolzenen Bauteilkontur kommen [8]. Als eine mögliche Ursache für einen derartigen Temperaturabfall ist der Auftrag einer neuen, kühleren Pulverschicht in Kombination mit einem unzureichend bzw. je nach Prozessphase unterschiedlich temperierten Auftragsmechanismus anzuführen [9, 10]. Durch den Pulverauftragsprozess erfolgt eine vorübergehende Abkühlung der Oberflächen der Schmelze, wodurch bei einsetzender Kristallisation ein Volumenschwund zu beobachten ist. Durch das damit einhergehende, eigenspannungsinduzierte, Herausragen der Bauteilränder aus dem Pulverbett als Folge des Curling-Effekts, wird eine mechanische Interaktion zwischen Bauteil und Auftragsmechanismus begünstigt. In Folge dessen kann eine Verschiebung bereits belichteter Bereiche auftreten, sodass die Belichtung in den darauffolgenden Schichten mit einem ungewollten Versatz der Schichten zueinander erfolgt. Für die Maximierung der Bauteilqualität und Prozessstabilität im Strahlschmelzprozess ist es folglich von großer Bedeutung, Curling im Bauprozess zu reduzieren.

Die Kristallisationstemperatur Tp,c unterliegt dabei einer Abhängigkeit von der beim Pulverauftrag an der Oberfläche der bereits belichteten Bereich aufgebrachten Kühlrate [11]. Diese Kühlrate beim Schichtauftrag wird dabei im Wesentlichen durch die Wechselwirkung der Vorwärmtemperatur des neu aufgetragenen Pulvers und der Temperatur des Auftragsmechanismus bestimmt. Während die Vorwärmtemperatur des neu aufgetragenen Pulvers als nahezu konstant über den Fertigungsprozess angesehen werden kann (bedingt durch eine thermische Entkoppelung der Pulvervorratsbehälter vom umliegenden Bauraum), weist der Auftragsmechanismus eine zeitliche Temperaturentwicklung auf. Grund hierfür ist, dass der Auftragsmechanismus während des Schichtauftrags durch die Bauraumheizung stärker erwärmt wird als in seiner Ruheposition. Die angewandte Translationsgeschwindigkeit des Auftragsmechanismus bestimmt einerseits die Anzahl an Auftragsvorgängen in einem konstanten Betrachtungszeitraum und andererseits die Wechselwirkungszeit mit dem Bauraumheizsystem. In der Folge resultieren variierende Abkühlraten der aufgeschmolzenen Bauteilkontur beim Schichtauftrag als Funktion der Auftragsgeschwindigkeit, der Prozesszeit sowie der Vorwärmtemperatur des neu aufgetragenen Pulverwerkstoffes. Die Bestimmung der sich einstellenden Mischtemperatur im Wechselwirkungsbereich zwischen Schmelze, neu aufgetragener Pulverschicht und Auftragsmechanismus ist auf experimentellem Wege schwierig umzusetzen und bedarf numerischer Unterstützung, basierend auf experimentell erfassten Randbedingungen. Ziel des vorliegenden Beitrags ist die Erfassung entsprechender Simulationseingangsgrößen und erste modellhafte Berechnung hinsichtlich des zu erwartenden Temperaturfeldes beim Auftrag einer neuen Pulverschicht.

Bei der dynamischen Differenzialkalorimetrie (DSC) handelt es sich gemäß DIN EN ISO 11357 1 um ein vergleichendes Messverfahren, welches Energieströme an einer Werkstoff- und einer Referenzprobe für verschiedene Temperaturen erfasst. Während der Messung werden die Proben demselben Heiz- und Kühlverlauf unterworfen. Über die Messung der anliegenden Temperaturen kann die Differenz der Wärmeströme zwischen beiden Proben erfasst und gegeneinander bilanziert werden. Tabelle 3 1 zeigt die DSC-Versuche im Überblick.

Tabelle 3-1: Im DSC-Versuch geprüfte Abkühlbedingungen

Die Wahl der Abkühlraten über einen breiten Wertebereich erlaubt es, verschiedene zeitabhängige Kristallisationseffekte im laboranalytischen Maßstab zu analysieren und verschiedenen Abkühlraten beim Pulverauftrag abzubilden.

Im vorliegenden Beitrag wird ein Auftragssystem, eine gegenläufig rotierenden Walze, fokussiert. Die ausgewählten Translationsgeschwindigkeiten v_t des Auftragssystems sind Tabelle 3-2 zu entnehmen und bilden, am industriellen Standard gemessen, vergleichsweise langsame als auch schnelle Auftragsgeschwindigkeiten ab. Die Drehzahl der Walze variiert, wie bei diesem System üblich, mit v_t direkt proportional.

Tabelle 3-2: Experimentelle Randbedingungen

Die Berücksichtigung unterschiedlicher Anlagesysteme mit verschiedener Pulvervorwärmtechnologie erlaubt eine allgemein gültige Beurteilung der Versuchsergebnisse.

Der Aufbau zur Temperaturmessung am Auftragssystem ist Bild 3-1 zu entnehmen.

Bild 3-1: Versuchsaufbau zur Temperaturmessungen am Auftragsmechanismus „Walze“

Durch Abgreifen der Temperatur (Thermoelement, Typ-K) in Ruheposition des Auftragsmechanismus und damit verbundenem Stillstand der Walze wird ein Aufheizen der Thermoelemente durch eine Friktion der selbigen an der rotierenden Walze vermieden. Ebenfalls kann durch eine Verteilung der Temperaturerfassungspunkte über die Länge des Auftragsmechanismus eine örtliche aufgelöste Temperaturverteilung am Mechanismus erfasst werden.

Bild 4 1: DSC-Verlauf von PA12, PA2200

Bild 4-1 (a) zeigt die DSC-Kurven für mit gleichen Heizraten aufgeheizte PA12-Proben (Einwaage: 10 mg) bei variierenden Abkühlraten von 0,017 bis 0,167 K/s, durchgeführt in einer konventionellen DSC. Deutlich ersichtlich ist der Kristallisationspeak bei ca. 150 °C, welcher je nach verwendeter Abkühlrate leicht variiert. Für eine erhöhte Abkühlrate wird der Kristallisationspeak hin zu niedrigeren Temperaturen verschoben [7, 12]. Bei einer Änderung der Kühlrate von 0,167 auf 0,017 K/s beträgt die Temperaturänderung dabei lediglich ΔT_{pc,konventionell}=5,5 K. Die geringfügige Peakverschiebung ist auf die vergleichsweise hohe Einwaage in konventionellen DSC-Systemen zurückzuführen. Hierdurch entsteht bei steigender Heizrate eine thermische Trägheit der eingewogenen Materialprobe, welche dazu führt, dass die Temperaturänderung von der vergleichsweise hohen Probenmenge nur sehr langsam angenommen werden kann. In der Folge ist die tatsächlich an der Probe anliegende Abkühlrate bei der konventionellen DSC bei hohen Einwaagen limitiert. Somit zeigen sich nur geringfügig abweichende Kristallisationspeaktemperaturen trotz gesteigerter Abkühlrate. Hinzu kommt, dass für beim selektiven Strahlschmelzen übliche Bauraumtemperaturen von ca. T_B=175 °C und übliche Pulvervorwärmtemperaturen des neu aufgetragenen Pulvers von T_feed=80 °C beträchtlich höhere Abkühlraten zu erwarten sind, wodurch der Einsatz einer Hochgeschwindigkeits-DSC (HS-DSC) mit geringsten Probeneinwaagen notwendig wird.

Bild 4-1 (b) zeigt die mittels HS-DSC an PA12-Pulverproben ermittelten Abkühlverläufe nach vorausgehender Aufheizung mit konstanter Heizrate. Deutlich ersichtlich ist das im Vergleich zu konventionellen DSC deutlich niedrigere Niveau der Kristallisationspeaktemperaturen. Hierin ist eine Bestätigung der Korrelation zwischen verwendeter Probeneinwaage und anliegender Abkühlrate zu sehen. Bei Erhöhung der Abkühlrate auf bis zu 100 K/s ist deutlich ersichtlich, dass die Peaktemperatur der einsetzenden Kristallisation zu niedrigeren Temperaturen hin verschoben wird. Die Peaktemperaturdifferenz liegt bei einer Erhöhung der Abkühlrate von 10 auf 100 K/s bei ΔT_pc,HS=19,4 K.

Bild 4-2 zeigt den Temperaturverlauf (Mittelwertkurven) an 3 ausgewählten Messpunkten des Auftragssystems für fortschreitende Prozesstemperatur, ausgehend von Raumtemperatur und für eine konstante Auftragsgeschwindigkeit von v_t=250 mm/s.

Bild 4-2: Temperaturverlauf am Auftragsmechanismus TWalze als Funktion der Prozesszeit

Offensichtlich ist die Aufheizung des Auftragssystems für andauernde Prozesszeit bis hin zu einer nahezu stationären Temperatur bei ca. 80 °C. Darüber hinaus zeigt Bild 4-2, dass der Auftragsmechanismus eine örtliche Temperaturanisotropie über die Länge des Rollensystems aufweist. So sinkt die Temperatur vom 1. bis zum 8. Messpunkt um nahezu 10 K ab. Ursächlich hierfür ist ein Wärmeabfluss in Richtung der Einspannung des Auftragsmechanismus an der NC-Achse. Die untemperierte NC-Achse stellt dabei eine Temperatursenke dar, die in einem Verlustwärmestrom im Hinblick auf eine weitere Aufheizung des Auftragssystems durch die Bauraumheizung resultiert. Die örtliche Anisotropie des Temperaturfeldes am Auftragssystem bleibt auch für verschiedene Prozesszeitpunkte bestehen, wie aus Bild 4-3 hervorgeht.

Bild 4-3: Temperaturverlauf entlang des Pulverauftragsmechanismus

Die Temperaturverläufe zeigen darüber hinaus, Bild 4-2 folgend, einen Einfluss der Auftragsgeschwindigkeit v_t auf die Aufheizrate wie auch auf das erzielte absolute Temperaturniveau des Auftragsmechanismus. Weiterhin wird deutlich, dass mit einer geringeren Auftragsgeschwindigkeit v_t höhere Aufheizraten sowie höhere absolute Temperaturen am Auftragssystem erreicht werden. Bei geringeren Auftragsgeschwindigkeiten v_t wird die indirekte Wärmeeinbringung in den Auftragsmechanismus durch die Bauraumheizstrahler begünstigt, bedingt durch die längere Verweilzeit unter dem Heizsystem bei der Translationsbewegung. Hierdurch kann die Walze schneller aufheizen und ein insgesamt höheres Temperaturniveau erreichen.

Voran erläuterte Zusammenhänge wurden auf dem alternativ analysierten Anlagensystem DTM Sinterstation 2500 festgestellt. So weist der Pulverauftragsmechanismus auch bei diesem Anlagensystem eine zeitliche Temperaturvarianz für fortschreitende Prozesszeit auf, wie Bild 4-4 zeigt. Die örtliche Anisotropie des Temperaturfeldes am Auftragsmechanismus, mit einem Wärmeabfluss hin zur Führungsachse des Auftragssystems, ist ebenfalls feststellbar für das DTM-System. Folglich sind die festgestellten Zusammenhänge zwischen unterschiedlichen Anlagensystemen übertragbar.

Bild 4-4: Temperaturverlauf am Auftragsmechanismus T_Walze als Funktion der Prozesszeit

Ausgehend von einer konstanten Vorwärmtemperatur T_feed des neu aufgetragenen Pulvers von T_feed=80 °C kann mittels thermischer Modellierung die sich einstellende Mischtemperatur im neu aufgetragenen Pulver numerisch für verschiedene Temperaturen des Auftragssystems berechnet werden. Die gewählte Auftragsgeschwindigkeit v_t bestimmt im Anschluss die Wechselwirkungszeit zwischen der schmelzflüssigen Oberfläche der belichteten Bereiche (welche nach der Belichtung auf Bauraumtemperatur T_B abkühlen) und dem neu aufgetragenen Pulver (mit der zuvor berechneten Mischtemperatur T_misch aus Pulvervorwärmtemperatur T_feed und Temperatur des Auftragsmechanismus T_Walze). Hierauf basierend kann die Abkühlung an der Oberfläche der aufgeschmolzenen Bereiche numerisch approximiert und mit der Kristallisationstemperatur des Werkstoffes verglichen werden. Eine direkte messtechnische Erfassung der Temperatur T_grenz in der Grenzfläche zwischen neu aufgetragenen und bereits belichteten Pulver ist dabei mit hinreichender Genauigkeit nicht möglich.

Bild 4 5 zeigt die berechnete Temperatur zwischen Schmelze und neuer Schicht T_grenz.

Bild 4-5: Berechnete Temperatur zwischen Schmelze und neu aufgetragener Pulverschicht T_grenz

Deutlich ersichtlich ist, dass für langsame Auftragsgeschwindigkeiten v_t, bedingt durch die längere Wechselwirkungszeit zwischen neu aufgetragenem Pulver, Auftragsmechanismus und Schmelze, eine stärkere Abkühlung der Schmelze bewirkt wird. Für die Abkühlung der Schmelze in der Grenzfläche entscheidend ist die sich im neu aufgetragenen Pulver einstellende Mischtemperatur T_misch. T_misch setzt sich dabei aus der Pulvervorwärmtemperatur T_feed, der Temperatur des Auftragsmechanismus T_Walze und der Bauraumtemperatur T_B zusammen. Die Mischtemperatur T_misch steht je nach Auftragsgeschwindigkeit v_t verschieden lang in Wechselwirkung mit der geschmolzenen, bereits belichteten, Schicht. So bewirkt eine hohe Temperatur des Auftragsmechanismus T_Walze bei niedrigen Auftragsgeschwindigkeiten v_t (vgl. Messungen aus Bild 4-4) eine Aufheizung des bereits auf T_feed vorgewärmten neu aufzutragenden Pulvers und somit eine leicht höhere Mischtemperatur T_misch. Dem entgegen steht jedoch eine für niedrige v_t verlängerte Wechselwirkungszeit mit der Schmelze. Hierdurch kommt es, trotz einer leicht höheren Mischtemperatur T_misch, bei niedrigen Auftragsgeschwindigkeiten vt zu einer stärkeren, berechneten Abkühlung der Schmelze T_grenz. Je nach anliegender Abkühlrate an der Schmelze kann basierend auf den durchgeführten DSC-Untersuchungen eine Unterkühlung auf ca. 150 °C bereits ein Einsetzen der Kristallisation begünstigen (vgl. Bild 4-1 a).

Darüber hinaus zeigen die DSC-Untersuchen auf, dass die Kristallisation kühlratenabhängig einsetzt und somit basierend auf den vorgestellten Berechnungen maßgeblich von T_misch und v_t bzw. der daraus resultierenden Wechselwirkungszeit abhängt. Hinzu kommt, dass sich über den Querschnitt des Schmelzpools bei der Belichtung ein örtlich variierendes Temperaturfeld einstellt [13]. In der Folge treten beim anschließenden Pulverauftrag örtlich unterschiedliche Abkühlraten auf, welche zukünftig simulativ berechnet und mit denen aus dem DSC-Versuch korreliert werden. Durch die Betrachtung eines breiten Wertebereichs von Abkühlraten im DSC-Versuch (0,017 bis 100 K/s) wird zunächst grundlegend der Einfluss variierender Abkühlbedingungen auf das Kristallisationsverhalten von PA12 aufgezeigt. Im Strahlschmelzprozess werden, je nach Prozessführung, Kühlraten an der unteren Grenze des im DSC-Versuch geprüften Wertebereichs erwartet (basierend auf FEM-Berechnungen der Autoren sowie [11]). Hiermit verbunden ist eine einsetzende Kristallisation bei vergleichsweise hohen Temperaturen (146 151 °C). Gemäß den berechneten Unterkühlungen der Schmelze T_grenz aus Bild 4-5 ist demnach insbesondere für niedrige Auftragsgeschwindigkeiten v_t eine verstärkte Kristallisation zu erwarten. Erste Versuche auf Bauteilebene zeigen eine lokal geringer ausgeprägte Formabweichung für mit hoher Auftragsgeschwindigkeit (500 mm/s) gebaute Probekörper (bei konstanter Pulvervorwärmtemperatur T_feed). Dies wird exemplarisch an den quaderförmigen Probekörpern in Bild 4-6 aufgezeigt.

Bild 4 6: Formabweichung an exemplarischen Probekörpern, hergestellt (Aufbaurichtung: Entlang der positiven z-Achse) mit variierender Auftragsgeschwindigkeit v_t

In der reduzierten lokalen Formabweichung für mittels hoher Auftragsgeschwindigkeit hergestellter Probekörper kann ein Indiz für eine reduzierte Unterkühlung beim Pulverauftrag gesehen werden. Dies korrespondiert mit den berechneten Temperaturverläufen aus Bild 4-5.