Schriftenreihe Kunststoff-Forschung Band 85

Universitätsverlag der TU Berlin

Jens Butzke

Verfahrenstechnische Weiterentwicklung des Fused Layer Manufacturing zur Reduzierung der Anisotropie im Bauteil

Jens Butzke Verfahrenstechnische Weiterentwicklung des Fused Layer

Manufacturing zur Reduzierung der Anisotropie im Bauteil

Die Schriftenreihe Kunststoff-Forschung wird herausgegeben von: Prof. Dr.-Ing. Dietmar Auhl

Schriftenreihe Kunststoff-Forschung | 85

Jens Butzke

Verfahrenstechnische Weiterentwicklung des Fused Layer Manufacturing zur Reduzierung der

Anisotropie im Bauteil

Universitätsverlag der TU Berlin

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.dnb.de abrufbar. Universitätsverlag der TU Berlin, 2019 http://verlag.tu-berlin.de Fasanenstr. 88, 10623 Berlin Tel.: +49 (0)30 314 76131 / Fax: -76133 E-Mail: publikationen@ub.tu-berlin.de Zugl.: Berlin, Techn. Univ., Diss., 2018 Gutachter: Prof. Dr.-Ing. Manfred H. Wagner Gutachter: Prof. Dr.-Ing. Roger Weinlein Die Arbeit wurde am 3. September 2018 an der Fakultät III unter Vorsitz von Prof. Dr. rer. nat. Walter Reimers erfolgreich verteidigt. Diese Veröffentlichung – ausgenommen Zitate – ist unter der CC-Lizenz CC BY lizenziert. Lizenzvertrag: Creative Commons Namensnennung 4.0 http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ Umschlagfoto: Jens Butzke | CC BY 4.0 https://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ Druck: docupoint GmbH Satz/Layout: Jens Butzke ISBN 978-3-7983-3041-2 (print) ISBN 978-3-7983-3042-9 (online) ISSN 0174-4003 (print) ISSN 2197-814X (online) Zugleich online veröffentlicht auf dem institutionellen Repositorium der Technischen Universität Berlin: DOI 10.14279/depositonce-7651 http://dx.doi.org/10.14279/depositonce-7651

Für Günter, meine Familie und Anne

Vorwort und Danksagung I Vorwort und Danksagung

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissen-schaftlicher Mitarbeiter am Institut für Kunststofftechnik Darmstadt (IKD) der Hochschule Darmstadt (h_da). Die beschriebenen Untersuch-ungen fanden zwischen April 2015 und Dezember 2017 am IKD statt. Mein besonderer Dank gilt Prof. Dr.-Ing. Manfred H. Wagner, dem eme-ritierten Leiter des Fachgebiets Polymertechnik und Polymerphysik der Technischen Universität Berlin, der mir durch seine Betreuung die Mög-lichkeit der Bearbeitung dieses spannenden Themas geboten hat. Dem allzeit freundlichen Umgang miteinander und seiner offenen Art eine Arbeit in diesem noch jungen Forschungsgebiet zu begutachten, gebührt mein Dank. Herr Prof. Dr.-Ing. Roger Weinlein vom Fachbereich Maschinenbau und Kunststofftechnik der Hochschule Darmstadt und Leiter des IKD, wuss-te es stets in den richtigen Momenten mit intensiver wissenschaftlicher Betreuung zur Seite zu stehen, ohne die eigene Denk- und Handlungs-freiheit einzuschränken. Mein aufrichtiger Dank gilt besonders für das in mich gesetzte Vertrauen, den Freiheiten während der Umsetzung der Forschungsprojekte, sowie den Anregungen und stets konstruktiven Diskussionen im Rahmen dieser Ausarbeitung. Auch Prof. Dr. rer. nat. Walter Reimers, Leiter des Fachgebiets metall-ische Werkstoffe an der TU Berlin, gilt mein Dank für die Übernahme des Vorsitzes des Promotionsausschuss. An Frau Dr. Janina Fengel als Leiterin der Graduiertenschule (GSD) der h_da richtet sich ein gesonderter Dank für die geleistete Unterstützung im Rahmen eines Promotionsabschlussstipendiums, sowie der Schulung und Förderung der wissenschaftlichen Arbeits- und Denkweise.

II Vorwort und Danksagung Für die Bereitstellung von Materialen und Maschinen möchte ich Herrn Hans-Ulrich Pusch, Leiter der Forschung und Entwicklung der Fa. Per-lon am Standort Wald-Michelbach, und Herrn Florian Bautz, Geschäfts-führer der Fa. German RepRap GmbH, danken. Die wichtigsten Unterstützer sind stets jene, die man für die vielen kleinen Dinge um Hilfe bittet, die man selbst im Rahmen einer solchen Arbeit nicht umzusetzen wüsste. Diejenigen, denen kein Rat und keine Tat zu schade ist. Hierzu zählen alle Mitarbeiter des Fachbereichs Ma-schinenbau und Kunststofftechnik und des IKD, insbesondere die Mitar-beiter der Werkstatt und des Sekretariats, der Labore, sowie allen Stu-dierenden und wissenschaftlichen Mitarbeitern am Fachbereich. Danke Euch allen, die Ihr etwas zur Realisierung dieser Arbeit beigetragen habt. Besonders möchte ich in diesem Zusammenhang die hervorragenden studentischen Arbeiten von Frau Antje Ludanek und Herrn Marc Eckes erwähnen. Meinen Teamkollegen des Bereichs Rapid Prototyping Birk Schefczik, René Helker und Jan Schuhmacher, sowie den KollegInnen Svenja Dill, Dr.-Ing. Thomas Birr, Philipp Seeger und Christopher Friedrich möchte ich hiermit für die stete Unterstützung danken. Der größte Dank richtet sich an meine Familie und meine Freunde – Danke an all diejenigen Menschen in diesem Leben, die einen festen Platz in meinem Herzen tragen und in deren Herz auch ein Plätzchen für mich reserviert ist. Ich danke Euch von Herzen für Eure langjährige Unterstützung, für Eure Förderung und Euer positives Einwirken, nicht nur im Rahmen dieser Arbeit. Danke Boško Bojnovic, für Deine jahre-lange und vertrauensvolle Freundschaft. Zu guter Letzt möchte ich meiner kleinen Anne danken – für alles.

Zusammenfassung III Zusammenfassung

Generative Fertigungsverfahren sind im industriellen Umfeld seit mehr als 30 Jahren ein weitverbreitetes Werkzeug zur Herstellung von Prototypen. Das Fused Layer Manufacturing (FLM) generiert im 2½-dimensionalen Strangablageverfahren Anschauungsmuster aus thermoplastischen Fila-menten. Dass dieses Verfahren sich nur sehr eingeschränkt für die Her-stellung von Funktionsmustern eignet, liegt in der starken Anisotropie der Schichtbauteile begründet. Die Schwachstelle der Bauteile mit Mesostruktur stellt die Haftung der einzelnen Bauteilebenen zueinander dar. Verringerte Hafteigenschaften in den Fügenähten werden in den Randzonen zusätzlich von fortwährend eingebrachten Spannungskonzentrationen überlagert. Eine räumlich wie auch softwareseitig offene Low-Cost-FLM-Anlage mit Investitionskosten von ca. 1000 €, wird um eine In-Line-Oberflächenaktivier-ung erweitert. Durch diese Erweiterung mit Kosten von unter 250 € ist es gelungen, die Schichthaftung wesentlich zu verbessern. Wird eine Bauteil-schicht vor dem Auftrag der nächsten mit infraroter Strahlung oder Heißluft aktiviert und somit die Temperatur im Moment des Fügens erhöht, so wird auch der kohäsive Anteil in der Fügezone gesteigert. Diese interlaminaren, molekularen Verschlaufungen müssen bei der zerstörenden Schlagprüfung nach Charpy gelöst werden, was sich augenscheinlich durch das Entstehen von Weißbruch abzeichnet. Die Erhöhung der Schlagarbeit zur Zerstörung der Prüfkörper mit aktivierter Oberfläche ist repräsentativ für die Steigerung der Schichthaftung. Anhand einer mikroskopischen Bruchflächenanalyse wird nachgewiesen, dass der kohäsive Anteil an der Gesamtfläche durch die Oberflächenaktivierung erhöht wird. Die Fertigung und Prüfung der untersuchten Probekörpergeometrien auf einer High-End-FLM-Anlage mit geschlossenem, und auf 75 °C temperierten Bauraum und Investitionskosten von circa 15.000 €, führt zu ähnlichen Schichthaftungswerten wie bei der Low-Cost-FLM-Anlage und validiert die Funktionalität des weiterentwickelten Verfahrens.

IV Abstract Abstract

Additive Manufacturing Processes are commonly used to generate prototypes in industrial environments. One such process is the 2½-di-mensional Fused Layer Manufacturing (FLM) prototyping process. The FLM uses thermoplastic filaments to create physical parts for initial investigations and inspections. However, the current FLM process is not capable of producing functional prototypes due to the weak interlayer cohesion of the parts. The weakness of the internal structure is due to the marginal interlaminar bonding of each layer to the top layer which is additionally overlapped by continiously generated notches inside the structure of the parts. By using an enhanced low-cost FLM-device (at a cost of typically 1.000 €) with open build space and open-source software, it is possible to create a significant interlayer-bonding improvement. If the surface of the part is exposed to a higher temperature at the moment of joining, either by focused infrared radiation or the use of hot air, then the overall layer cohesion is significantly increased. The enhanced layer cohesion due to molecular entanglements can be quantified by impact-testing the parts according to the Charpy method, and the the optical appearance of the fracture surface is changed due to crazing. The improvement of the interlayer bonding is represented by the increase of impact energy. By optical microscopy it can be shown that layer cohesion is increased by use of the methodically developped process enhancements. Identical test specimen were manufactured using a high-end FLM device (investment cost of the order of 15.000 €) with a build-chamber temperature of 75 °C, and were tested under similar conditions. The results here showed comparable interlayer-bonding as obtained by the low-cost FLM device, thus validating the improved deposition process developed for producing functional prototypes with a low-cost FLM device.

Inhalt i

Inhaltsverzeichnis

Vorwort und Danksagung ....................................................................... I

Zusammenfassung .................................................................................. III

Abstract ..................................................................................................... IV

1. Einleitung ............................................................................................. 1 1.1 Zielsetzung und Vorgehensweise ................................................... 3

2. Stand der Forschung ........................................................................... 5 2.1 Rapid Prototyping (RP) .................................................................... 5 2.2 RepRap ................................................................................................ 5 2.3 Strangablageverfahren (SAV) im Rapid Prototyping ................... 7

2.3.1 Fused Layer Manufacturing (FLM) ............................................. 7 2.3.2 Fused Deposition Modeling (FDM®) ........................................... 9 2.3.3 Verwendung eines geschlossenen Bauraumes ........................ 10 2.3.4 Verfahrenstechnische Einordung des FLM-Verfahrens ......... 12

2.4 Konventionelle Kunststoffschweißverfahren ...............................15 2.4.1 Warmgasfächelschweißen (WF) ................................................ 16 2.4.2 Warmgasextrusionsschweißen (WE) ........................................ 17 2.4.3 Heizelementstumpfschweißen (HS, IR-H) ............................... 17

2.5 Filamentherstellung .........................................................................20 2.6 Rechnergestützte Pfaderzeugung (G-Code) .................................21 2.7 Eigenschaften von FLM-Bauteilen .................................................23

2.7.1 Mesostruktur und Porosität ....................................................... 23 2.7.2 Kerbeffekte .................................................................................... 24 2.7.3 Eigenspannungen ........................................................................ 25

2.8 Verwandte Arbeiten .........................................................................27 2.8.1 Mechanische Eigenschaften von FLM-Bauteilen ..................... 27 2.8.2 Untersuchungen zur Schichthaftung von FLM-Bauteilen ...... 40 2.8.3 Vergleich der Ansätze zur Steigerung der Schichthaftung .... 47

2.9 Grenze mechanischer Eigenschaften von FLM-Bauteilen ...........49

ii Inhalt 3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung ................................... 51

3.1 Konzeptentwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung ........54 3.1.1 Konzepterprobung ...................................................................... 55 3.1.2 Konzeptentwicklung durch Methodische Konstruktion ........ 55 3.1.3 Konzeptvalidierung ..................................................................... 56

3.2 Quantifizierung der Anisotropie ....................................................57 3.3 Auswahl der Prüfverfahren ............................................................57 3.4 Analyse der relevanten Prozessparameter ....................................58 3.5 Weiterführende Untersuchungen zur Haftungssteigerung ........59

3.5.1 Festlegung der Prüfverfahren und Prüfkörperstruktur ......... 59 3.5.2 Temperaturmonitoring des Bauprozesses ................................ 60 3.5.3 Ansatz zur Ermittlung des prozesstechnischen Optimums ... 60 3.5.4 Bruchflächenanalyse der Prüfkörper ........................................ 62 3.5.5 Effizienzüberprüfung mittels High-End-FLM-Anlage ........... 62

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung ..................... 63 4.1 Überprüfung der haftungssteigernden Ansätze ..........................63

4.1.1 Durchführung der chemischen Oberflächenaktivierung ....... 65 4.1.2 Durchführung der physikalischen Oberflächenaktivierung .. 66 4.1.3 Beobachtungen ............................................................................. 68

4.2 Ergebnis der haftungssteigernden Maßnahmen ..........................71 4.2.1 Ergebnis der chemischen Oberflächenaktivierung ................. 71 4.2.2 Ergebnis der physikalischen Oberflächenaktivierung ............ 73 4.2.3 Folgerungen .................................................................................. 74

4.3 Methodische Konstruktion der Oberflächenaktivierung ............77 4.3.1 Erstellung der Anforderungsliste .............................................. 78 4.3.2 Entwicklung der Varianten ........................................................ 79 4.3.3 Bewertung der Varianten............................................................ 80 4.3.4 Finale Auswahl der Varianten ................................................... 80 4.3.5 Umsetzung der Varianten gemäß dem RepRap-Prinzip ........ 83

Inhalt iii 5. Versuchsdurchführung .................................................................... 90

5.1. Definition zur Quantifizierbarkeit der Anisotropie .....................91 5.1.1 Definition der Kräfte Fx und Fz .................................................. 91 5.1.2 Intralaminare Kraft Fx ................................................................. 92 5.1.3 Interlaminare Kraft Fz .................................................................. 92 5.1.4 Berechnung der Anisotropie von FLM-Bauteilen.................... 92

5.2 Ermittlung der intralaminaren Festigkeit σx .................................94 5.2.1 Verwendete Prüfkörper .............................................................. 96 5.2.2 Fertigung der Prüfkörper ........................................................... 97 5.2.3 Folgerungen .................................................................................. 98

5.3 Ermittlung der interlaminaren Schlagzähigkeit akz ...................101 5.3.1 Verwendete Prüfkörper ............................................................ 102 5.3.2 Versuchsplanung zur Parameteranalyse ................................ 105 5.3.3 Fertigung der Prüfkörper ......................................................... 107 5.3.4 Folgerungen ................................................................................ 108

5.4 Weiterführende Untersuchungen zur Haftungssteigerung ......110 5.4.1 Ermittlung der Oberflächentemperaturen.............................. 111 5.4.2 Suche des prozesstechnischen Optimums .............................. 112 5.4.3 Optische Bruchflächenanalyse ................................................. 115 5.4.4 Verfahrensvalidierung mittels Bauraumtemperierung ........ 116

6. Ergebnisdiskussion......................................................................... 118 6.1 Intralaminare Festigkeit σx ............................................................118 6.2 Interlaminare Schlagzähigkeit akz ................................................122 6.3 Quantifizierung der Anisotropie im FLM-Bauteil .....................131 6.4 Weiterführende Untersuchungen.................................................132

6.4.1 Ermittlung der Oberflächentemperaturen.............................. 132 6.4.2 Ermittlung des prozesstechnischen Optimums ..................... 140 6.4.3 Ergebnisse der optischen Bruchflächenanalyse ..................... 144 6.4.4 Validierung der Oberflächenaktivierung ............................... 153

6.5 Finaler Isotropievergleich ..............................................................156

iv Inhalt 7. Schlussfolgerungen und Ausblick............................................... 158

7.1 Zusammenfassung der Ergebnisse ..............................................158 7.2 Schlussfolgerungen ........................................................................162 7.3 Ausblick ...........................................................................................165

Literaturverzeichnis ............................................................................. 169

Abbildungsverzeichnis........................................................................ 182

Tabellenverzeichnis ............................................................................. 185

Diagrammverzeichnis .......................................................................... 186

Formelverzeichnis................................................................................. 187

Formelzeichen ....................................................................................... 187

Abkürzungsverzeichnis ....................................................................... 190

Anhang ................................................................................................... 192

1. Einleitung 1 1. Einleitung

Generative Fertigungsverfahren von Kunststoffen haben sich in den letzten 30 Jahren seit der Erteilung des ersten bedeutenden Patentes, eines Apparates zur Erzeugung dreidimensionaler Objekte im Stereo-lithographie-Verfahren [US4575330], zu einem weit verbreiteten Werk-zeug in der industriellen Prototypenherstellung entwickelt. Der Überbegriff Rapid Prototyping umfasst eine Vielzahl von Urformprozessen, die nicht für das schnelle Erzeugen, sondern für das schnelle und werkzeuglose Überführen eines virtuellen Modelles in ein physisches Bauteil stehen [Fastermann 2012, S. 13]. Der wesentliche Unterschied der Verfahren liegt im verwendeten Ausgangsmaterial und der Art der Umsetzung dieses Materials in ein dreidimensionales Objekt [Gebhardt 2016, 47 f.] Die gängigen Ausgangsstoffe für generativ gefer-tigte Bauteile sind Flüssigkeiten, Pulver oder thermoplastische Filamen-te [Gebhardt 2014, 141 ff.]. Die Formgebung an sich erfolgt in der Regel schichtweise anhand von Konstruktionsdaten, welche mittels Computer Aided Design (CAD) im STL-Format erzeugt werden, um ein Anschau-ungsmodell zu generieren [Breuninger et al. 2013, S. 1–8]. Aufgrund der Schichtbauweise besitzen additiv gefertigte Bauteile einen anisotropen Charakter, dessen Ausprägung je nach Orientierung im Bauraum stark variieren kann [Ahn et al. 2002]. Insbesondere die mechanischen Eigenschaften der Bauteile weisen eine starke Richtungs-abhängigkeit auf – die Festigkeit innerhalb einer Schicht ist in aller Regel höher als die Haftung der einzelnen Schichten untereinander [Hill und Haghi 2014].

2 Die vorliegende Arbeit befasst sich damit, wie stark die Richtungsabhängigkeit der mechanischen Eigenschaften von im FLM-Verfahren gefertigten Bauteilen aus Acrylnitril-Butadien-Styrol-Copolymer (ABS) ausgeprägt ist, wenn bei Umgebungstemperatur gefertigt wird und wie man diese durch reine Variation der Prozess-parameter verbessern kann. Zudem wird untersucht, wie das Verfahren weiterentwickelt werden kann, um die Vorzüge eines temperierten Bau-raumes zu erhalten, ohne einen geschlossenen Bauraum zu verwenden. Das Erzeugen eines geschlossenen, temperierbaren Bauraumes ist ins-besondere bei Bauraumtemperaturen von mehr als 80 °C maschinenbau-technisch anspruchsvoll und kostspielig. Die innenliegenden Elektronik-komponenten müssen dann aktiv gekühlt werden. Die kostengünstigen Linearführungen zur Realisierung der x, y- und z-Bewegungen im Bau-raum stoßen ebenso schnell an ihre thermischen Einsatzgrenzen. Des Weiteren erfordern Bauraumtemperaturen oberhalb von 80 °C eine effi-ziente Kühlung und Schirmung der sensiblen Steuerungselektronik vom Bauraum. Je höher die maximal erzielbare Bauraumtemperatur sein soll, desto komplexer gestaltet sich die Schirmung der thermisch empfindlichen Bauteile.

1. Einleitung 3 1.1 Zielsetzung und Vorgehensweise

Im Rahmen dieser Ausarbeitung soll die Anisotropie von FLM-Bauteilen aus ABS zunächst quantifizierbar gemacht, und abschließend durch Verfahrenserweiterungen gemindert werden. Nach Ermittlung der Zugfestigkeiten in Strangablagerichtung x, welche die theoretisch maximale Festigkeit aufweist [Ahn et al. 2002], soll die Versagensart und -ursache am Prüfkörper analysiert werden, um das Verständnis des Bruchverhaltens zu steigern. In diesem Zusammenhang wird angestrebt, geometrische, thermische sowie verfahrensspezifische Störgrößen zu minimeren. Die gefundenen Effekte sind dann idealer-weise anwendbar zur Beschreibung der Schichthaftung entlang der Hochachse in z-Richtung. Die Festigkeit zwischen zwei xy-Bauteil-schichten ist in z-Richtung stets minimal. Wie in Abbildung 1 gezeigt, werden im Rahmen dieser Ausarbeitung die Kräfte innerhalb des Stranggefüges in Fx, Fy und Fz unterteilt.

Abbildung 1: Idealisiertes Modell der Strangablage

4 Die Kraft Fx tritt hierbei immer in Richtung der längsten Stränge im Bauteil, die Kraft Fz zwischen zwei Bauteilschichten auf. Die Übertragbarkeit gängiger Prüfnormen aus dem Bereich der mechan-ischen Kunststoffprüfung soll theoretisch und empirisch auf ihre An-wendbarkeit zur Quantifizierung der Schichthaftung untersucht wer-den. Um die bestmögliche Lösung zur Umsetzung der Verfahrens-weiterentwicklung zu finden, wird eine Methodische Konstruktion durchgeführt [Weinlein 2010, S. 5–10]. Gemäß des RepRap-Prinzips wird hierbei der globalen Verfügbarkeit günstiger Standardkomponenten eine hohe Gewichtung zugeschrieben. Eine hohe Priorität liegt in der einfachen Integration der konstruktiven Lösungen in die bestehende Hard- und Software der Low-Cost-FLM-Anlage. Individuell zu fertig-ende Komponenten werden soweit möglich im FLM-Verfahren erzeugt, um dem Prinzip des sich selbst reproduzierenden „Replicators“ gerecht zu werden [Jones et al. 2011]. Nachdem die neuen Komponenten erfolgreich in das FLM-Gerät integriert wurden, kann ein Festigkeitsvergleich durch zerstörende Prüfung in der x- und z-Richtung zur Beschreibung der Anisotropie her-angezogen werden. Ein besonderes Augenmerk soll der Analyse der Bruchflächen entlang der Hochachse in z-Richtung zukommen, um einen Zusammenhang zwischen den quantifizierbaren Festigkeitswerten und der angestrebten Verbesserung der Schichthaftung herstellen zu können. Ein weiterer Schwerpunkt dieser Arbeit ist das Temperaturmonitoring während des Bauprozesses. Dieses soll Zusammenhänge zwischen der Fügetemperatur und den mechanischen Eigenschaften zweier über-einanderliegender Bauteilschichten aufzeigen.

2. Stand der Forschung 5 2. Stand der Forschung

2.1 Rapid Prototyping (RP)

Gemäß der Definition des Vereins Deutscher Ingenieure ist Rapid Prototyping (RP) die „Additive Herstellung von Bauteilen mit einge-schränkter Funktionalität, bei denen jedoch spezifische Merkmale ausreichend gut ausgeprägt sind“ [VDI Gesellschaft 2014]. Neben großen Fertigungstoleranzen hindert die teils stark ausgebildete Aniso-tropie generativ gefertigter Bauteile besonders ihren Einsatz als Funk-tionsmuster im Serieneinsatz [Gebhardt 2014, 123 f.]. Im Bereich der thermoplastischen Schichtbauverfahren sind das Selektive Lasersintern (SLS) und das Fused Deposition Modeling (FDM®) am meisten verbreitet. Diese Additive Manufacturing (AM) Verfahren werden auch als „Schmelzschichtungsverfahren“ bezeichnet [Fastermann 2016, S. 24]. Die Erzeugung von mechanisch belastbaren Funktionsprototypen in annähernd reproduzierbarer Qualität und in Kleinserien gestaltet sich nach wie vor schwierig [Gebhardt 2016, S. 6].

alle vorbereitenden

Maßnahmen resultierende Fertigungs-operationen

Arbeitsschritte nach Entnahme

Abbildung 2: Prozessablauf des AM [VDI Gesellschaft 2014]

2.2 RepRap

Die „RepRap“-Bewegung befasst sich mit der Herstellung und Ver-besserung einer sich selbst reproduzierenden, additiven Fertigungsan-lage aus einfachen und günstigen Standardkomponenten wie Gewinde-stangen oder Mikroprozessoren [Adrian Bowyer 2004].

6 Bauteile, die nicht als Standardkomponenten verfügbar sind, werden soweit möglich auf dem Replikator selbst additiv aus thermoplastischen Filamenten gefertigt. „RepRap is an open-source self-replicating rapid prototyping machine. It is a robot that uses the fused-filament fabrication to make engineering components and other products from a variety of thermoplastic polymers.“ [Jones et al. 2011]. Adrian Bowyer – der Gründer dieser Bewegung – stellte den ersten Rapid Replicator namens „Darwin“ im Jahr 2008 mit Hilfe einer indus-triellen FDM®-Anlage, einer Dimension Elite der Firma Stratasys, her [Adrian Bowyer 2008]. Die Idee einer sich selbst vermehrenden Ma-schine ist der Zellteilung in der Biologie ähnlich, z. B. eines Bakteriums und kann zu exponentiellem Wachstum führen [Richard 2012]. Der Begriff Fused Filament Fabrication (FFF) wird von der RepRap-Gemeinde zwecks klarer Abgrenzung zum Closed-Source-FDM®-System (nicht frei zugängliche Software) von Stratasys verwendet. Der Verein Deutscher Ingenieure definiert das FLM als Abgrenzung zum FDM® [VDI Gesellschaft 2014]. Die Idee der „peer production“, also der gemeinschaftlichen Produktion, vereint das Wissen von Bastlern - soge-nannten Hackern, Softwareentwicklern in der Open-Source-Bewegung und sogenannten Makern, also Heimanwendern der Additiven Fertig-ungstechnologien. Die Entwicklung soll fortan nicht mehr geheim und gebündelt hinter verschlossenen Türen erfolgen, sondern für jedermann über das Internet frei zugänglich sein und jedem die Möglichkeit der Mitarbeit bieten [Moilanen und Vadén 2013]. Diese Arbeit soll in Bezug auf ihre technische Weiterentwicklung gemäß des RepRap-Prinzips umgesetzt werden, d.h. die verwendeten Einzel-teile sind möglichst günstige Standard- und im FLM-Verfahren herge-stellte Komponenten.

2. Stand der Forschung 7 2.3 Strangablageverfahren (SAV) im Rapid Prototyping

Unter den SAV versteht man in dieser Ausarbeitung alle Verfahren, die Stränge in Schmelzeform austragen und aufschichten – also FLM, FFF und FDM® [Bodden et al. 2017]. Gleichbedeutend ist mit einem FLM-Bauteil die Erzeugung von Schichtbauteilen in den genannten Prozessen gemeint.

2.3.1 Fused Layer Manufacturing (FLM)

Abbildung 3: Verfahrensablauf des FLM [Cummings 2017]

Beim FLM werden Kunststoffstränge mittels einer Austragseinheit innerhalb einer zweidimensionalen xy-Ebene abgelegt. Das thermo-plastische Filament wird in einer beheizten Düse dem so genannten Hot-End aufgeschmolzen, als einzelner Strang ausgetragen und innerhalb einer xy-Ebene abgelegt. Das Bauteil entsteht wie in Abbildung 3 dar-gestellt, durch Addition der einzelnen xy-Schichten entlang der Hoch-achse in z-Richtung.

8 Die Schichtdicke und somit Feinheit der Oberfläche wird durch die Zustellung in z-Richtung bestimmt. Die Verfahrwege und der Material-austrag werden anhand der Slicing-Software in Form eines G-Codes gespeichert. Die Steuerung des Bauprozesses mittels Numerical Control (NC) erfolgt mit Hilfe eines abgewandelten Maschinencodes von dreiachsigen x,y,z-Systemen aus dem Bereich der subtraktiven Fertigung. Klassische G-Codes bedienen sich z-konstanter Fertigungs-strategien mit einer gleichbleibenden Schichtdicke, die maximal dem Düsendurchmesser in mm oder weniger entspricht. Üblicherweise beträgt die Schichtdicke die Hälfte des Düsendurchmessers. Aufgrund der schichtweisen Erzeugung der Bauteile handelt es sich sinngemäß um ein 2½-dimensionales Verfahren, da die Stränge strikt betrachtet ledig-lich in zwei Raumrichtungen gezielt abgelegt werden können [Allen und Trask 2015]. Im Bereich der Open-Source-Anwendungen für Additive Fertigungs-verfahren im Low-Cost-Bereich stellt das FLM-Verfahren das weitverbreitetste Verfahren dar [Sculpteo 2017]. Angesichts der Mög-lichkeit zur kostenlosen Nutzung der quelloffenen Firmware, sowie der Anwendungssoftware zur Schichterzeugung und Maschinenbedienung, wird dieses Verfahren derzeit sowohl im forschenden, industriellen, als auch im privaten Bereich vielfältig weiterentwickelt [Dean 2018]. Das FLM-Verfahren bietet aufgrund der Verarbeitung thermoplastischer Drähte das breiteste Anwendungsspektrum für Kunststoffe im Bereich der Additiven Fertigung, da theoretisch jeder Kunststoff, der in einem Extrusionsprozess in ein thermoplastisches Filament überführt (und auf eine Spule aufgewickelt) werden kann, auch verarbeitbar ist. Da thermoplastische Kunststoffe beim Abkühlen und Erstarren immer zu Schwindung und somit Volumenkontraktion neigen, kann reell jedoch nur eine sehr begrenzte Anzahl von Thermoplasten erfolgreich in ein Bauteil überführt werden [Hoven-Nievelstein 1984, S. 11 f.]. Diese Kunststoffe besitzen in der Regel einen amorphen Charakter und eine

2. Stand der Forschung 9 niedrige Schmelztemperatur Tm, sowie eine möglichst geringe Glasüber-gangstemperatur Tg. Aufgrund dieser Eigenschaften werden traditionell die Polymere Polymilchsäure (PLA) und Acrylnitril-Butadien-Styrol-Copolymer (ABS) eingesetzt [Bhatia und Ramadurai 2017]. Die größere Bedeutung für technische Anwendungen besitzt ABS, da es eine höhere Glasübergangstemperatur Tg von ca. 110 °C aufweist [Stratasys Inc. 2014]. Dementsprechend gestaltet sich die Verarbeitung von ABS bei Umgebungstemperatur aufgrund der Verarbeitungs-schwindung schwierig und geht oft mit Spannungsrissbildung einher.

2.3.2 Fused Deposition Modeling (FDM®)

Seit dem Erlöschen des Verfahrenspatents zum FDM®-Verfahren der Firma Stratasys im Jahr 2009 [US5121329] befasst sich eine stark wachsende Do-it-yourself (DIY)-Gemeinschaft damit, FLM oder neu deklarierte FFF-Technologien einer breiten Masse möglichst kosten-günstig zugänglich zu machen [Jones et al. 2011]. Die drei Verfahren FFF, FLM und FDM® bezeichnen alle Strangablageverfahren. Der wesentliche Unterschied der drei Verfahren besteht darin, dass beim FDM® die Bauteile patentiert in einem beheizten und regelbar temperierbarem Bauraum gefertigt werden [US20040104515A1; US7297304B2]. Der wesentliche Patentanspruch beruht hierbei auf der Art und Weise der thermischen Isolation des Bauraumes von den elektronischen Komponenten, die die Bewegung erzeugen und auf die Austragseinheit sowie die Bauplattform übertragen. Ein bereits zuvor erteiltes Patent im Zusammenhang mit einem beheizten Bauraum betrachtet die strikte Trennung der mechanischen Komponenten zum konvektiv beheizten Bauraum selbst [US6722872]. Neben der Kontrolle der Bauraumtemperatur spielt hier eine gezielte Temperaturführung unter Beachtung der Glasübergangstemperatur Tg

10 eine entscheidende Rolle [US5866058]. Dieses Patent ist im Jahr 2017 ausgelaufen und besitzt keine Gültigkeit mehr. Die Open-Source-Verfahren FLM und FFF arbeiten für gewöhnlich bei Umgebungstemperatur. Ein temperierter Bauraum beim FDM® sorgt dafür, dass die Oberflächentemperatur der unteren Bauteilschicht auf einem konstanten Mindestniveau gehalten werden kann, was bei einer Fertigung bei Umgebungstemperatur nicht der Fall ist. Höhere Temperaturen an der Oberfläche im Moment des Fügens wirken sich positiv auf die Schichthaftung aus und reduzieren somit die Anisotropie der Bauteile [Faes et al. 2016].

2.3.3 Verwendung eines geschlossenen Bauraumes

Wie im vorhergehenden Kapitel beschrieben, wird im FDM® in einem geschlossenen, temperierten Bauraum gearbeitet. In Abbildung 4 sind die drei am häufigsten verwendeten Anordnungen und Temperatur-zustände des FLM und FDM® dargestellt. Die gewählten Temperaturen entsprechen typischen Verarbeitungsbedingungen von ABS [Stratasys Inc. 2014]. Beim offenen System ist die Anlage nicht eingehaust und der Bauraum ist gleichermaßen der Raum, in dem sich die Anlage körperlich befindet. Die Bauraumtemperatur entspricht in diesem Fall der Umgebungs-temperatur. Die Bauplattform ist im FLM zur Verarbeitung von ABS sowohl beim offenen in Abbildung 4 a), als auch beim geschlossenen System in Abbildung 4 b) auf eine Temperatur von 100–120 °C beheizt. Die Beheizung ist wichtig für die Haftung der ersten Schicht auf der Bauplattform.

2. Stand der Forschung 11

Abbildung 4: Temperaturzustände beim FLM- und FDM-Verfahren

Wird das Material aus der schmelzeflüssigen Phase von ca. 245 °C in die feste Phase bei Raumtemperatur überführt, so besteht die Gefahr, dass sich das Bauteil aus ABS durch die Volumenkontraktion von der Platt-form löst und der Bauprozess abbricht. Durch die beheizte Bauplattform ist zumindest das Temperaturniveau der untersten Schichten so hoch, dass der Bauprozess erfolgreich durchgeführt werden kann. Beim geschlossenen FLM-System heizt die Bauplattform den Bauraum durch Wärmeverluste unkontrolliert und ungleichmäßig so lange auf, bis sich eine Gleichgewichtstemperatur zwischen dem Raum, in der sich die Anlage befindet, und dem Innen-raum der Anlage einstellt. Beim FDM®-Verfahren in Abbildung 4 c) sorgt die Temperierung des Bauraumes dafür, dass der Schmelzestrang zunächst von 245 °C auf 70 °C temperiert, anschließend der gesamte Bauprozess durchgeführt und in einem letzten Schritt das Bauteil nach der Entnahme auf 23 °C Raumtemperatur abgekühlt wird. Das Bauteil wird also über die gesam-te Bauzeit getempert. Die Bauplattform ist beim FDM® nicht separat beheizt. Die Beheizung eines Bauraumes auf bis zu 70 °C stellt für die verwendeten Elektronikkomponenten keine Gefahr dar. Erst bei der Verarbeitung des Materials bei höheren Bauraumtemperaturen oberhalb

12 von 80 °C müssen die Elektronikkomponenten innerhalb des Bauraumes aktiv gekühlt und nach außen hin geschirmt werden. Gemäß der Produktspezifikation sollte die Umgebungstemperatur beim Gebrauch z. B. eines Schrittmotors Nema17 50 °C nicht übersteigen und kurzzeitig nicht mit Temperaturspitzen über 80 °C belastet werden [Nanotec 2006]. Die Verwendung eines geschlossenen, temperierten Bauraumes bietet eine Vielzahl von Vor- aber auch Nachteilen, wie nachstehend in Tabelle 1 gezeigt.

PRO CONTRA Bauprozess erfolgt unter definierter, regelbarer Temperatur

Keine gleichmäßige Temperaturverteilung

Beheizung der Bauplattform kann entfallen

Keine Verwendbarkeit von Standardkomponenten ab 70 °C

Minimale Fügetemperatur der unteren Bauteilschicht einstellbar

Aufwendige Schirmung der Elektronikkomponenten ab 70 °C

Gleichmäßiges Abkühlen unabhängig vom jeweiligen Bauteilquerschnitt in xy möglich

Mechanische Komponenten bedingt bei > 80 °C belastbar [HIWIN® 2018, S. 11]

Abkühlvorgang im Post-Prozess steuerbar

Vorheizzeit bis zur Erreichung des Betriebszustandes hoch

Neigung der Bauteile zur Spannungsrissbildung nimmt ab

Hoher Energieverbrauch und Abstrahlung in den Raum

Tabelle 1: Vor- und Nachteile eines temperierten Bauraumes

2.3.4 Verfahrenstechnische Einordung des FLM-Verfahrens

Das 2½-dimensionale „Schmelzschichtungsverfahren“ kann wortwört-lich als das Schichten von Schmelze verstanden werden, was den FLM-Prozess jedoch nicht korrekt beschreibt [Fastermann 2016, S. 24]. Das werkzeuglose Fügen von plastifiziertem Kunststoff kann praktisch nur dann umgesetzt werden, wenn die untere Schicht bereits erstarrt ist [Gebhardt 2014, S. 5]. Die Energie der soeben aufgebrachten Schicht reicht nicht aus, um die darunterliegende Schicht aufzuschmelzen. Im besten Fall findet ein Anschmelzen durch Wärmeübergang im Kontakt-

2. Stand der Forschung 13 bereich, ausgehend von der oberen Schicht, statt [Costa et al. 2017]. Würde es sich um ein tatsächliches Schichten von Schmelzen handeln, so würde das generativ gefertigte Bauteil durch seine geringe Viskosität während des Bauprozesses seine Form verlieren. Dieser Effekt kann unter besonderen Umständen sogar auftreten. Die Düse besitzt im Moment der Ablage direkten Kontakt zum Strang und drückt diesen an. Ist die Bauteilfläche in xy-Richtung so gering, dass die Düse unmittelbar nach der Ablage wieder an den Ablageort zurückkehrt, so ist die Wärmeübertragung aus der Düse in das Bauteil dafür verantwortlich, dass teilweise sogar mehrere Schichten unterhalb der Düse in plastischem Zustand gehalten werden [Kousiatza et al. 2017]. Dadurch wird das Bauteil instabil und bildet eine unscharfe Kontur aus. In aller Regel ist beim FLM die untere Schicht im Moment des Strangauftrages bereits erkaltet, wohingegen die soeben abgelegte benachbarte Schicht noch eine hohe Temperatur besitzen kann. Die Abkühlvorgänge im Strang finden sehr schnell statt, so dass dieser innerhalb von 1s bereits um 100 °C erkalten kann [Seppala und Migler 2016; Pollard et al. 2017]. Betrachtet man den Fügeprozess der Stränge innerhalb einer Ebene, so differenziert sich dieser stark vom Ver-bindungsprozess zweier sich berührender Stränge in zwei übereinander-liegenden Bauteilebenen. Innerhalb einer Ebene berühren sich benach-barte Stränge nur bei 100 % Füllgehalt. Interlaminar findet eine Berühr-ung immer statt, da die nächste Bauteilschicht stets auf die untere Bauteilschicht aufgetragen wird. Der interlaminare Temperaturgradient der Stränge ist hierbei stets höher als der intralaminare Gradient. Ursache hierfür ist die lange Abkühlphase während des Erzeugens einer kompletten Bauteilschicht. Geht es nun darum, das FLM-Verfahren anhand eines Kunststoff-verarbeitungsverfahrens zu beschreiben, stehen die Theorien im Raum, dass die zwischenmolekularen Prozesse, welche die Bauteilstränge miteinander verschmelzen, entweder einem Sinterprozess [Bellehumeur

14 et al. 2004; Sun et al. 2008], einem Schmelzklebeprozess [Habenicht 2009, S. 206–211; Pristavok 2006, S. 26] oder einem Schweißprozess ähneln [Seppala et al. 2017; Schumacher 2017, S. 108]. Der Sinterprozess zeichnet sich dadurch aus, dass die Sintertemperatur möglichst nahe am Schmelzpunkt der pulverförmigen Volumen-elemente stattfindet. Beim SLS wird dies erzielt, indem die Bauraum-temperatur so nah wie möglich am Schmelzpunkt des verarbeitenden Pulvers gehalten wird [Gebhardt 2016, S. 166]. Dies ist fertigungs-technisch nur möglich, da das Pulverbett als Stütze wirkt und das Bau-teil nicht wie beim FLM eine tragende Funktion während der Fertigung innehat. Beim Schmelzkleben [Habenicht 2009, S. 208–212] ist die Temperatur des Klebers im Moment des Auftrags und die Abführung der Temperatur bedeutsam. Die Viskosität eines Schmelzklebers bleibt ab einer bestimmten Temperatur auf einem ähnlich niedrigen Niveau und nimmt beim Unterschreiten dieses Temperaturbereichs schlagartig stark zu. Da Schmelzkleben bei artfremden Materialien eingesetzt werden kann, ist eine starke Adhäsion wichtig. Das niedrigviskose Fließverhalten begünstigt eine gute Benetzung der Oberflächen. Eine raue Oberflächenstruktur, in der sich der Kleber mechanisch verankern kann, erhöht zudem die Klebefestigkeit. Gemäß der Definition des Schweißprozesses erfolgt dieser in der „schmelzflüssigen Phase unter Druck“. Beim Extrusionsschweißen wird sowohl der Schweißzusatz plastifiziert als auch die Fügenaht auf Schweißtemperatur vorgewärmt. Im Moment des Aneinanderfügens unter Druck bildet sich ein Schmelzefilm, in dem Grundwerkstoff und Zusatzwerkstoff ineinanderfließen. Der Grundwerkstoff besteht in der Regel aus demselben Werkstoff wie die Fügeteile. Die Abkühlungs-phase, während der eine stoffschlüssige Verbindung entsteht, erfolgt anschließend drucklos [Gehde 1993, 3 f.].

2. Stand der Forschung 15 Um entscheiden zu können, welcher der drei theoretischen Ansätze für die vorliegende Arbeit relevant ist, muss differenziert werden, welcher Vorgang im FLM-Prozess betrachtet werden soll und wie dieser abläuft. Zur Beschreibung der Anisotropie ist die interlaminare Festigkeit zwischen zwei übereinanderliegenden Schichten der entscheidende Einflussfaktor. Die Temperatur der sich unten befindenden Schicht liegt in der Regel im Moment des Fügens, sowohl bei der Verwendung eines beheizten Bauraumes, als auch bei Fertigung an Umgebungstemperatur, weit unterhalb des Schmelzpunktes des Thermoplastes. Somit ist der Sinterprozess als am weitesten entfernt zur Beschreibung der Schichthaftungseffekte anzusehen, da beim Sintern möglichst nah an der Schmelztemperatur gearbeitet wird. Der Heißklebeprozess ist insofern zutreffender, als dass die Haftung zwischen den Schichten im FLM-Verfahren sowohl adhäsiver als auch kohäsiver Natur ist. Nicht zutref-fend ist das Schmelzklebeverfahren wegen der Verwendung gleicher Werkstoffe und des starken Viskositätsabfall eines Schmelzklebers nach dem Aufschmelzen. Eine ausreichende Benetzung spielt aber auch im FLM-Prozess eine wesentliche Rolle [Narahara et al. 2016]. Der Ansatz, dass das FLM ein diskontinuierlicher Schweißprozess ist, beschreibt den Verfahrensablauf am besten und wird zur Betrachtung der Anisotropie im Bauteil herangezogen. Die Verfahrenserweiterungen der Anlage werden dahingehend ausgelegt, die Charakteristik eines Schweißprozesses noch besser abbilden zu können. Auch Schumacher beschreibt das FLM-Verfahren als einen sich ständig wiederholenden Schweißprozess [Schumacher 2017].

2.4 Konventionelle Kunststoffschweißverfahren

Da das FLM im Rahmen dieser Arbeit als diskontinuierlicher Schweiß-prozess angesehen wird, werden die Ähnlichkeiten konventioneller Schweißprozesse analysiert. Laut DVS Richtlinie DVS 2200-1 existieren mehr als 20 kategorisierbare Schweißverfahren zum Fügen von Kunst-stoffen [DVS 2200-1 BB 1].

16 2.4.1 Warmgasfächelschweißen (WF)

Das WF ist ein manuelles Fügeverfahren für Kunststoffe. Thermo-plastische Schweißdrähte werden konvektiv erhitzt und mit den Füge-flächen verbunden. Durch die Fächelbewegungen werden sowohl das Werkstück als auch der Schweißdraht mit Warmluft beaufschlagt. Der notwendige Fügedruck wird wie in Abbildung 5 dargestellt, durch die auf das Filament wirkende Handkraft aufgebracht und auf den Füge-bereich übertragen.

Es entsteht idealerweise eine Schweißwulst sowohl am Werkstück, als auch am plastifizierten Filament selbst. Der Druck wird hierbei so aus-geübt, dass sich die Schweißnahtwulst in Richtung der Heißluft aus-bildet und der Fügevorgang nahezu kontinuierlich verläuft. Das WF wird im Apparate- und Behälterbau eingesetzt [DVS 2200-1 BB 1]. In Abbildung 6 ist eine typische Anordnung einer V-Schweißnaht im WF dargestellt. Die Stränge werden beginnend bei 1 aufsteigend nach-einander abgelegt. Für eine gute Qualität der Verschweißung muss das Werkstück nach Addition eines jeden Stranges ausreichend abkühlen [DVS 2207-3]. Ist der Untergrund nicht ausreichend abgekühlt, ist eine gleichmäßige Erwärmung ohne eine thermische Schädigung nicht mög-lich. Die Stränge werden so abgelegt, dass eine maximale Benetzung aller Fügepartner und somit eine maximal große Haftoberfläche (maximaler Spannungsquerschnitt) im Kontaktbereich entsteht.

Abbildung 5: Verfahrensprinzip Warmgasfächelschweißen [DVS 2207-3]

Abbildung 6: Aufbau einer V-Naht im WF [DVS 2207-3]

A B

2. Stand der Forschung 17 2.4.2 Warmgasextrusionsschweißen (WE)

Das WE unterscheidet sich vom WF im Wesentlichen dadurch, dass lediglich ein Schmelzestrang abgelegt wird, um die komplette Schweiß-naht zu füllen, und das Extrudat vollends aufgeschmolzen wird. Das Schema des kontinuierlichen WE ist nachstehend in Abbildung 7 dar-gestellt.

Abbildung 7: Warmgasextrusionsschweißen kontinuierlich [DVS 2207-4]

Der Prozess kann sowohl diskontinuierlich als auch kontinuierlich verlaufen. In beiden Fällen wird die Oberfläche durch Warmgas oder Wärmestrahlung vorgewärmt [Potente 2004]. Für geringe Durchsätze wird das Extrudat aus einem Schweißdraht und für hohe Durchsätze aus Granulat erzeugt. Bei konstanter Schneckendrehzahl und somit konstantem Massestrom nach Verlassen des Extruders, erfolgt die Varia-tion der Schweißnahtdicke maschinell oder manuell anhand der Variati-on der Verfahrgeschwindigkeit.

2.4.3 Heizelementstumpfschweißen (HS, IR-H)

Das HS ist ein zweistufiger Prozess bei dem beispielsweise zwei Rohrenden oder Platten zunächst gleichmäßig erwärmt und anschließend unter Druck gefügt werden. Die Wärmeleitung erfolgt beim HS konduktiv durch Anpressen einer beheizten Platte, die nicht

18 am Thermoplast anhaftet. Der Verfahrensablauf besteht aus den in Abbildung 8 gezeigten Einzelschritten.

Abbildung 8: p-t-Diagramm Heizelementstumpfschweißen [DVS 2207-1]

Beim Aufbringen des Angleichdrucks werden die Fügeflächen der Partner thermisch geplant und es entsteht bereits eine erste Wulst. Nach-dem die gewünschte Temperatur und Viskosität erreicht ist, werden die beiden Partner zunächst vom Heizelement getrennt und anschließend unter Druck verbunden. Hierbei kann der Fügedruck als auch der Füge-weg geregelt werden. Gemäß dem Verfahrensablauf nach DVS 2207-1 wird der Druck auf einem konstanten Niveau gehalten. Nachdem sich die Wulst vollständig ausgebildet hat, sorgt die Temperatur in der Nahtfläche dafür, dass die Moleküle an der Grenz-schicht ineinander diffundieren können und eine kohäsive Verbindung entsteht. Der Kurzzeitzug-Schweißfaktor nach DVS 2203-2 kann bei einem optimal geführten Prozess 1 betragen. In diesem Fall ist die Festigkeit in der Schweißnaht identisch zur Festigkeit des Fügepartners.

2. Stand der Forschung 19 Formel 1: Kurzzeitschweißfaktor im Zugversuch

𝑓𝑓𝑧𝑧 = 𝜎𝜎𝑤𝑤𝜎𝜎𝑟𝑟

𝑓𝑓𝑧𝑧 = Kurzzeitschweißfaktor 𝜎𝜎𝑤𝑤 = Arithmetischer Mittelwert der Bruchspannung der

geschweißten Prüfkörper in MPa 𝜎𝜎𝑟𝑟 = Arithmetischer Mittelwert der der Bruchspannung der

Bezugsprobekörper in MPa Beim berührungslosen Heizelementstumpfschweißen (IR-H) werden die zu verbindenden Bauteile berührungs- und drucklos auf Fügetem-peratur erhitzt – der Verfahrensablauf gleicht nach der Aufwärmphase dem des konduktiven HS Verfahrens [DVS 2207-6]. Um die Fügeflächen zu erhitzen, werden die Strahler oder die Werkstücke in Position gebracht und die Lichtwellen wirken eine definierte Zeit auf das thermoplastische Halbzeug ein. Die Technologie zum Schweißen mit Emittern (IR-E) wird oft auch in Verbindung mit dem Vibrationsschweißverfahren zum Vorwärmen der Reibflächen eingesetzt, um den Abrieb zu minimieren [KLN Ultraschall AG 2015]. Die Wärmeeinbringung erfolgt auf molekularer Ebene durch Schwing-ungsanregung der Moleküle. Infrarote Strahlung eignet sich hervor-ragend zur Erwärmung von Polymeren, weil Kohlenwasserstoffbin-dungen im infraroten Wellenlängenbereich hohe Absorptionsraten auf-weisen. In Abbildung 9 ist nachstehend die Einordnung der Infrarotstrahlung in das elektro-magnetische Spektrum gezeigt.

20

Abbildung 9: Elektromagnetisches Spektrum [Potente 2004]

Für die Erwärmung von ABS eignet sich mittelwellige IR-Strahlung sehr gut. Während Doppelbindungen C=C und C=N sich bevorzugt zwischen 1400 und 1900 µm zum Schwingen anregen lassen, so geschieht dies beispielsweise bei C≡N Dreifachbindungen in der Region von 1900–2400 µm. Einfachbindungen C–H absorbieren im Bereich von 2400–4000 µm die elektromagnetische Strahlung [Hesse et al. 2012].

2.5 Filamentherstellung

Unter Monofilamenten versteht man massive Kunststoffhalbzeuge, die üblicherweise aus nur einem Thermoplast bestehen und endlos gefertigt werden. Für die Monofilamentproduktion ist ein konstanter Schmelze-fluss beim Verlassen des Extrusionswerkzeugs wichtig. Um einen konstanten Durchsatz zu erzielen, werden Schmelze- oder Spinn-pumpen vorgeschaltet [Limper 2013]. Nachdem das Filament den Extruder verlassen hat, wird es verstreckt und zunächst an der Luft oder in einem Wasserbad abgekühlt. Je nach Anwendungsfall können die verstreckten Makromoleküle im Filament erhalten bleiben, um eine Fes-tigkeitssteigerung herbeizuführen. Idealerweise werden sie in einem nachgeschalteten Stabilisierungsprozess erwärmt und möglichst span-nungsfrei getempert. Für den FLM-Prozess ist das Einbringen einer Ver-streckung nicht sinnvoll, da während der Verarbeitung das Filament in

2. Stand der Forschung 21 aller Regel erneut aufgeschmolzen wird. Bei sehr großen Düsendurch-messern in der FLM-Anlage von N = 2 mm bei einem Filamentdurch-messer D = 2,85 mm kann es sein, dass das Innere des Filamentstrangs unaufgeschmolzen die Düse passiert. Für den FLM-Prozess ist es besonders wichtig, sowohl in ihrer Rundheit als auch in ihrem Durchmesser gleichbleibende Monofilamente einzusetzen, da über diese Materialparameter der Masseaustrag direkt beeinflusst wird. Die eingesetzte Slicing Software nimmt das Filament als mathematisch perfekten Kreisquerschnitt an und berechnet anhand dessen Fläche den Filamentvorschub, der den Durchsatz bestimmt. Im Herstellungsprozess der Filamente kommt es jedoch zur Pulsation, bei dem der Filamentdurchmesser nach oben und nach unten zyklischen Schwankungen unterliegt [Fourné 1999, 103 f.]. Bei der Verstreckung der Filamente in der schmelzflüssigen Phase aus der Düse heraus spricht man vom sogenannten „Unterzug“. Nach dem Abziehen wird das Filament schnellstmöglich durch das Kalibrier-werkzeug geführt, um einen gleichmäßigen und konstanten Querschnitt zu erhalten [Limper 2013, S. 199].

2.6 Rechnergestützte Pfaderzeugung (G-Code)

Unter Computerized Numerical Control (CNC) versteht man die rech-nergestützte numerische Steuerung von Werkzeugmaschinen [Kief et al. 2017]. Die NC-Programmierung ist eine bewährte Technologie zur Automatisierung von subtraktiven Verfahren wie dem Dreh- und Fräs-prozess. Letztere bilden die logische Basis eines abgewandelten G-Codes für das FLM-Verfahren. Der G-Code wird auch als RS-274 bezeichnet. Er wird gemäß des Deutsches Instituts für Normung (DIN) nach der DIN 66025-1 oder gemäß des National Institute of Standards and Technology (NIST) dem NIST RS274NGC Standard erzeugt und ist ein werkstückspezifisches Programm [NISTIR 6556; DIN 66025-1:1983-01]. Eine numerische Steuerung arbeitet die einzelnen Datensätze, Zeile für

22 Zeile, nacheinander ab. Bei dreiachsiger Fertigung sind die Punktkoordi-naten typischerweise in der Form X,Y und Z dargestellt. Grundlegend wird zwischen Weg- und Schaltinformationen unterschie-den. Weginformationen mit dem Buchstaben G sind nach DIN 66025-2 Informationen, die zwei Punkte, wie in Abbildung 10 gezeigt, mathe-matisch miteinander verbinden. Zudem bestimmen sie auch beispiels-weise die Verwendung von Einheiten in absoluter oder relativer Form, oder die Drehzahl einer Spindel [DIN 66025-2].

Abbildung 10: G-Code mit Wegpunktinterpolation [Hehenberger 2011]

Schaltfunktionen mit dem Buchstaben M übernehmen die Steuerung von Zusatzkomponenten, wie das Aktivieren der Spindeldrehung in gewünschter Richtung, die Zuschaltung von Kühlmittel oder das An-zeigen des Programmendes zum Deaktivieren aller angesteuerter Kom-ponenten. In Abbildung 10 ist die Verbindung von zwei Punkten dargestellt, die von der Startposition zur Endposition innerhalb einer x-y-Ebene erfolgt. Werkzeugmaschinen arbeiten mit linearen (G1) und kreisförmigen (G2) Weginformationen – Polygonzüge werden linear interpoliert und somit ebenfalls aus vielen einzelnen Geraden im Programmablauf umgesetzt. Der Code Werkzeugbefehl M03 regelt das Anschalten und Drehen der Spindel im Uhrzeigesinn, sowie G97 die Drehzahl, die in diesem Fall unbestimmt ist. Der Code G01 beschreibt das Verfahren der sich nun definiert drehenden Spindel vom Punkt X1,Y1 zum Punkt X2,Y2.

2. Stand der Forschung 23 Aus praktischer Sicht stellt dieser Befehl das subtraktive Bearbeiten einer geraden Bahn am Werkstück dar.

Buchstabe Bezeichnung Funktion

F Feedrate Vorschubregelung

G General function Wegfunktion

M Miscalleneous funtion Schaltfunktion

T Tool selection Werkzeugauswahl

X x-axis of the machine x-Koordinate

Y y-axis of the machine y-Koordinate

Z z-axis of the machine z-Koordinate

Tabelle 2: Relevante G-Code-Befehle [NISTIR 6556]

Die Erzeugung des G-Codes geschieht mit Hilfe eines Post-Prozessors, der die geometrische Information eines Flächen- oder Volumenkörpers in einzelne Befehlszeilen umwandelt. Im Bereich der additiven Fertig-ung wird dieser Post-Prozessor als Slicer bezeichnet [Rother 2017, S. 12; Adrian Bowyer 2018].

2.7 Eigenschaften von FLM-Bauteilen

2.7.1 Mesostruktur und Porosität

FLM-Bauteile sind stark heterogene Gefüge, die eine Mesostruktur aufweisen. Der Ausdruck Mesostruktur wird im Bereich des AM für die innere Struktur der 3D-Körper verwendet. Im Zusammenhang des AM steht die Mesostruktur für den Bereich zwischen der Mikrostruktur (dem einzelnen Schmelzestrang) und der Makrostruktur (dem eigent-lichen Bauteil) [Klahn 2015, S. 1]. Anschaulich bedeutet dies, dass zwei Bauteile makroskopisch betrachtet identisch aussehen und die abge-legten Schmelzestränge mikroskopisch identisch sind, die Mesostruktur jedoch komplett unterschiedlich sein kann. Der strukturelle Unterschied ergibt sich durch die Anordnung der Schmelzestränge innerhalb des

24 Bauteils und dem Füllgrad in Prozent. Die Bauteildichte hängt wesent-lich vom Füllgrad ab. Ein Maß für diesen ist die Porosität, eine dimen-sionslose Messgröße zwischen Hohlraumvolumen und Gesamtvolumen [Chin Ang et al. 2006]. Die Möglichkeit, teilgefüllte Bauteile zu erzeugen, ist ein eindeutiger Vorteil der Schichtbauverfahren gegenüber den klassischen Urform-verfahren wie z. B. dem Spritzgießen [DIN 8580:2003-09].

2.7.2 Kerbeffekte

Beim thermischen Fügen zweier Partner entstehen Eigenspannungen im System. Beim Erwärmen eines Fügepartners entsteht an der Oberfläche, die in Kontakt mit dem Heizelement steht, eine höhere Temperatur als in heizelementfernen Bereichen. Nach dem Aufbringen des An-pressdruckes kühlt das Bauteil ungleichmäßig ab. Eigenspannungen sind also das Resultat instationärer, thermodynamischer Prozesse auf-grund des unterschiedlichen Verhaltens beim Abkühlen des Kunst-stoffes. Sie entstehen durch die Verarbeitungsschwindung und durch behinderte Relaxationsvorgänge zwischen angrenzenden Schmelze-schichten [Schnieders 2004, S. 8–9]. In Abbildung 12 ist eine typische Stumpfnaht nach dem Verschweißen zweier Rohre oder Stäbe dargestellt, die mittels HS verbunden wurden. Nach dem partiellen Plastifizieren der Schweißpartner werden die beiden Hälften aufeinandergepresst und unter Druck bildet sich die Schweißwulst durch das verdrängte Material aus [DVS 2207-1].

Beim Schweißprozess ist die Wulstbildung erwünscht, um im Inneren der Schweißnaht eine homogene Schicht zu erzeugen, die zu 100 % kohäsiver Natur ist. Wird die Wulst nachträglich abgetragen und somit der Kerbgrund geplant, so ist der Wert des Kurzzeitschweißfaktors gemäß Formel 1 gleich 1 und somit die Festigkeit innerhalb der Schweißnaht identisch zur Festigkeit des Ausgangsmaterials.

2. Stand der Forschung 25 Bleibt die Wulst bestehen, so ist die Festigkeit aufgrund der geometri-schen Kerbe und der Spannungskonzentration im Kerbgrund stets nied-riger als die des Ausgangsmaterials.

Abbildung 11: Kerbeffekte an den Grenzflächen von FLM-Bauteilen

Abbildung 12: Stumpfnaht und Kerbeffekt beim HS [DVS 2207-6]

Beim FLM-Verfahren treten eine Vielzahl innerer und äußerer Kerb-effekte im Bauteil auf (Abbildung 11). Da es im FLM-Verfahren kaum möglich ist, eine kerbfreie Mesostruktur zu erzeugen, werden die erziel-baren Festigkeitswerte immer denen geschweißter und geplanter Bau-teile unterlegen sein. Vergleichbare Werte könnten nur dann erzielt werden, wenn es gelingt, sowohl alle inneren als auch alle äußeren geo-metrischen Kerben zu entfernen bzw. deren Bildung zu unterbinden.

2.7.3 Eigenspannungen

Durch das unterschiedliche Schwindungsverhalten von aufge-schmolzenem zu unaufgeschmolzenem Material bilden sich in der Grenzschicht thermische Spannungen. Diese werden eingefroren und bleiben nach dem vollständigen Abkühlen bestehen [Nickel et al. 2001]. Eingefrorene Eigenspannungen können als Vorschädigung des Materi-als betrachtet werden, da sie die Spannung im Belastungsfall lokal er-höhen [Schnieders 2004, S. 10].

26 Bei FLM-Bauteilen zeigt sich ein sehr ähnliches Verhalten. Beim FLM werden die Schmelzestränge innerhalb einer Schicht an- und zwischen zwei Schichten aufeinander geschweißt. Hierbei entsteht immer ein Temperaturgradient zwischen benachbarten Strängen, was mit der Aus-prägung von Eigenspannungen einhergeht [Kousiatza und Karalekas 2016]. Neben dem Temperaturgradienten werden insbesondere fort-während geometrische Kerben ins Bauteil eingebracht, welche die Ver-bundfestigkeit deutlich reduzieren.

Abbildung 13: Temperaturabhängige Änderung des spez. Volumens von Thermoplasten, v-T-Diagramm [Johannaber und Michaeli 2004, S. 49]

Die Bildung von Eigenspannungen ist ein normaler Prozess beim Abkühlen von Kunststoffschmelzen [Rudolph 2009, S. 1]. Wie im v-T-Diagramm in Abbildung 13 zu sehen, verändert sich das spezifische Volumen von Thermoplasten in Abhängigkeit der Tem-peratur. Nimmt die Temperatur zu, so vergrößert sich auch das spezi-fische Volumen des Thermoplasts. Dieser Vorgang wird im Spritzgießen bei einmaliger Erwärmung und Abkühlung als Verarbeitungsschwin-dung bezeichnet [Johannaber und Michaeli 2004, S. 49 f.].

2. Stand der Forschung 27 Dieses Verhalten ist übertragbar auf FLM-Bauteile. Wird ein schmelzeförmiger Strang auf eine bereits erkaltete Schicht aufgetragen, so ist seine Volumenkontraktion wesentlich größer, als die der unten-liegenden Schicht. Da sich jedoch bei den hohen Temperaturen bereits punktuell feste Verbindungen zwischen dem Strang und der unteren Schicht gebildet haben, entstehen zwischen den beiden Schichten Eigenspannungen, die beim vollständigen Abkühlen der beiden Bauteil-schichten eingefroren werden und zu Spannungsrissen führen können [Zhang und Chou 2008].

2.8 Verwandte Arbeiten

2.8.1 Mechanische Eigenschaften von FLM-Bauteilen

Da FDM® aufgrund des im Jahr 1989 eingereichten Verfahrenspatentes [US5121329] deutlich länger als die Open-Source-Verfahren Anwendung in Forschung und Wissenschaft findet, sind in diesem Bereich besonders viele Untersuchungen durchgeführt und veröffentlicht worden. Im Rahmen dieser Studien kristallisieren sich zwei grundlegende Strö-mungen heraus: 1. Der Versuch, eine vorhandene Prüfmethodik auf FDM®-Bauteile an-zuwenden, um die mechanischen Eigenschaften der Bauteile in Abhän-gigkeit von der Verarbeitung, der Struktur und dem Material zu quanti-fizieren.

2. Der Versuch, die Anisotropieeffekte in FDM®-Bauteile zu verstehen, zu quantifizieren und sie durch Maßnahmen gezielt zu reduzieren. Die Bauteileigenschaften werden meist an normierten Prüfkörpern, in seltenen Fällen auch an fertigen Bauteilgeometrien ermittelt [Lee et al. 2005; Hambali et al. 2010, S. 224–228]. Als Vergleichsbasis dient im All-gemeinen das Spritzgießen.

28 Bei den verwendeten Prüfmethoden handelt es sich vornehmlich um Prüfungen zur Bestimmung der Zugeigenschaften von „Form- und Ex-trusionsmassen“ gemäß der Internationalen Organisation für Normung (ISO), die im europäischen Bereich für spritzgegossene Formteile angewendet werden [ISO 527-2:2012-06]. Auf internationaler Ebene und bevorzugt im nordamerikanischen Raum wird vorzugsweise eine Prüf-norm der American Society for Testing and Materials (ASTM) eing-esetzt, die im Aufbau und dem Messverfahren sehr ähnlich ist [ASTM D638-14]. Zur Quantifizierung der Bauteileigenschaften finden außerdem 3-Punkt-Biegeversuche [ISO 178:2013-09; ASTM D790-17], sowie teilweise die Ermittlung der Schlagzähigkeit nach der Charpy- und Izod-Methode [ISO 179-1:2010-11; ISO 180:2013-08] Anwendung. Selten werden auch die Eigenschaften in Bezug auf die Druckfestigkeit untersucht [Villalpando et al. 2014]. Die Festigkeit von FLM-Bauteilen hängt besonders von fünf wichtigen Einstellparametern ab [Sood et al. 2010]:

a) Orientierung (engl.: orientation):

Unter Orientierung verstehen Sood et al. die Ausrichtung des Bauteils im dreidimensionalen Bauraum in Bezug auf die x,y- und z-Ebene. Die Bauplattform wird allgemein als xy-Ebene bezeichnet.

b) Schichtdicke (engl.: layer thickness):

Die Schichtdicke beeinflusst die Stranggeometrie und die Fertigungszeit. Sie ist ein direkt einstellbarer Parameter, unterliegt aber äußeren Abhän-gigkeiten, insbesondere dem Düsendurchmesser. Die Schichtdicke kann immer maximal dem Düsendurchmesser entsprechen. Je kleiner die Schichtdicke im Verhältnis zum Düsendurchmesser ist, desto stärker wird der Strang beim Verlassen der Düse geometrisch verformt (Abbildung 14).

2. Stand der Forschung 29 c) Strang- oder Füllwinkel (engl.: raster angle):

Der Füllwinkel ist eine Größe, die relativ zur x-Achse der Bauplattform zu sehen ist. Er schreibt vor, in welchem Winkel das Innere des Bauteils in Abhängigkeit zur x-Achse gefüllt wird. Typische Werte sind 0°, ±45° und ±90°. Der Füllwinkel wird für gewöhnlich alternierend um 90° von einer zur nächsten Ebene gewechselt. Er steht eng mit wichtigen Pro-zessgrößen und Bauteileigenschaften in Verbindung. Besonders auf die Auswirkung auf entstehende Spannungskonzentrationen im Bereich der freien Einspannung und Kraftbeaufschlagung wird in Abbildung 23 ein-gegangen.

d) Strangbreite (engl.: raster width):

Die Strangbreite ist eine direkt einstellbare Größe, die mindestens dem Düsendurchmesser entsprechen sollte. Die Querschnittsfläche des abgelegten Schmelzestrangs ergibt sich aus der Strangbreite und der Schichtdicke. Die Strangbreite kann im FDM® als Perimeter (contour width) und im Infill (raster width) separat eingestellt werden. Eine Er-höhung der Strangbreite unter Beibehaltung der Schichtdicke bewirkt eine Vergrößerung des Strangquerschnittes und somit eine Erhöhung des Massedurchsatzes.

e) Strangabstand (engl.: raster to raster air gap):

Der Strangabstand kann im FDM® ebenfalls separat für den Perimeter (contour air gap) und das Infill (raster to raster air gap) eingestellt wer-den. Er bestimmt die innere Struktur und somit indirekt auch die Dichte

Abbildung 14: Strangquerschnitt bei Variation der Strangbreite

30 des Bauteils. In der Insight-Software der Firma Stratasys kann ein negativer Strangabstand gewählt werden, so dass sich zwei benachbarte Stränge bei der Ablage überlappen.

Abbildung 15: Einstellparameter b) bis d) für FDM® nach Sood et al. 2010

Abbildung 16: Schmelzestrang

In den Untersuchungen zum Zusammenhang zwischen den Einstell-parametern und der mechanischen Festigkeit zeigte sich, dass eine mini-male Schichtdicke zu hohen Temperaturunterschieden zwischen den oberen und der untersten Bauteilschicht führt. Die Hauptursache für die Steigerung der Bauteilfestigkeit sehen Sood et al. 2010 in der Steigerung der Festigkeit zwischen benachbarten Strängen innerhalb einer Schicht an - durch die höheren Temperaturen zwischen zwei benachbarten Strängen nimmt die Diffusion der Molekül-stränge ineinander zu. Der hohe Temperaturgradient sorgt aber auch im negativen Sinn dafür, dass die Anzahl der Heiz- und Kühlzyklen, und somit die Eigenspannungen im Bauteil, zunehmen. Durch Erhöhung der Eigenspannungen steigt die Anzahl der Baufehler, die Wahrscheinlich-keit für eine Rissfortpflanzung zwischen zwei Schichten (engl. „interlayer cracking“) und die Gefahr von Delamination. Ein weiteres Ergebnis zeigt, dass kleine Füllwinkel, also lange Stränge im Bauteil, sich nachteilig auf die Eigenspannungen zwischen den Schichten auswirken und diese ansteigen. Dieser Anstieg ist darin zu

2. Stand der Forschung 31 begründen, dass die Stränge beim Abkühlen über die gesamte Länge des Prüfkörpers schwinden und somit sehr hohe Zugkräfte entstehen. Insgesamt führen Stränge, die beim Zugversuch in Kraftflussrichtung ausgerichtet sind, jedoch zu höheren Festigkeiten. Schmelzestränge mit größerem Durchmesser lassen die interlaminaren Eigenspannungen ebenfalls ansteigen, bewirken durch die höhere Men-ge an eingebrachter Wärmeenergie, allerdings auch eine bessere Haf-tung benachbarter Stränge. Eine Teilfüllung der Prüfkörper durch einen steigenden Strangabstand führt zu einer schlechteren Wärmeleitung innerhalb des Bauteils durch die abnehmenden Kontaktflächen zwischen den Strängen. Geringere Querschnittsflächen in xy bedingen automatisch geringere Festigkeiten, da die Spannung bei konstanter Kraft geometriebedingt ansteigt [Sood et al. 2010].

Parameter Änderung Festigkeit in xy Festigkeit in z

Orientierung ▲ ▼ ▼

Schichtdicke ▲ ▼ ▲

Füllwinkel ▲ ▼ ▼

Strangbreite ▲ ▼ ▲

Strangabstand ▲ ▼ ▼

Tabelle 3: Auswirkung der Parameter auf die Bauteilfestigkeit

An dieser Stelle ist es wichtig zu erwähnen, dass die lizensierte FDM® Software Insight zur Erstellung und Bearbeitung des G-Codes nur eine sehr begrenzte Anzahl an Einstellparametern zulässt und diese Ausar-beitung lediglich einen groben ersten Einblick in die mechanischen Eigenschaften von FLM-gefertigten Bauteilen geben kann. In der Ausarbeitung von Kloke 2016 werden die Einflüsse des Materials, der Maschine und des Prozesses auf die Bauteileigenschaften im Zug-, Biege- und Schlagversuch betrachtet. Neben der Ausrichtung flach auf

32 der Bauplattform (liegend in xy-Ebene in Abbildung 17) wird zusätzlich die seitliche (seitlich in yz-Ebene in Abbildung 17) sowie die aufrecht stehende (stehend in zx-Ebene in Abbildung 17) Bauteilorientierung betrachtet. Eine zentrale Aussage ihrer Studien ist es, dass optimierte FDM®-Bauteile im Zugversuch vergleichbare Festigkeitswerte wie spritzgegossene Bauteile erreichen können. Die erreichbaren Dehnraten sind aufgrund der Mesostruktur im FDM-Bauteil jedoch deutlich ge-ringer [Kloke 2016].

Für die Standardeinstellung in der Insight-Software weisen die Prüf-körper in der seitlichen Ausrichtung maximale Zugfestigkeitswerte auf. Die Resultate in flacher Position ähneln diesen stark und sind einzig aufgrund des geringeren Anteils von Schmelzesträngen in Kraftrichtung niedriger. Ist die Querschnittsfläche in der xy-Ebene klein, so ist der An-teil der unidirektionalen Konturstränge (Perimeter) im Vergleich zu den winklig alternierend angeordneten Strängen im Füllbereich groß. Als

Abbildung 17: Ebenen und Bauteilausrichtung im 3D-Raum in Anlehnung an ISO/ASTM 52921:2017-01

2. Stand der Forschung 33 Ursache für den deutlichen Abfall der aufrechten Zugprüfkörper sieht Kloke, dass die Bindefestigkeit zwischen den Schichten geringer ist als die Festigkeit des Materials selbst. Zugprüfkörper gemäß ASTM D638-14 sind aufgrund ihrer Geometrie also nur bedingt für die Beurteilung von FDM-gefertigten Bauteilen und deren Mesostruktur geeignet [Kloke 2016]. Die radiale Verjüngung von den Schultern zur freien Länge ist als sanfte Krafteinleitung zwischen den Spannbacken und der freien Prüflänge gedacht, um ein Versagen innerhalb der gleichmäßigen Querschnitts-fläche im mittleren Bereich des Prüfstabes zu erreichen. Bei FDM®-Zugstäben erübrigt sich diese Funktion, da durch das stark inhomogene Gefüge in Strangform keine Kraft radial eingeleitet werden kann. Die Einleitung erfolgt immer entlang der Fügezonen im Bauteil und an Spannungskonzentrationen, die an Strangenden oder scharfen Umlen-kungen (Kerben in Abbildung 20) entstehen. Beim Vergleich der stehenden (zx-Stäbe) mit der flachen Orientierung (xy-Stäbe) durch Zugprüfung, weisen aufrecht gefertigte Stäbe, ca. 60 % der Festigkeit gegenüber den liegend gefertigten Probekörpern auf. Im Schlagversuch betragen die Haftwerte zwischen zwei Schichten im Vergleich zu den in Kraftrichtung orientieren Strängen nur noch ca. 40 %. Im 3-Punkt-Biegeversuch brechen die aufrecht generierten Stäbe spröde. Bei Betrachtung einer höheren Verstreckung der Stränge beim Ablegen zeigt sich, dass die Zugfestigkeit bei steigendem „Streckungs-verhältnis“ steigt. Die höhere Streckung wird dadurch erzielt, dass die Strangbreite bei konstantem Düsendurchmesser erhöht wird, wodurch der Strangquerschnitt zunimmt (Abbildung 14). Die Verfestigung wird durch einen höheren Energieeintrag in den Strang erklärt, der die Diffusionsvorgänge der Moleküle in den Randschichten begünstigt [Kloke 2016].

34

Abbildung 18: Rissbildung außerhalb der freien Einspannlänge nach Zugversuch

Abbildung 19: Vollständiger Bruch im radialen Bereich des Prüfkörpers

In den Zugversuchen von Ahn et al. zeigte sich – neben der Abhängig-keit der Zugfestigkeit von den gewählten Einstellparametern wie der Strangbreite oder dem Füllgehalt – ein starker Einfluss der gewählten Prüfkörpergeometrie und der Prüfmethode. Bei additiv gefertigten Zugstäben führen prozesstechnisch eingebrachte Kerben im Bauteil durch lokale Spannungserhöhung zum Versagen. Die Anwendung einer Prüfnorm für unidirektional faserverstärkte Laminatsysteme (so ge-nannte Aufleimerzugstäbe) ermöglicht es die Kerbeffekte im Übergang vom Schulterbereich in die freie Länge der Stäbe zu eliminieren. Als Vergleichsbasis diente das Spritzgießen von PC Probekörpern [Ahn et al. 2002; Shad et al. 2001]. In Untersuchungen zur Auswirkung der Strangorientierung, die in jeweils in 0°, 45° und 90° zur Kraftrichtung im Zug-, 3-Punkt-Biege- und Schlagversuch betrachtet werden, zeigte sich eine Tendenz zur Delamination bei Prüfkörpern, die im 0°-Winkel im Schlagversuch beansprucht werden. Auch bei niedrigen Deformationsgeschwindig-keiten zeigte sich eine Rissbildung und -fortpflanzung entlang der Kontaktflächen der einzelnen Stränge. Als Ursache der Rissbildung ent-lang der Kontaktbereiche zweier Stränge wurde die geringe intermole-kulare Diffusion sowie das Entstehen von Lufteinschlüssen durch schwankende Austragsmengen während des Materialauftrages identi-fiziert [Es-Said et al. 2000].

2. Stand der Forschung 35 In den verwandten Arbeiten zur Untersuchung der mechanischen Eigenschaften stellte sich heraus, dass die Festigkeiten bei unidirektionaler Stranglage entlang der beanspruchten Kraftrichtung maximale Kennwerte aufweisen. Zudem ist eine maximale Füllung des Bauteils ohne Lufteinschlüsse ein Garant für gute Festigkeitswerte [Wimpenny et al. 2017, S. 9–29; Griffiths et al. 2016; Shojib Hossain et al. 2014].

Abbildung 20: Erzeugung unidirektionaler Strangmuster im Zugstab Typ 1A in Abhängigkeit des Füllmuster und der Bauteilorientierung

In Abbildung 20 sind unidirektionale Stränge dargestellt, die sowohl mit der herstellerspezifischen Insight-Software, als auch mit den zahlreichen Open-Source-Softwareanwendungen wie z. B. dem Slic3r zur Erzeugung von G-Codes leicht generierbar sind [Ranellucci 2018]. Die Probekörper vom Typ 1A ISO 527-1:2012-06 in Abbildung 17 sind in allen drei Bauteilebenen angeordnet dargestellt. Wenn von der Unter-suchung der Schichthaftung die Rede ist, handelt es sich stets um Prüf-körper, die in der zx-Ebene stehend gefertigt wurden. Trotz identischer

36 Einstellparameter beim Erzeugen des G-Codes anhand der Slicing-Soft-ware ergeben sich völlig unterschiedliche Bauteileigenschaften für die jeweilige Anordnung. In den bisher genannten Publikationen wurde deutlich, dass die erreich-bare Festigkeit im Bauteil umso höher ist, je länger ein Strang in Be-lastungsrichtung vorliegt. Ein weiterer Untersuchungsgegenstand ist demnach, was bei unidirek-tionaler Stranglage und unterschiedlicher Schichtdicke und unterschied-lichem Strangquerschnitt im Bauteil geschieht. In der Arbeit von Shubham et al. 2016 werden Zug- und Schlagstäbe mit aufsteigenden Schichtdicken von 0,075 mm bis 0,5 mm gefertigt und ana-lysiert. Die Ergebnisse zeigen deutlich, dass die mechanischen Eigen-schaften sowohl bei hohen als auch bei niedrigen Verformungsraten bei geringen Schichtdicken besser sind. Als Erklärung sehen Shubham et al. 2016 die Rissbildung und die Rissfortpflanzung auf Mikroebene an. Ist die Anzahl der Stränge bei geringen Schichtdicken im Spannungsquer-schnitt hoch, so bilden die Stäbe ein homogeneres Gefüge aus. Um über den kompletten Quersch-nitt zu versagen, müssen alle Stränge reißen. Bei hohen Schichtdicken ist also die Anzahl der Stränge klein und der Anteil des einzelnen Strangs an der Gesamtfestigkeit des Bau-teils hoch. Bis es zum Versagen eines einzelnen Stranges kommt, wird die Bruchenergie im Bereich der Kontaktflächen durch Delamination absorbiert. Schlussfolgernd wird durch den Delaminationsprozess vieler dünner Stränge mehr Energie absorbiert, als bei wenigen großen Strängen [Shubham et al. 2016].

2. Stand der Forschung 37

Abbildung 21: Rissfortpflanzung nach Stranglage [Es-Said et al. 2000]

Bereits in den Forschungen von Es-Said et al. 2000 stellte sich heraus, dass die Rissbildung immer entlang der Stränge an den Kontaktzonen innerhalb der FLM-Bauteile entsteht und sich so lange delaminierend fortpflanzt, bis ein Strangbruch erfolgt. Bei diesen Prüfungen zeigte sich, dass die Rissfortpflanzung ausschließlich entlang der Strangwinkel erfolgt. Ein besonderes Augenmerk sollte hierbei auf das Ergebnis der +45 °/-45 ° Strangorientierung in Abbildung 21 gelegt werden. Obwohl alle Stränge mikroskopisch innerhalb einer Ebene in Vorzugsrichtung abgelegt sind, wird makroskopisch der Bruch in Richtung der sich darüber bzw. darunter befindlichen Stränge in unterschiedlichen Bau-teilebenen verursacht [Es-Said et al. 2000]. Auch die Untersuchungen von Dawoud et al. 2016 zeigen ähnlich der Arbeit von Kloke 2016, dass vollgefüllte FLM Bauteile nahezu die Zug- und Biegefestigkeit spritzgegossener Bauteile erreichen (auf einem Ni-veau von ca. 90 % der Vergleichswerte). Auch wird hier festgestellt, dass die Dichte der Bauteile niedriger ist und prozessbedingt niedriger sein muss. Bei der visuellen Analyse der Bruchflächen unter dem Raster-elektronenmikroskop (REM) in Abbildung 22 und dem Vergleich der spritzgegossenen mit der vollgefüllten FLM-Probe fällt auf, dass die FLM- Probe selbst bei Vollfüllung immer Lufteinschlüsse aufweist, wo-hingegen die spritzgegossene Variante ein homogenes Gefüge ausbildet.

38 Weiterhin kann beobachtet werden, dass die spritzgegossenen Bauteile aus unverstärktem ABS im Zugversuch eine glatte Bruchfläche ausbil-den, wohingegen die FLM-gefertigten Prüfkörper Brüche über mehrere Schichten aufzeigen. Zudem lässt sich erahnen, dass diese Bruchebenen Ihren Ursprung stets im Bereich von Lufteinschlüssen oder Fehlstellen aufgrund lokaler Spannungserhöhungen haben. Bei teilgefüllten FLM-Bauteilen ist die erreichbare Maximalspannung im Zugver-such deutlich geringer. Aufgrund der porösen Anordnung werden nicht nur mikros-kopische Fehlstellen auf kleinster Ebene, sondern auch mesoskopische Fehlstellen in Größe der Strangdimension eingebracht.

Im Schlagversuch nach Charpy wird deutlich, dass Kerbeffekte unter hohen Verformungsgeschwindigkeiten die innere Festigkeit der Bauteile im Vergleich zum spritzgegossenen ABS-Ausgangsmaterial noch stärker negativ beeinflussen als die geringen Verformungsgeschwindigkeiten im Zugversuch. Liegen die Stränge unidirektional angeordnet im 90 °-Winkel zum auftreffenden Schlagpendel vor, so ist die Schlagzähigkeit im additiv gefertigten Bauteil maximal. Die Ursache hierfür ist, dass nur bei einer Lage von genau 90 ° zum Schlagpendel keine kerbinduzierten Brüche im Bereich der freien Einspannlänge auftreten. Sind die Stränge im Winkel von 45 ° zum Pendel angeordnet, fällt die Schlagzähigkeit enorm ab [Górski et al. 2014].

Abbildung 22: Aufnahmen Bruchflächen im REM [Dawoud et al. 2016]

2. Stand der Forschung 39 Allgemein kann festgestellt werden, dass die Schlagzähigkeit stark abfällt, sobald die Stränge im beanspruchten Spannungsquerschnitt in einem Winkel kleiner als 90 ° zum Schlagpendel angeordnet sind. Die Arbeit, die notwendig ist, um den Schlagstab zum Versagen zu bringen, ist bei kleinen Orientierungswinkeln höher als bei großen Orientierungswinkeln. Die Ursache hierfür liegt alleine darin begründet, dass die Delaminationslänge innerhalb des Bauteils bei kleinen Winkeln größer ist. Die Delaminationslänge ist theoretisch die maximale Strang-länge (ohne Richtungswechsel) im Bauteil. Je kleiner der Strangwinkel in Abbildung 23 gewählt wird, desto größer ist die Stranglänge innerhalb einer Bauteilschicht.

Abbildung 23: Kerbeffekte in Abhängigkeit der Stranglage zur Krafteinwirkungsrichtung beim Schlagversuch

In den Untersuchungen zum Einfluss der Perimeter auf die Biege-eigenschaften zeigte sich, dass eine Erhöhung der Perimeteranzahl eine deutlich höhere Biegefestigkeit zur Folge hat. Intralaminar erhöhen die unidirektional orientierten Perimeter in den äußeren Schichten den

40 Widerstand gegen die Durchbiegung. Über den Bauteilquerschnitt ge-sehen ist die Verlagerung der geometrischen Kerben zur neutralen Phase hin der Hauptgrund zur Steigerung der Biegefestigkeit. Im Zug-versuch von Ahn erzeugt die unidirektionale Ausrichtung der Stränge die höchsten Festigkeitswerte [Mishra et al. 2017; Ahn et al. 2002].

2.8.2 Untersuchungen zur Schichthaftung von FLM-Bauteilen

Bei den Untersuchungen zu den mechanischen Eigenschaften von Schichtbauteilen zeigte sich sehr deutlich, dass die Anisotropie eine eindeutige und stete Eigenschaft von FLM-Bauteilen ist. Lediglich in Strangrichtung kann theoretisch von einem homogenen Gefüge ausge-gangen werden. In der Praxis zeigt sich jedoch, dass es nicht gelingt, homogene Stränge gleichbleibender Qualität reproduzierbar zu fertigen [Es-Said et al. 2000; Sun et al. 2008; Coogan und Kazmer 2017]. Untersuchungen mit hohen Deformationsgeschwindigkeiten zeigen die Anisotropieeffekte deutlicher auf als jene mit niedrigen Deformations-geschwindigkeiten. Um die richtungsabhängigen Bauteilcharakteristika zu ergründen, wird in diesem Kapitel die Haftung der einzelnen Schich-ten zueinander betrachtet. Bei Verwendung konventioneller Geometrien der Prüfkörper für Zug- Schlag- und Biegeversuche in zx-Ebene (Abbildung 17) zeigen sich teil-weise starke Wechselwirkungen zwischen den einzelnen Versuchspara-metern. Die Arbeit von Johansson 2016 vergleicht klassisch den Unterschied der Festigkeit bei aufrecht und liegend gefertigten Zugprüfkörpern aus unterschiedlichen Materialien (PET, PLA, ABS, PA), um die transversale und longitudinale Festigkeit zu ermitteln. Er verwendet hierbei eine FLM-Anlage ohne beheizten Bauraum. Auch in dieser Ausarbeitung wird die Schichtdicke im Bereich von 0,1 bis 0,4 mm variiert. Auch diese Ergebnisse lassen vermuten, dass die geringen Schichtdicken bessere Haftungswerte von ca. 90 % zwischen der kleinsten und der größten

2. Stand der Forschung 41 Schichtdicke zur Folge haben. Die drei Prüfkörper unterschiedlicher Schichtdicke wurden innerhalb eines Bauprozesses gefertigt. Eine weitere Besonderheit seiner Versuchsreihen stellt die Erhöhung der Flussrate (engl. „flow rate“), also des Massedurchsatzes bei gleich-bleibender Verfahrgeschwindigkeit, dar. Er variiert diesen im Bereich von 0,9 bis 1,1 (90–110 % vom Istwert). Die Erhöhung der Flussrate von 0,9 auf 1,1 bewirkt einen Anstieg der Maximalkraft um ca. 51 % und scheint somit einen erheblichen Einfluss zu besitzen. Die Flussrate kann im Slic3r über den Extrusionsfaktor (1 = 100 % Do-siermenge) in Abbildung 24 oder die Vorgabe des Filamentdurch-messers D in mm verändert werden. Eine Erhöhung oder Erniedrigung des Wertes ändert den für den Filamentvorschub relativ zur Verfahr-bewegung, was eine höhere oder niedrigere Flussrate bewirkt.

Abbildung 24: Dosierung der Filamentmenge im Slic3r 1.17

Die Arbeit von Akande et al. 2017 zeigt erneut, dass vollgefüllte Bauteile entlang der z-Achse mit geringen Schichtdicken einen größeren Widerstand bei hohen Deformationsgeschwindigkeiten im Schlag-versuch aufweisen. Eine Besonderheit in seinen Ergebnissen ist, dass alle gekerbten Schlagprüfkörper, bei denen die Kerbe nachträglich mech-anisch eingebracht wurde, auf einem ähnlichen Niveau versagen und die Schichtdicke keinen Einfluss zu haben scheint. Er erklärt dieses Ergebnis durch die Gleichmäßigkeit der eingebrachten Kerben, wodurch die Vermutung entsteht, dass die prozesstechnisch eingebrachten Fehl-stellen durch die aufeinanderliegenden Stränge anders wirken, als die

42 mechanisch generierten Kerben [Akande et al. 2017]. Es kann nicht beurteilt werden, ob bereits während der mechanischen Fertigung der Kerben eine Materialschwächung verursacht wurde. Das Werk von Abbott et al. 2018 zeigt erneut auf, dass kleinere Schicht-dicken in Verbindung mit höheren Verfahrgeschwindigkeiten zu bes-seren Hafteigenschaften der Schichten führen. Dies kann anhand der höheren Kompaktheit der Bauteile erklärt werden. Doch auch die Ver-wendung von großen Schichtdicken bei niedrigen Verfahrgeschwind-igkeiten der Austragseinheit, zeigt gute Haftungseigenschaften. Der Versuchsplan, bei dem die Verfahrgeschwindigkeit, Schichtdicke und Orientierungen, sowie die Düsentemperatur zweistufig variiert wurden, zeigt deutlich, dass die Resultate stark wechselwirkungs-behaftet sind, und dass eine gute Schichthaftung entlang der Hochachse auch eine geringere Festigkeit in Vorzugsrichtung bedeuten kann [Abbott et al. 2018]. Nimmt die Anzahl der gefertigten Prüfkörper innerhalb einer Serie zu, so spielt die Beheizung der Bauplattform eine bedeutende Rolle im Hinblick auf die Diffusionsvorgänge im Bauteil und in der Vergleichbarkeit der Ergebnisse der intra- und inter-laminaren Festigkeit. Bauteile, die flach in xy- oder seitlich in yz-Rich-tung (siehe Abbildung 17) erzeugt werden, erhalten stetig eine Wärme-einbringung von unten durch die Plattform und von oben durch die beheizte Düse. Die Temperatur der Bauplattform ist im Idealfall höher als Tg und durch die Abstrahlung der Düse wird das Temperaturniveau im inneren der Bauteile während der gesamten Fertigung nah an oder sogar über Tg gehalten. Die Glasübergangstemperatur wird auch als „Einfriertemperatur“ bezeichnet und ist während des Abkühlens von amorphen Thermo-plasten der Übergang vom thermoelastischen zum energieelastischen

2. Stand der Forschung 43 Bereich. Amorphe Thermoplaste werden unterhalb der Glasübergangs-temperatur eingesetzt, da sie oberhalb von Tg thermoelastisch und somit leicht verformbar sind [Domininghaus et al. 2012, 42ff.]. Wenn die Stäbe flach aufliegen (xy-Ebene), ist der Einfluss der Oberflächentemperatur nicht messbar, stehen sie (zx-Ebene), ist mit der Erhöhung der Anzahl ein deutlicher Abfall erkennbar [Faes et al. 2016]. Um die reine Schichthaftung übereinanderliegender Polymerstränge charakterisieren zu können, wurden in den Arbeiten von Schumacher 2017 und Coogan und Kazmer 2017 Hohlkörper gefertigt, aus denen anschließend Prüfkörper ausgefräst [Schumacher 2017] bzw. gelasert [Coogan und Kazmer 2017] wurden. In den Untersuchungen von Costa 2011 wurden Filamentstränge mit Hilfe eines Granulatextruders ausgetragen und anhand eines beweglichen Untergrundes übereinander geschichtet [Costa 2011]. Aufgrund der jeweiligen Vorgehensweisen wurden äußere Störfaktoren, die im Bauteil während des konventio-nellen Bauprozesses auftreten, größtenteils eliminiert und der Fokus der Untersuchungen auf die reinen Haftmechanismen zwischen den Strängen in unterschiedlichen Schichten gelenkt. Durch dieses Vorgehen entsteht eine Prüfmethodik, die unabhängig von der eingesetzten Prüf-körpergeometrie anwendbar ist. Die Abhandlung von Schumacher 2017 beurteilt die Schweißnaht-festigkeit entlang der Hochachse (zx-Ebene in Abbildung 17) von unterschiedlichen Polyamid 6 Typen (PA6) im Zugversuch. Darüber hinaus variiert er in seinen Versuchen die Düsen- und Bauraum-temperatur sowie die Viskosität der eingesetzten Materialtypen. Durch eine überlegte Wahl des Prüfkörpers erreicht er zudem eine nahezu maschinenunabhängige Anwendbarkeit der entwickelten Prüfmethodik. Bei der optischen Bewertung der ausgetragenen Schmelzestränge kön-nen die Maschinenschwingungen identifiziert werden, die sich durch Dickeschwankungen der Stränge nach plötzlichen Richtungsänder-

44 ungen an den Bauteilecken bemerkbar machen und mit zunehmenden Verfahrweg abklingen. Aufgrund dessen werden die Prüfkörper an Stellen aus dem Bauteil gefräst, an denen Schmelzestränge mit konstanter Breite vorliegen. Die Ergebnisse legen nahe, dass niedrigviskose Materialien mit einer geringen Kristallinität die höchsten Schweißnahtfaktoren besitzen. Die Schweißfaktoren werden ermittelt, indem die Festigkeit der FDM-Schweißnaht mit der Grundmaterialfestigkeit, die an Spritzgieß-probekörpern ermittelt wurde, verglichen wird. Offen bleibt bei der Arbeit, ob sich durch die Erzeugung der Blends aus PA6 + Acrylnitril-Styrol-Acrylat-Copolymer (ASA) auch eine Änderung des Tg eingestellt hat und die Erhöhung der Festigkeit nicht rein auf die unterschiedliche Viskosität und Kristallinität der Materialien zurückzuführen ist. In den Resultaten von Coogan und Kazmer 2017 wird aufgezeigt, dass das verwendete ABS-Filament Durchmesserschwankungen unterliegt. Als Ursprung der Unregelmäßigkeiten sehen sie Durchsatzschwan-kungen während der Herstellung aufgrund von Pulsation beim Ver-lassen des Extrusionswerkzeugs. Es konnte nachgewiesen werden, dass sich die Durchmesserschwankungen direkt auf die abgelegten Schmel-zestränge übertragen und somit auf die Bauteileigenschaften auswirken. Zu Beginn einer neuen Bauteilschicht erfolgt in der Regel ein retract, so dass das Material eine kurze Zeit innerhalb der Düse verweilt. Beim Start des Strangauftrages wird das Filament beschleunigt, wodurch schlagartig Material ausgetragen wird. Die Strangbreite nimmt im Verlauf des Extrusionswegs ab und erreicht ab einer gewissen Distanz eine konstante Breite [Turner und Gold 2015]. Die Haftwerte zwischen den Schichten sind gegen Ende des Verfahrweges hin, bei konstanten und kleineren Strangbreiten, inner-halb einer Messreihe am höchsten. Coogan und Kazmer 2017 empfehlen ein Bauteil so zu fertigen, dass die Extrusionswege möglichst lang sind

2. Stand der Forschung 45 und ein Umsetzen der Austragseinheit selten realisiert wird. Ein Um-setzen der Austragseinheit ist einer Unterbrechung des kontinuierlichen Schmelzeflusses aus der Düse gleichzusetzen (retract) [Coogan und Kazmer 2017]. Die Prüfkörper wurden bei aktivierter Bauplattformtemperierung er-zeugt. Wie sich zeigt, treten die Brüche vorwiegend fern der Bauplatt-form auf, also in den Bereichen, die wenig Temperatureinfluss von der Platte und mehr Temperatureinfluss von der Umgebung erfahren. Dies sehen die Autoren als Erklärung dafür an, dass die Schichthaftung durch Selbstheilung (engl.: „thermal healing“) verbessert wird. Auch in dieser Untersuchung zeigt sich, dass eine geringere Schichtdicke (bei gleichbleibendem Düsendurchmesser) höhere Haft-werte bedingen. An dieser Stelle spielt der Zusammenhang zwischen Schichtdicke und Strangbreite eine Rolle, wie bereits in Abbildung 14 dargestellt. Größere Strangbreiten bei gleicher Schichtdicke bedingen mehr gespeicherte Wärmeenergie und unterstützen somit die Dif-fusionsvorgänge in den Grenzschichten. Zudem wird die Haftfläche durch die stärker elliptisch geformten Stränge vergrößert [Coogan und Kazmer 2017]. In der Abhandlung von Costa 2011 wird der Bauprozess nur simuliert und die Stränge werden anhand eines Miniextruders und einer Schmelzepumpe erzeugt. Er entwickelt einen Algorithmus zur Be-schreibung des Wärmetransfers sich berührender Stränge und versucht den Adhäsionsgrad, der sich zwischen Strängen einstellt, rechnerisch zu bestimmen und somit Bauteilbereiche mit guter und schlechter Haftung zu identifizieren. Der Wärmeaustausch zwischen den einzelnen Strängen erfolgt mittels Wärmeleitung und mit der Umgebung durch Konvektion mit der umströmenden Luft. Die auf 70 °C temperierte Luft überströmt hierbei

46 in Längsrichtung den abgelegten Schmelzestrang, um einen beheizten Bauraum zu simulieren. Die Ergebnisse lassen vermuten, dass die Umgebungstemperatur einen stärkeren Effekt auf die Bildung der Schichthaftung hat als die des Extruders und somit näherungsweise die Temperatur des ausgetragenen Stranges. Durch diese Beobachtung schreibt Costa 2011 der Wärmeleitfähigkeit des eingesetzten Materials eine hohe Bedeutung zu. Besitzt das Material eine hohe Wärmeleitfähigkeit, so ist der Temperaturabfall im Kontakt mit der Umgebungsluft höher und eine schlechte Haftung stellt sich ein. Angemerkt sei, dass die Änderung der Wärmeleitfähigkeit rein simula-tiv anhand der Rechnung vorgenommen wurde und in der Realität nahezu konstant ist [Weinlein 2014, S. 15]. Den höchsten Einfluss schreibt Costa 2011 allen Prozessgrößen zu, die ihre Bedeutung darin haben, in welchem Augenblick es zum Kontakt zwischen dem bereits abgelegten und dem soeben ausgetragenen Schmelzestrang kommt [Costa 2011]. Der Einfluss einer konstanten Prüfkörperfläche in z-Richtung und somit unterschiedlichen Fertigungszeiten innerhalb einer Schicht entfällt bei den Betrachtungen mit nur einem Schmelzestrang. Auch wenn diese Ansätze sehr gute Erkenntnisse liefern, die zum Verständnis der Schichthaftung und der beeinflussenden Mechanismen beitragen, so bilden sie die Realität von FLM-Bauteile nur bedingt ab.

2. Stand der Forschung 47 Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass die Haftung der ein-zelnen Schichten zueinander dann gut ist, wenn:

a) die Kontaktfläche der einzelnen Stränge zwischen zwei Schichten größtmöglich ist [Coogan und Kazmer 2017] und

b) die Temperatur der unteren Schicht im Moment des Fügens hoch ist [Costa 2011] Parameter Änderung Schichthaftung

Kontaktfläche ▲ ▲ Kontakttemperatur ▲ ▲

Zeit bis zum Auftrag der überliegenden Schicht

▲ ▼

Querschnittsfläche der Bauteilschicht in xy

▲ ▼

Wärmeleitfähigkeit ▲ ▼

Extrusionsfaktor ▲ ▲

Tabelle 4: Parameter und deren Einfluss auf die Schichthaftung

In Tabelle 4 ist eine Übersicht der Prozessgrößen, Material- und Bauteil-eigenschaften, sowie deren grundsätzlicher Einfluss auf die Schich-thaftung aufgeführt.

2.8.3 Vergleich der Ansätze zur Steigerung der Schichthaftung

Da die richtungsabhängige Festigkeit zwischen zwei Bauteilschichten stets minimal ist, ist eine Erhöhung der Schichthaftung der naheliegende Ansatz zur Reduktion der Anisotropie.

48 Quelle Steigerung durch Differenzierung [Baier 2016] Chemische

Nachbehandlung Post-Prozess

[Garg et al. 2017] Acetonbedampfung Post-Prozess

[Adel et al. 2018] Thermischen Heißschnitt Post-Prozess

[Kubalak et al. 2017] Thermische Glättung mit Extrusionsdüse

Post-Prozess

[Pandey et al. 2003] Heißglättwerkzeug Post-Prozess

[Mohamed et al. 2015] Heißluftpolitur Post-Prozess

[Du et al. 2016] Vorwärmung mit Infrarot (IR)-Laser

Weggebunden

[Kishore et al. 2017] Vorwärmung mit IR-Strahler

Weggebunden

[Einberger 2016] Extrusionsdüse mit Heißluftauslass

Weggebunden

[Narahara et al. 2016] Plasmaaktivierung Ohne Wärmeeintrag

[Lederle et al. 2016] Fertigung unter Inertgasatmosphäre

Hydrophile Materialien

Tabelle 5: Verwandte Arbeiten zu Steigerung der Schichthaftung

Korrelierende Arbeiten setzen sich damit auseinander, wie die Schichthaftung im In- und Post-Prozess verbessert werden kann. Durch Anwendung einer chemischen Nachbehandlung kann die Oberfläche nachträglich geglättet und dadurch die geometrischen Kerben ge-mindert werden [Baier 2016]. Ebenfalls im Post-Prozess kann durch thermische Nachbehandlung mit heißer Luft oder durch ein heißes Schneidwerkzeug die Schichthaftung durch Reduktion der Spannungs-konzentrationen an der Bauteiloberfläche und einer Mehrung der Moleküldiffusion in den inneren und äußeren Schichten erzielt werden [Adel et al. 2018; Pandey et al. 2003; Kubalak et al. 2017]. In den Untersuchungen zur Vorwärmung der untenliegenden Schichten anhand von Infrarot-Strahlern bevor der neue Schmelzestrang in z-Rich-

2. Stand der Forschung 49 tung addiert wird, zeigt sich eine Verbesserung der Schichthaftung im In-Prozess [Kishore et al. 2017]. Die Untersuchungen von Narahara et al. 2016 zeigen eine Verbesserung der Schichthaftung unter Verwendung von Atmosphärendruckplasma [Narahara et al. 2016]. Eine Übersicht der verwandten Arbeiten ist in Tabelle 5 dargestellt. Besonders bei großen Bauteilen im Big Area Additive Manufacturing (BAAM) scheint es aufgrund der langen Verfahrwege und somit der langen Abkühlphasen der Oberfläche sinnvoll zu sein, die Stränge kurz vor dem Auftrag der neuen Stränge mit einem vorgeschalteten Infrarot-Laser zu erwärmen [Du et al. 2016]. Für hydrophile Materialien wie Polyamide, die eine stärkere Neigung zur Degradation unter Sauerstoffatmosphäre zeigen, kann es sinnvoll sein den Fertigungsprozess in einem geschlossenen Bauraum unter Beaufschlagung eines Schutzgases durchzuführen [Lederle et al. 2016; Valk et al. 1971, 25 f.].

2.9 Grenze mechanischer Eigenschaften von FLM-Bauteilen

In den Untersuchungen zur Festigkeit von FLM-Bauteilen stellte sich heraus, dass es bei optimaler Wahl der Prozessparameter und der best-möglichen Ausrichtung der Bauteile im Bauraum (Bauteilorientierung) möglich ist, sowohl bei spritzgegossenen als auch bei additiv gefertigten Prüfkörpern die gleichen Festigkeitskennwerte im Zugversuch nach ISO 527-2:2012-06 zu erzielen [Kloke 2016]. Diese Aussage ist im Grunde genommen korrekt, gilt aber nur punktuell und nur für Prüfungen bei niedrigen Deformationsgeschwindigkeiten. Bei geringen Prüfgeschwindigkeiten wie im Zugversuch und bei geringen Dehnraten wie zur Bestimmung der Maximalspannung σmax bzw. Streckspannung σy (σRp 0,2) zeigen die Prüfkörper ein anderes Verhalten, als bei hohen Deformationsgeschwindigkeiten und Dehn-raten. Bei hohen Deformationsgeschwindigkeiten führt die Vielzahl der

50 geometrie- oder fertigungsbedingt eingebrachten Kerben wesentlich schneller zum Versagen und die Festigkeit fällt deutlich geringer aus [Kloke 2016]. Auch wenn ein anderer Eindruck entsteht, so werden die mechanischen Eigenschaften von FLM-Bauteilen, also die maximal anwendbare Spannung, die Zähigkeit bei hohen Deformationsgeschwindigkeiten, aber auch die spezifischen Eigenschaften wie die Dichte oder die Ober-flächenrauigkeit immer der Qualität von spritzgegossenen Bauteilen unterlegen sein [Górski et al. 2015]. Die Ursache hierfür ist in der homogenen Struktur von spritzgegossenen Komponenten und dem Spritzgießprozess selbst zu sehen. Die entstehende Oberfläche hängt von der Oberflächenstruktur des metal-lischen Spritzgießwerkzeuges ab und die sich einstellende Dichte kann besonders bei unverstärkten, amorphen Thermoplasten durch Entgegen-wirken der Verarbeitungsschwindung mit Hilfe des Nachdrucks aus-geglichen werden [Hoven-Nievelstein 1984]. FLM-Bauteile bilden keine homogenen Strukturen aus, wie auch deutlich in Abbildung 22 zu sehen ist [Dawoud et al. 2016]. Eine derartige Struktur ist nur in einem optimal (geradlinig und konstant im Durchmesser von Anfang bis Ende) erzeugten einzelnen Schmelzestrang selbst zu finden, doch das FLM-Bauteil an sich besitzt eine Mesostruktur. Das heißt es besteht aus einer Vielzahl von Schmelze-strängen und wird durch diskontinuierliche Schweißprozesse auf mikroskopischer Ebene generiert. Jede Ungenauigkeit in der Anlage oder dem Material führt zu Fehlstellen im Bauteil. Jede nichtlineare Geometrie und selbst die best-mögliche Stranganordnung führt zu Spannungskonzentrationen durch Kerbwirkung. FLM-Bauteile sind also als eigenständige Bauteile zu betrachten, die nur mit sich selbst innerhalb des gleichen Verfahrens verglichen werden sollten.

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 51 3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung

Die vorliegende Arbeit wendet eine experimentelle Methode mit dem Ziel an, die Anisotropie von FLM-Bauteilen zu quantifizieren und verringern zu können. Die Experimente werden mittels normierter Prüfverfahren umgesetzt. Zu Beginn der Arbeit werden Prüfverfahren, die aus den verwandten Arbeiten bekannt sind, einem Screening auf Ihre Anwendbarkeit zur Erreichung der Ziele dieser Arbeit unterzogen. Die Datenerhebung erfolgt hierbei sowohl qualitativ als auch quantitativ. Anhand der quantitativ bestimmten Daten wird ein Isotropievergleich zwischen der Beanspruchungsrichtung Fz mit minimaler, und Fx mit maximaler Belastbarkeit, ermittelt. Die minimale Belastbarkeit, die im Bauteil zwischen zwei Bauteilschichten vorherrscht, wird durch eine Methodische Konstruktion zur In-Line-Aktivierung der Oberfläche und damit einhergehender Verbesserung der Schichthaftung gesteigert. Die Begrifflichkeit Aktivierung beschreibt hierbei eine Verbesserung der Beweglichkeit der Molekülketten im Moment des Fügens, um eine erhöhte Diffusion der Molekülketten von einer Bauteilschicht in die nächste zu verwirklichen. Wie weit diese Steigerung innerhalb einer Prüfserie im Vergleich zu einem einzelnen Stab umgesetzt werden kann, und welche Randbedingung die Steigerung der Belastbarkeit mit sich bringt, wird in einem Versuchsplan gezeigt und unter anderem mit dem Lichtmikroskop qualitativ bewertet. Nach eingänglicher Untersuchung der haftungssteigernden Ansätze durch chemische oder physikalische Oberflächenaktivierung erfolgt eine Festlegung, welche Art der Aktivierung in die Ideenfindungsphase der Methodischen Konstruktion eingeht. Nach Auswahl der finalen Varianten werden diese gemäß dem RepRap-Prinzip umgesetzt und in eine offene FLM-Anlage (vgl. Abbildung 4 a) integriert. In den Hauptuntersuchungen werden die Füge- beziehungsweise Bruchflächen in einem optischen Messverfahren ausgewertet, um die Erhöhung der Moleküldiffusion zu beurteilen. Der Ablauf der Gesamtarbeit ist in nachstehendem Diagramm 1 dargestellt.

52

Kapitel 2

Kapitel 3

Kapitel 4.1

Kapitel 4.3

Kapitel 5.1

Kapitel 5.2

Kapitel 5.3

Kapitel 5.4

Kapitel 6

Kapitel 7

Diagramm 1: Vorgehensweise zur Erreichung der Zielsetzung

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 53 Für die Untersuchungen wird ein offenes FLM-System verwendet, das nach derzeitigem Kenntnisstand die kostengünstigste Variante zur Rea-lisierung einer additiven Fertigungsanlage darstellt. Bausätze dieser Art sind heutzutage bereits zu Stückkosten von unter 200 € verfügbar. Die Software-Offenheit ist bei diesen Bausätzen nicht immer gegeben, kann aber in aller Regel durch Firmware-Änderungen einfach erreicht wer-den. Das sowohl räumlich offene als auch softwareoffene FLM-System wird auch gewählt, weil es in dieser Arbeit um zusätzliche Komponenten erweitert und die Integration dieser Anlagenteile somit einfacher umgesetzt werden kann. Die Erweiterungen dienen der Erprobung von Ansätzen zur Steigerung der Schichthaftung, die In-Line erfolgen. Die Haftungssteigerung erfolgt durch eine Steigerung der Beweglichkeit der Molekülketten an den Oberflächen der Probekörper, die durch Vorbe-handlung anhand einer Chemikalie oder physikalische Aktivierung anhand von Wärmezufuhr realisiert wird. Die zusätzliche Wärmezufuhr führt bei geschlossenen FLM-Systemen (Abbildung 4 b) ähnlich wie bei der Verwendung einer temperierten Bauplattform zu einer unkontrol-lierten Erhöhung der Bauraumtemperatur. Bei geschlossenen, temper-ierten Systemen (Abbildung 4 c) erfolgt in irgend einer Weise eine Regu-lierung der Bauraumtemperatur durch Luftaustausch und somit Heiz- und Kühlzyklen, welche die Oberflächentemperaturen der Bauteile nachweislich beeinflussen [Kousiatza et al. 2017]. Bei der Parameteranalyse werden diejenigen Einstellparameter, die gemäß der Literaturrecherche und den eigenen Erfahrungen den größten Einfluss auf die Schichthaftung aufweisen, ausgewählt und einem teilfaktoriellen Versuchsplan unterzogen. Hierzu werden mehrere Prüfkörper innerhalb einer Prüfserie stehend (zx-Ebene) in z-Richtung generiert. Da der signifikante Einfluss der Oberflächentemperatur bekannt ist, wird eine sequentielle Fertigung einzelner Prüfkörper als Vergleichswert für die theoretisch maximal erreichbare Fügetemperatur

54 der jeweiligen Geometrie durchgeführt. Dieser Wert wird dann mit den erhaltenen Ergebnissen in der Messreihe verglichen. Da die Parameter-variation erwartungsgemäß unterschiedliche Mesostrukturen der Bauteile hervorruft, wird die Dichte ermittelt und zur Deutung der Ergebnisse der mechanischen Eigenschaften herangezogen.

3.1 Konzeptentwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung

Um die Schichthaftung unabhängig von den Einstell- und Maschinen-parametern sowie den resultierenden Prozessgrößen steigern zu können, muss eine Aktivierung der Oberfläche vor dem Auftragen jeder nächsten Bauteilschicht stattfinden (Abbildung 25). Wie in Kapitel 2.8.3 gezeigt, ist ein naheliegender Ansatz die physikalische Aktivierung durch Temperatursteigerung. Eine weitere naheliegende Lösungsvari-ante ist eine chemische Aktivierung der Oberfläche.

Abbildung 25: Ablauf In-Line Oberflächenaktivierung

Um die prinzipielle Wirksamkeit der Oberflächenaktivierung zu über-prüfen, werden diese beiden Lösungsvarianten in initialen Versuchen betrachtet. Ein wesentliches Ziel dieser Vorversuche ist es heraus-zufinden, ob eine der beiden Methoden eindeutige Vorteile gegenüber der anderen bietet. Die Oberflächenaktivierung wird hierbei In-Line im „In-Prozess“ durchgeführt [VDI Gesellschaft 2014]. Die Erkenntnisse aus den Vorversuchen fließen im weiteren Verlauf der Ausarbeitung in die Me-thodische Konstruktion ein.

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 55 3.1.1 Konzepterprobung

In der Erprobungsphase wird zunächst lediglich die Realisierbarkeit der Verfahrenserweiterungen untersucht und qualitativ bewertet. Die Versuche werden auch dazu verwendet die Evaluation der ausge-wählten Prüfverfahren voranzutreiben. Die Ergebnisse der chemischen und physikalischen Oberflächenaktivierung werden nicht quantitativ miteinander verglichen. Nach Diskussion der Beobachtungen während der Verarbeitungsversuche und den nachfolgenden Analysen wird eine der beiden Varianten ausgewählt und in der Methodischen Konstruk-tion entwickelt.

Haftungssteigerung durch chemische Oberflächenaktivierung

Während der chemischen Aktivierung wird auf jede Schicht vor dem Auftrag der nachfolgenden Schicht eine Chemikalie aufgebracht, die die Haftung der Schichten zueinander verbessern soll. Ist der Auftrags-mechanismus erprobt, wird sowohl ein Lösungsmittel als auch ein ver-netzender Haftvermittler (HV) aufgetragen.

Haftungssteigerung durch physikalische Oberflächenaktivierung

Bei der physikalischen Aktivierung wird ein System erprobt, das die Temperatur an der Oberfläche der einzelnen Stäbe durch Energiezufuhr steigert und dadurch die Fügetemperatur erhöht.

3.1.2 Konzeptentwicklung durch Methodische Konstruktion

Eine festgesetzte methodische Vorgehensweise zur Lösung der konstruk-tiven Problemstellung gibt die „VDI-Richtlinie zum Ent-wickeln und Konstruieren technischer Systeme und Produkte“ vor [VDI 2221]. In diesem technischen Regelwerk ist eine Systematik vorgegeben, die sich in die vier Abschnitte Planen, Konzipieren, Entwerfen und Ausarbeiten unterteilt.

56

Maßnahme Umsetzung der Maßnahme in dieser Arbeit

- Auswählen der Aufgabe - Voruntersuchung der Wirksamkeit - Festlegung des Entwicklungsauftrages

- Ausarbeiten der Anforderungsliste - Erstellung des Morphologischen Kastens - Erarbeiten der Lösungsvarianten

- Bewertung der Lösungsvarianten

- Erstellung der CAD-Zeichnungen - FLM-gerechte CAD-Zeichnungsoptimierung

- Überarbeitung der Einzelteile - Herstellung eines Prototyps - Praxistest des Prototyps

Diagramm 2: Ablauf Methodische Konstruktion gemäß [VDI 2222 BB2]

Die Hauptschwierigkeit bei der Umsetzung der Methodischen Kon-struktion ist es, die Lösungsansätze möglichst offen zu gestalten und trotzdem zu erreichen, dass alle Lösungsvarianten die Bedingungen der Anforderungsliste erfüllen.

3.1.3 Konzeptvalidierung

Die Konzeptvalidierung der In-Line-Oberflächenaktivierung erfolgt im Rahmen der weiterführenden Untersuchungen. Zur Konzeptvalidierung werden die mechanischen Eigenschaften der Prüfkörper mit und ohne Oberflächenaktivierung miteinander verglichen. Anhand der lichtmikro-skopischen Auswertung der Bruchflächen wird zudem der kohäsive Anteil mit dem adhäsiven Anteil der gesamten Bruchfläche ins Verhält-nis gesetzt. Sowohl eine wesentliche Verbesserung der mechanischen Eigenschaften als auch die Vergrößerung der Kohäsionsflächen wird als Nachweis der Wirksamkeit der Oberflächenaktivierung angesehen.

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 57 Um das Ziel – die Substitution eines geschlossenen und temperierten Bauraumes – anhand der In-Line-Oberflächenaktivierung nachzu-weisen, werden abschließend die relevanten Ergebnisse der FLM-Anlage mit offenen Bauraum und einer FLM-Anlage mit geschlossenem und temperierten Bauraum miteinander verglichen. Wenn es gelingt bei der offenen Anlage vergleichbare mechanische Eigenschaften zum beheizten Bauraum nachzuweisen, gilt die Wirksamkeit der Oberflä-chenaktivierung als validiert.

3.2 Quantifizierung der Anisotropie

Zur Quantifizierung der Anisotropie im Bauteil wird ein Vergleich der Kräfte herbeigeführt, die richtungsabhängig vom Bauteil während dem Versagen aufgenommen werden können. Zunächst wird ein initialer Anisotropiefaktor bestimmt, der sich ohne Prozess- oder Verfahren-soptimierung einstellt. Die im Laufe der Arbeit realisierte Steigerung der Schichthaftung wird dann ins Verhältnis zu den ursprünglichen Ergebnissen gesetzt, um eine Reduzierung der Anisotropie ausdrücken zu können.

3.3 Auswahl der Prüfverfahren

Wie die Literaturrecherche in Kapitel 2.8.1 und Kapitel 2.8.2 zeigen, existieren keine normierten Prüfverfahren, um die mechanischen Eigenschaften von FLM-Bauteilen zu beschreiben. Kennwerte werden meist anhand von Prüfkörpern und nach Prüfvorschriften für klassische Kunststoffverarbeitungsverfahren, wie dem Spritzgießen oder der Extrusion, gewonnen. Speziell entwickelte Prüfkörper oder Bauteil-prüfungen für das FLM-Verfahren tragen zwar zum Erkenntnisgewinn bei, sind aber stark fallspezifisch oder bilden die Realität nur bedingt ab [Coogan und Kazmer 2017; Schumacher 2017; Costa et al. 2017]. Dementsprechend werden zu Beginn der Arbeit Prüfverfahren in Be-tracht gezogen, die eine Quantifizierung der Anisotropie ermöglichen.

58 Es werden zunächst geeignete Prüfkörper und Prüfverfahren ausge-wählt, um die jeweilige Bruchcharakteristik qualitativ zu beurteilen und anhand der gewonnen Daten die Anisotropie zu quantifizieren. Die Anisotropie wird als dimensionslose Größe aus dem Quotient des maxi-malen Messwertes entlang der Stränge zum minimalen Messwert senk-recht zu den Strängen berechnet. Die Werte müssen auf dem selben Messverfahren beruhen, um verglichen werden zu dürfen. Eine Anpas-sung der Geometrie der Prüfkörper ist zulässig, sofern die Prüfkörper in ungültiger Weise, also beispielsweise nicht im Bereich der freien Ein-spannlänge, versagen.

3.4 Analyse der relevanten Prozessparameter

Ohne das Verfahren zu erweitern, soll zunächst überprüft werden in-wieweit eine reine Variation der Prozessparameter die Schichthaftung verbessern kann. Sowohl für die Ausbildung der Kontaktflächen, als auch für die Oberflächentemperatur der unteren Bauteilschicht im Mo-ment des Fügens ist eine Vielzahl von Einstell-, Prozess-, Material-, Ma-schinen- und Umgebungsparametern verantwortlich. Diese können di-rekt steuerbar sein, sich indirekt ergeben, konstant sein, und festen Grö-ßen oder Schwankungen unterliegen [Kloke 2016]. Neben den direkt einstellbaren Prozessparametern E gibt es außerdem noch passive Parameter und resultierende Prozessgrößen P. Maschinen-parameter M hängen vom verwendeten System ab. Zum Verständnis des Einflusses der einzelnen Parameter soll ein teilfaktorieller Versuchs-plan so generiert werden, dass die Einstellparameter mit erwartungs-gemäß maximalem Einfluss auf zwei Stufen variiert werden.

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 59 E = Einstellparameter im Schichterzeugungs-Prozess (Slicing)

M = Maschinenparameter (Vgl. Kloke 2016)

P = Resultierende Prozessgrößen Parameter Einheit

T

in °C v in mm/s

N in mm

z in mm

D in mm

*tProzess in h

Tabelle 6: Variierte Einstellparameter

T = Hot-End-Temperatur in °C v = Verfahrgeschwindigkeit Austragseinheit in mm/s N = Düsendurchmesser in mm z = Schichtdicke in mm D = Filamentdurchmesser in mm tProzess = Fertigungszeit einer Prüfserie in h

3.5 Weiterführende Untersuchungen zur Haftungssteigerung

Die weiterführenden Untersuchungen dienen der Konzeptvalidierung und vertiefen die Kenntnisse zur Schichthaftung. Insbesondere über-prüfen sie die Verifizierbarkeit einer Verbesserung der mechanischen Eigenschaften anhand der Bruchflächenanalyse.

3.5.1 Festlegung der Prüfverfahren und Prüfkörperstruktur

Nachdem die Prüfverfahren initial auf Ihre Anwendbarkeit zur Prüfung der FLM-Bauteile und ihre Möglichkeit zur Quantifizierung der Anisotropie untersucht wurden, wird für die Umsetzung der In-Line-Oberflächenaktivierung nur ein Prüfkörper und ein Prüfverfahren ausgewählt. Anhand dieses Prüfkörpers werden die mechanischen Eigenschaften ermittelt und die Bruchflächenanalyse durchgeführt, sowie insgesamt die Validierung der In-Line-Oberflächenaktivierung vorgenommen.

60 3.5.2 Temperaturmonitoring des Bauprozesses

Um die Oberflächentemperaturen während der Fertigung im Moment des Fügens möglichst genau bestimmen zu können, werden Infrarot-Temperaturmessungen durchgeführt und ausgewertet. Die offene Bauweise der FLM-Anlage bewirkt ein starkes Temperaturgefälle der Oberflächentemperaturen zur Umgebungstemperatur. Wie die Unter-suchungen von Costa et al. 2017 sowie Coogan und Kazmer 2017 dargelegt haben, fällt die Temperatur an der Filament- und Bauteilober-fläche innerhalb weniger Sekunden sehr stark ab. Durch das Temper-aturmonitoring wird die Temperatur ermittelt, die im Moment des Fügens mit der überliegenden Schicht vorherrscht. Da diese im stabilen Prozess in der nur mehrere Zehntel Millimeter messenden Bauteilschicht erfolgt, wird eine berührungslose Messmethode angewandt.

3.5.3 Ansatz zur Ermittlung des prozesstechnischen Optimums

Die relevanten Prozessparameter in einem Schweißprozess sind in Abbildung 26 dargestellt.

Abbildung 26: Prozessfenster der theoretisch optimalen Schichthaftung

3. Methodik zur Erreichung der Zielsetzung 61 Ein Schweißprozess besitzt ein prozesstechnisches Optimum. Wie in Abbildung 8 dem Verfahrensablauf beim HS bereits gezeigt wurde, werden die Fügepartner zunächst auf Schmelztemperatur erhitzt und anschließend unter Druck eine definierte Zeit lang gefügt. Dabei bildet sich für gewöhnlich eine Schweißwulst aus [DVS 2207-6]. Dieser Ansatz einer idealen Verschweißung wird nun auf das FLM-Verfahren übertragen. Das optimale Prozessfenster ist also theoretisch das optimale Verhältnis zwischen der Fügetemperatur, dem Fügedruck und der Fügezeit. Die Temperaturerhöhung kann im einfachsten Fall durch Reduktion der Prüfkörperanzahl und somit verminderter Abkühlzeit oder auch Zufuhr von Wärmeenergie erfolgen. Die Variation des Druckes wird durch eine Erhöhung der Dosiermenge im Prozess erzielt, um die Ausprägung der adhäsiven Bereiche in der Haftfläche zu steigern. Die kohäsiven Anteile zwischen zwei Bauteil-schichten werden durch Temperaturerhöhung größer. Eine Variation der Anpresszeit wird in den weiterführenden Unter-suchungen nicht vorgenommen. Eine Erhöhung oder Verringerung der Anpresszeit kann beispielsweise durch Anpassung der Verfahr-geschwindigkeit realisiert werden. Langsame Verfahrbewegungen be-einflussen jedoch die Prozesszeit und das Abkühlverhalten der Bauteile. Hauptsächlich aufgrund dieser Wechselwirkung mit der Fügetempe-ratur, aber auch wegen der resultierenden Prozesszeitverlängerung, wird auf eine Variation der Anpresszeit im Rahmen der weiterführen-den Untersuchungen verzichtet.

62 3.5.4 Bruchflächenanalyse der Prüfkörper

Die Hypothese, ob es möglich ist, mechanische Eigenschaften anhand von Vergleichsmessungen abzuschätzen, wird überprüft. Hierzu wer-den die Temperaturverläufe herangezogen, um einen Zusammenhang von kohäsiven zu adhäsiven Anteilen in der jeweiligen Bruchfläche und den resultierenden mechanischen Eigenschaften zu ermitteln. Anhand der Messergebnisse erfolgt zudem eine Korrektur der mechanischen Kennwerte durch Vermessung der Bruchflächenquerschnitte. Die Vermessung wird mittels Bildaufnahmen unter Verwendung einer Analysesoftware realisiert. Bei der verwendeten Analysesoftware han-delt es sich um eine Open-Source-Lösung zur Erfassung von Messdaten anhand manueller Skalierung und automatischer Auswertung des Bild-materials anhand von Randbedingungen. Durch eine Auswertung der dreidimensionalen Bruchflächen anhand von zweidimensionalen Bil-dern wird die Topologie der Oberflächen vernachlässigt. Durch drei-dimensionaler Aufnahmen der Bruchflächen wird qualitativ die Topo-logie und die Form der Bruchfläche bewertet.

3.5.5 Effizienzüberprüfung mittels High-End-FLM-Anlage

Die finale Validierung der In-Line-Oberflächenaktivierung gemäß Kapitel 3.1.3 erfolgt anhand einer geschlossenen FLM-Anlage. Bei der FLM-Anlage handelt es sich insofern um ein softwareoffenes System, als dass die identischen G-Codes aus den weiterführenden Untersuchungen nach Anpassung des Start- und Endcodes in FLM-Bauteile umgesetzt werden können. Die Rahmenbedingungen werden so weit als möglich gleich belassen. Der einzige und prägnante Unterschied ist die Verwen-dung eines geschlossenen und temperierbaren Bauraumes.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 63 4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung

4.1 Überprüfung der haftungssteigernden Ansätze

In diesem Kapitel wird die grundlegende Umsetzbarkeit einer gezielten In-Line-Aktivierung der Oberfläche betrachtet (Abbildung 28). Ein wich-tiger Aspekt ist hierbei, dass die Aktivierung möglichst nur die Bereiche im Bauraum betrifft, auf die im nächsten Prozessschritt Stränge abgelegt werden. Es werden weiterhin 15 Stäbe je Versuchsreihe auf der FLM-Anlage Protos V2 (Abbildung 27) gefertigt.

Designation / Bezeichnung Einheit Wert Layer height / Schichtdicke mm 0,4 Perimeter / Konturlinie n 1 Fill density / Füllgrad % 100 Fill pattern / Füllmuster nominal rectilinear Fill Angle / Füllwinkel ° 0 Speed / Geschwindigkeit mm/s 50 Extrusion width / Extrusionweite mm oder % 0,8 Diameter / Filamentdurchmesser mm 3,1 Extrusion multiplier / Extrusionsfaktor dimensionslos 1 Temperature extruder / Extrudertemp. °C 255 Bed temperature / Heizbetttemp. °C 0 Nozzle diameter / Düsendurchmesser mm 0,8 Retraction distance / Rückzugslänge mm 1,5 Tabelle 7: Verwendete Slic3r-Einstellungen

Der grundlegende Ansatz der Schichtaktivierung ist es ein besseres Verschlaufen der Molekülketten in den Grenzschichten, durch die Stei-gerung ihrer Beweglichkeit, zu ermöglichen. Es wird der Ansatz ver-folgt, dass eine Steigerung des kohäsiven Anteils in der Grenzschicht, also die Anzahl der molekularen Verschlaufungen, die Schichthaftung verbessert. Bei der chemischen Aktivierung wird das Lösemittel Aceton auf die Zwischenschichten aufgebracht, ohne zusätzlich Wärme einzu-bringen.

64 Bei der physikalischen Aktivierung wird die Oberfläche vor dem Auftrag der nächsten Schicht anhand einer umfunktionierten surface-mount device (SMD) Heißluftlötstation erwärmt. In den Untersuch-ungen soll ein Verständnis entwickelt werden, welche Methode zur Aktivierung effizienter ist, in welcher Weise die Schichthaftung beein-flusst wird und welche Probleme bei der Umsetzung der In-Line-Akti-vierung entstehen.

Abbildung 27: FLM-Anlage Protos V2 (Bildquelle: German RepRap GmbH)

Abbildung 28: zu aktivierende Oberflächen innerhalb einer Fertigungsebene

Zur Installation der zusätzlichen Hardware wird die Elektronik des Protos V2 nicht ausgetauscht oder erweitert. Das Ziel war es, alle Umbauten mit der vorhandenen 8-Bit-Low-Cost-Hardware und der 12-Volt-Leistungselektronik umzusetzen. Auf diese Weise können die ge-fundenen Ergebnisse auf möglichst viele Low-Cost-FLM-Anlagen über-tragen werden. Für die Umsetzung der In-Line-Oberflächenaktivierung ist es wichtig, die Aktivierung wahlweise zu- oder abschalten zu können. Die Einar-beitung der manuell erzeugten G-Code-Befehle zur Oberflächen-aktivierung erfolgte anhand der Schichterzeugungssoftware Slic3r 1.17 in einer Zwischenlayersequenz. Die Software bietet die Möglichkeit eine

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 65 beliebige Abfolge von Befehlen beim Wechsel von einer zur nächsten Schicht in den G-Code einzufügen. Die in Tabelle 19 aufgeführten unidirektionalen Füllmuster sind so nicht automatisch von der Software erzeugbar, da diese im Füllmodus „rectilinear“ stets von einer zur nä-chsten Schicht den Füllwinkel ändert, selbst wenn dieser mit 0 ° oder 180 ° angegeben wird und sich somit eigentlich nicht ändern dürfte. Die quelloffene Software wird an dieser Stelle analysiert und für die Versuchsanordnung so verändert, dass die Wahl des rectilinearen Füllmusters eine unidirektionale Stranglage über die gesamte Bauteil-höhe ergibt. Anhand dieser Änderungen ist es nun möglich, die G-Codes nach Festlegung der Zwischenlayersequenz automatisiert zu generieren.

4.1.1 Durchführung der chemischen Oberflächenaktivierung

Für die gleichmäßige Aufbringung des Acetons wird ein Tupfmech-anismus mit einer Tropfdosierung durch eine Bürette verwendet. Der Tupfmechanismus wird gewählt, da dadurch die Austragsmenge an Aceton durch stärkeres Anpressen des vollgesogenen Schwammes an den Staboberflächen variiert werden kann.

Abbildung 29: Modifizierter Graffiti-Maler

Abbildung 30: Chemische In-Line-Oberflächenaktivierung

66 Nach dem Fertigen der vollständigen Bauteilschicht in xy-Ebene wird das Aceton aufgetragen. In der Versuchsreihe werden verschiedenartige Kontaktschwämme untersucht sowie die eingebrachte Acetonmenge variiert. Nach Herstellung und Lagerung der Prüfkörper erfolgt ein 3-Punkt-Biegeversuch, um die Wirksamkeit der Aktivierung zu über-prüfen und zudem ein weiteres Prüfverfahren zur Quantifizierung von FLM-Bauteilen zu evaluieren.

4.1.2 Durchführung der physikalischen Oberflächenaktivierung

Eine Erhöhung der Oberflächentemperatur im Moment des Fügens führt folgerichtig zur Verbesserung der Schichthaftung. Wie in Kapitel 2.8.3 erwähnt kann dies beispielsweise durch infrarote Strahlung in Form eines Lasers oder einer Lampe [Du et al. 2016; Kishore et al. 2017] oder Heißluft [Mohamed et al. 2015; Einberger 2016] realisiert werden. Für die Adaption der regelbaren In-Line-Oberflächenaktivierung wird eine SMD-Heißluft-Lötstation (Abbildung 31) so in die FLM-Anlage inte-griert, dass diese über einen Servomotor zu- oder abgeschaltet werden kann.

Abbildung 31: SMD-Heißluft-Lötstation Abbildung 32: Adaptiertes

Heißluftgebläse in Protos V2

Durch die Drehung des Servomotors wird das Heißluftgebläse in 0 °-Po-sition zur Staboberfläche ausgerichtet, so dass die heiße Luft zur Seite

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 67 hin in den Raum entweichen konnte. In 90 °-Position zur Staboberfläche trifft der Luftstrom senkrecht auf die Prüfkörper auf und erwärmt diese. Um einen möglichst stationären Zustand des Heißluftgebläses zu er-reichen, wird das Gebläse auf eine mittlere Luftmenge (5 auf einer Skala von 1 bis 9) sowie einer Heißlufttemperatur von 300 °C eingestellt und über die gesamte Fertigung aktiviert belassen. Die Einstellungen erga-ben sich aus Vorversuchen. In Abbildung 32 ist die adaptierte Lösung gezeigt - die Bauteile sind aus dem gleichen Material gefertigt wie die Stäbe selbst. Bei dieser Lösung ist die Wärmeformbeständigkeit des ABS natur ausreichend, um der auftretenden Wärme standzuhalten. Die angestrebte automatisierte Vor-gehensweise zur Pfaderzeugung wird anhand eines manuell erstellten G-Codes umgesetzt. Dieser wird in die Zwischenlayersequenz eingefügt und je Schicht zwei Mal zur Erwärmung der Oberfläche ausgeführt. Zur Realisierung aller Prozessbewegungen arbeitet die FLM-Anlage Protos V2 in seiner unveränderten Bauweise lediglich mit Schritt-motoren. Durch die Integration des Servomotors in die Firmware wurde im Laufe der Untersuchungen festgestellt, dass die Ansteuerung des Servomotors parallel zu den Schrittmotoren erfolgt. Der Befehl M400 bewirkt, dass die Schwenkbewegung des Servomotors zunächst voll-ständig beendet wird und anschließend die Austragseinheit verfährt. Eine Pausenzeit von 2 s wird implementiert, um die Schwingungen des Heißluftgebläses nach dem Schwenkvorgang auszugleichen und nicht in die Verfahrbewegung zu übernehmen.

68 4.1.3 Beobachtungen

Da ABS sich bereits bei Raumtemperatur in flüssigem Aceton lösen kann, reichen Temperaturen kleiner 50 °C aus, um die Lösung zu verdampfen [Garg et al. 2017]. Im Moment des Schmelzeauftrags, der mit ca. 230 °C auf die angelöste Staboberfläche erfolgt, verdampft das Aceton aufgrund des Leidenfrost-Effektes schlagartig unter plötzlichem Austreten von Acetondampf [Castanet et al. 2015].

Abbildung 33: Mikroskopieaufnahmen von Schliffbildern über die Stablänge bei unterschiedlicher chemischer Aktivierung

Da die Generierung der einzelnen Schichtflächen von innen nach außen erfolgt und sich zudem die Hauptmenge des Acetons nach dem Auftrag durch den Tupfmechanismus im mittleren Bereich des Stabes ansam-melt, entstehen durch das schlagartige Verdampfen Hohlräume im Stab-inneren. Durch die ungenaue Dosierung ist die proportional zur Aceton-

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 69 erzeugte Dampfmenge zu groß, um eine Entlüftung zu gewährleisten. Durch die zunehmende Acetonanhäfung im Inneren entstehen in die-sem Bereich die größten Hohlräume, wie in Bildfolge b) in Abbildung 33 dargestellt. Das Betupfen der Stäbe mit Aceton ruft also entgegen der Erwartungen einen haftungsmindernden Effekt hervor, da sich die Haft-flächen zwischen zwei übereinanderliegenden Schichten verringern. In Bildfolge a) ist der unveränderte Zustand der Schlagstäbe dargestellt – auch hier sind leichte Lufteinschlüsse zu sehen, die charakteristisch für FLM-Bauteile sind. Um neben dem sich schwierig gestaltenden Auftrag des Acetons eine Alternative zu betrachten, wird der Einsatz eines Haftvermittlers (HV) auf Polyurethanbasis überprüft. Um auf die Notwendigkeit einer komplexen Dosiervorrichtung für den wesentlich höherviskosen HV zu verzichten, und dessen Wirkung trotzdem evaluieren zu können, wer-den hierzu Filamente vor der Verarbeitung mit einer Polyurethanlösung beschichtet und getrocknet. Wie in Bildfolge c) in Abbildung 33 zu sehen ist, bewirkt die Benetzung der Staboberfläche durch den in der Schmelz-phase sehr niedrigviskosen HV eine komplette Füllung der Leerräume im Inneren des Bauteils. Bei der physikalischen Aktivierung der Stäbe wird die Einstellung der Lufttemperatur und -menge qualitativ so ermittelt, dass der erste Stab seine rechteckige Form beibehält, ohne sich übermäßig zu verformen. Als Beibehalten der Form wird die maximal zulässige Maßtoleranz für die mit 10,0 ± 0,2 mm und 4,0 ± 0,2 mm gemäß ISO 179-1:2010-11 definiert. In Abbildung 34 ist eine Versuchsreihe bei einer Heißluft-temperatur von 350 °C auf Stufe 5 der Lüftergeschwindigkeit zu sehen.

70

Abbildung 34: Fertigung bei zu hoher Aktivierungsenergie

Die Aktivierungsenergie wird bestimmt aus der eingestellten Lüfterge-schwindigkeit und dem daraus resultierenden Volumenstrom, sowie der eingestellten Heißlufttemperatur. Ist der Energieeintrag zu hoch, wird weit oberhalb der Glasübergangstemperatur gearbeitet und die Form des Stabes kann nicht normgerecht erzeugt werden - beim An- und Ab-setzen der Düse wird der Stab durch die resultierenden Kräfte nach-haltig verformt. Final wird mit 300 °C Heißlufttemperatur gearbeitet. Zur finalen Quantifizierung der Schichthaftung wird für das weitere Vorgehen der Schlagversuch nach Charpy gemäß ISO 179-1:2010-11 festgelegt. Die Biegeprüfung wird nicht als repräsentativ für die Haf-tung der Schichten zueinander angesehen, da die Hauptbeanspruchung im kerbkritischen Randbereich der Probe erfolgt und das Weiterreißen durch diesen initialen Rissimpuls beeinträchtigt wird. Beim Schlagver-such hingegen führt die Art der Prüfung bei den hohen Deformations-geschwindigkeiten dazu, dass der initiale Impuls schlagartig erfolgt und die Probe innerhalb dieses Impulses zerstört wird. Diese optimale Kraftverteilung über die gesamte Querschnittsfläche tritt weder beim 3-Punkt-Biegeversuch noch im Charpy-Schlagversuch auf. Die Entscheidung für den Schlagversuch ist final, dass die Kraft entlang der längsten Bauteilstränge eingeleitet wird, schlagartig auftritt und zudem eine hohe Deformationsgeschwindigkeit betrachtet wird.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 71 4.2 Ergebnis der haftungssteigernden Maßnahmen

Die haftungssteigernden Untersuchungen sind neben der Wahl der wei-terzuentwickelnden Oberflächenaktivierung verantwortlich für die Eva-luierung eines weiteren Prüfverfahrens zwecks Quantifizierbarkeit zur Steigerung der Schichthaftung.

4.2.1 Ergebnis der chemischen Oberflächenaktivierung

Die Untersuchungen zur Oberflächenaktivierung mittels Aceton liefern aufgrund der Irritationen der Schichthaftung durch Lufteinschlüsse bei dem gewählten Versuchsaufbau keine quantifizierbaren Ergebnisse (Abbildung 33). Im Rahmen der Evaluation der Wirksamkeit des Haft-vermittlers auf Isocyanatbasis durch Filamentbeschichtung ist es mög-lich quantifizierbare Probekörper zu erhalten.

Diagramm 3: 3-Punkt-Biegeversuch Ausgangszustand

Diagramm 4: 3-Punkt-Biege-versuch mit HV

Das Ergebnis der 3-Punkt-Biegeprüfung des unveränderten Ausgangs-zustandes wird zur Qualifizierung des 3-Punkt-Biegeversuches gemäß ISO 178:2013-09 herangezogen und ist in Diagramm 3 dargestellt. Der Verlauf der Biegespannung über die Randfaserdehnung zeigt ein sprödes Bruchverhalten. In Diagramm 4 ist zudem das Ergebnis des 3-Punkt-Biegeversuches unter Verwendung des beschichteten Filamentes dargestellt. Beim Vergleich der Kurvenverläufe beider Diagramme erkennt man eine geringere Steigung der Verlaufskurve der Probekörper mit HV und eine Änderung der Steigung ab einer Randfaserdehnung

72 von ca. 1 %. Der Kurvenverlauf weist auf eine schlagzähmodifizierende Wirkung des Haftvermittlers zu niedrigerer Steifigkeit und höheren Dehnungen hin. Wie im Schliffbild (Abbildung 33 c) dargestellt, werden durch den HV die Hohlräume im Material geschlossen und es entsteht eine vollgefüllte Struktur. Das Verhalten des Prüfkörpers im 3-Punkt-Biegeversuch (Abbildung 33 c) demonstriert in anschaulicher Weise, dass durch den HV ein sehr zähes System entstanden ist. Die zähe Polyurethankomponente hält das Gefüge wesentlich länger zusammen als die ABS-Komponente alleine. Ergänzend ist bei diesem Versuch anzumerken, dass die Dosierung des Filamentes trotz der zusätzlichen Ummantelung mit dem HV nicht an-gepasst wurde und somit auch eine geringfügige Überdosierung erfolg-te.

Abbildung 35:Versagensmoment 3-Punkt-Biegeversuch unverändert

Abbildung 36: Versagensmoment 3-Punkt-Biegeversuch mit HV

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 73 4.2.2 Ergebnis der physikalischen Oberflächenaktivierung

Die Ergebnisse der physikalischen Oberflächenaktivierung und des un-behandelten Urzustandes sind in Diagramm 5 gezeigt.

Diagramm 5: Schlagversuch vor und nach physikalischer Aktivierung

Zunächst fällt auf, dass der erste Prüfkörper PK 1 deutlich gegenüber dem zweiten PK 2 in der Schlagzähigkeit abfällt. PK 1 müsste eigentlich die höchste Fügetemperatur nach der Oberflächenaktivierung durch Heißluft aufgrund des geringsten Zeitunterschiedes vor dem Auftrag der nächsten Bauteilschicht aufweisen. Auch der letzte Prüfkörper PK 15 fällt im Vergleich zu den vorherigen Prüfkörpern deutlich ab. Der erste und der letzte Stab einer Serie stehen repräsentativ für den Perimeter im Bauteil. Diese Stränge bilden die äußere Hülle des Bauteils ab, sind somit maximal den Umgebungseinflüssen ausgesetzt und kühlen dementsprechend auch am schnellsten ab. Der nächste Aspekt, der zu betrachten ist, ist der linear erscheinende deutliche Abfall der PK 2 bis PK 7, der vermuten lässt, dass in diesem Bereich sehr starke haftverbessernde Effekte auftreten. Ab PK 8 bis zu PK 14 ist ein nahezu waagrechter Verlauf der Schlagzähigkeitswerte zu beobachten.

74 Beim quantitativen Vergleich des PK 2 mit 6,5 kJ/m² und dem PK 14 mit 1,84 kJ/m² lässt sich eine Steigerung von 253 % feststellen. Diese hohen Schlagzähigkeitswerte beweisen trotz der relativ großen Streuung eine signifikante Verbesserung der Schichthaftung. Welche Mechanismen wirken und wie hoch die Temperaturen im Moment des Fügens sind und sein dürfen, um formstabil zu bleiben, wird in den Hauptuntersuchungen genauer ergründet. Es kann in jedem Fall festgestellt werden, dass die Integration eines Heißluftgebläses eine kostengünstige und einfach umsetzbare Erweiterung der FLM-Anlage darstellt. Die Integration der physikalischen In-Line-Oberflächen-aktivierung, um gleichmäßige Eigenschaften über eine komplette Serie von 15 Prüfkörpern zu erzeugen, ist eine Herausforderung.

4.2.3 Folgerungen

Die chemische Aktivierung der Oberfläche stellt sich kompliziert dar. Während eine genauere Dosierung technisch beispielsweise noch leicht und kostengünstig anhand einer Peristaltikpumpe realisierbar wäre, gestaltet sich die gleichmäßige Verteilung des zugeführten Mediums auf der Querschnittsfläche selbst als äußerst schwierig. Da zudem aggres-sive und gesundheitsschädliche Medien wie Aceton hierzu eingesetzt werden müssen, lässt sich nach den ersten Untersuchungen feststellen, dass sich die chemische Aktivierung gemäß des RepRap-Prinzips nicht einfach anwenden lässt. Neben diesen Problematiken ist eine grundlegende Einschränkung einer chemischen Aktivierung auch beim Einsatz eines Haftvermittlers, dass eine spezifische Anpassung an die chemische Struktur des jeweiligen Polymers erfolgen muss. Zwar ist die Vielfalt der aktuell eingesetzten Materialien noch stark eingeschränkt, es ist aber zu erwarten, dass sich das Materialspektrum in naher Zukunft erweitern wird.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 75 Die Ergebnisse in Bezug auf eine Eigenschaftsveränderung des Materials durch Erzeugung einer zweiphasigen, vollgefüllten Mesostruktur sind vielversprechend, aber nicht Untersuchungsgegenstand dieser Arbeit. Das reine Anlösen der einzelnen Molekülketten durch das Aceton zur Erhöhung der Molekülverschlaufungen hat sich durch das schlagartige Verdampfen im Moment des Auftragens der nächsten Bauteilschicht nicht bewährt. Idealerweise dauert dieser Aktivierungsprozess einer Schicht genauso lange wie das Ablegen der Stränge zur Generierung dieser. In der Rea-lität kann die Aktivierung der Bauteilschicht in 28,4 s wesentlich schnel-ler erfolgen als der Materialauftrag in 53,7 s. Nach dem Aktivierungs-prozess entsteht ein starkes Temperaturgefälle an den Staboberflächen, das durch die unterschiedlichen Abkühlzeiten und das positions-abhängige Abkühlverhalten verstärkt wirkt. Um eine gleichmäßige Fertigungsqualität und Festigkeiten bei allen Schlagstäben zu erreichen, muss also für künftige Versuche: a.) die Aktivierungszeit und die Zeit zwischen Aktivierung und Auftrag identisch und möglichst gering sein und b.) die Aktivierung auf eine minimal Querschnittsfläche und jeden ein-zelnen Stab anwendbar sein oder für alle Stäbe über die Zeit gleichmä-ßig erfolgen. Neben der Evaluation der Aktivierungsmethode erfolgt auch die Auswahl eines geeigneten Prüfverfahrens zur Quantifizierung der Schicht-haftung. Der 3-Punkt-Biegeversuch erfüllt die Anforderungen an den Prüfkörper gemäß Tabelle 15. Ebenso wie im Zugversuch erfolgt der Bruch (Diagramm 3) spröde. Nach dem ersten Auftreten des Bruchs im Bereich der Spannungskonzentrationen an der Stabaußenseite reißt

76 die Schicht an und der Riss wird anschließend nicht mehr instrumen-tiert.

Abbildung 37: Belastung der Bauteilstränge im 3-Punkt-Biegeversuch

Der 3-Punkt-Biegeversuch wird nach Quantifizierung der Bauteil-eigenschaften so beurteilt, dass er nicht weiter für die Charakterisierung der Schichthaftung verwendet wird. In Abbildung 37 sind die auftreten-den Kräfte im Biegeversuch schematisch dargestellt. Werden die FLM-Bauteile quer zu den am längsten vorliegenden Strängen belastet (Kraft F3PB), so entstehen sowohl Zug- als auch Druckkräfte in unterschied-lichen Bereichen des Prüfkörpers. Die Belastung tritt punktuell bzw. linienförmig im Bereich der sich be-rührenden Stränge zweier Ebenen auf. Da die Aktivierung auf die gesamte Querschnittsfläche angewandt wird, soll auch möglichst die ge-samte Querschnittsfläche während der Prüfung gleichmäßig belastet werden und die Kraft soll entlang der längsten Stränge im Bauteil wirken, was beim 3-Punkt-Biegeversuch nicht der Fall ist.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 77 4.3 Methodische Konstruktion der Oberflächenaktivierung

Die Methodische Konstruktion beginnt mit der Erstellung der Anforderungsliste, in der sowohl die Wünsche als auch die Forderungen an das neu zu entwickelnde System verankert sind. Nach der Festlegung der Rahmenbedingungen wird ein Morphologischer Kasten ausgear-beitet anhand dessen neun Lösungsansätze konkretisiert werden. Diese entwickelten Varianten werden dann in einem Bewertungssystem ge-wichtet, um die drei bestmöglichen Lösungen zu finden. In einer ab-schließenden Diskussion werden die drei besten Lösungsansätze noch-mals auf ihre wesentlichen Stärken und Schwächen hin geprüft, um an-schließend die zwei besten Varianten final umzusetzen und zu erpro-ben. Die physikalische In-Line-Oberflächenaktivierung durch Erwärmung mittels Heißluft kann ideal nach dem RepRap-Prinzip realisiert werden. Für die finale Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung wird lediglich die physikalische Aktivierung der Oberfläche verfolgt, die chemische Aktivierung gestaltet sich gemäß der Beobachtungen im vor-hergehenden Kapitel als zu aufwändig und spezifisch. Sollte sich die physikalische Oberflächenaktivierung erfolgreich umsetz-en lassen, so ist der absolute Mehrwert dieser Variante die sehr einfache Übertragbarkeit auf nahezu alle thermoplastischen Materialien, die im FLM eingesetzt werden können.

78 4.3.1 Erstellung der Anforderungsliste

Nachstehend sind in Tabelle 8 die wichtigsten Funktionen, die an die Konstruktion gestellt werden dargestellt.

F / W SubNr. Funktion

F 1. 1 Die Aktivierung der unteren erfolgt vor Auftrag der nächsten Bauteilschicht

F 1. 2 In jeder Schicht 0-n erfolgt eine physikalische Aktivierung der Verbindungsflächen

F 1. 3 Die Aktivierung findet In-Line im In-Prozess statt

W 1. 4 Alle individuellen Komponenten sind anhand einer Low-Cost-FLM-Anlage fertigbar

W 1. 5 Die Pfaderzeugung wird mittels der Open-source Schichterzeugungssoftware realisiert

W 1. 6 Die Aktivierung kann mit Hilfe der Bediensoftware gesteuert werden

W 1. 7 Die Anzahl der Einzelteile und Zusatzkomponenten ist minimal

W 1. 8 Die Prozesszeit wird durch die Aktivierung nicht verlängert

F 1. 9 Die beheizte Bauplattform ist während der Fertigung nicht aktiv

F 1. 10 Verwendete Standardkomponenten sind weltweit günstig verfügbar

F 1. 11 Das DIY-Prinzip findet für eine maximale Verbreitung Anwendung

F 1. 12 Die Aktivierung wird so umgesetzt, dass sie für jedes Bauteil innerhalb einer Serie reproduzierbar ist

F 2. 1 Die Aktivierung kann während des Prozesses gezielt zu- und abgeschaltet werden

W 2. 2 Zur Bewegung der Zusatzkomponenten werden entweder Schrittmotoren oder Servomotoren verwendet

W 2. 3 Die Leistungselektronik kann mit Hilfe von 12 V betrieben werden

F 2. 4 Die verwendete Spannung beträgt entweder 12 V Gleich- oder 230 V Wechselspannung

F 2. 5 Die Firmware wird weiterverwendet und geringstmöglich verändert

Tabelle 8: Auszug der Anforderungsliste

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 79 4.3.2 Entwicklung der Varianten

Tabelle 9: Morphologischer Kasten zur Variantenentwicklung

80 4.3.3 Bewertung der Varianten

Zur Bewertung der Varianten werden Kriterien der Anforderungsliste ausgewählt und mit einer Gewichtung versehen. Um die Bewertung durchzuführen, werden die Varianten ebenso mit Werten von 1 bis 5 in Anlehnung an VDI 2225 BB3 benotet [VDI 2225 BB3]. Tabelle 10 zeigt nachstehend alle ausgewählten Bewertungskriterien und deren fest-gelegte Gewichtung.

BK.Nr. Bewertungskriterium AF.Nr.: Gewichtung 1 FLM-Fertigbarkeit 1.4 5 2 RepRap-Prinzip anwendbar 1.5 5 3 Anzahl der Einzelteile gering 1.7 1 4 Keine Prozesszeitverlängerung 1.8 3 5 Anwenderfreundlichkeit 1.10 4 6 Gezielte Aktivierung 2.1 3 7 Kleinspannung 12 Volt 2.3 3 8 Dosierte Aktivierung 3.5 2 9 Geringe Schlittenmasse 4.6 2

10 Einfache Adaptierbarkeit 7.3 4 11 Kräfte geringstmöglich 12.4 4 12 Geringstmöglicher Preis 14.2 3

Tabelle 10: Kriterienauswahl zur Variantenbewertung

Um die drei Varianten mit der höchsten Punktzahl bestimmen zu kön-nen, werden jeweils die Noten der einzelnen Bewertungskriterien mit der Gewichtung multipliziert und diese Einzelwerte aufsummiert.

4.3.4 Finale Auswahl der Varianten

Nach der durchgeführten Bewertung aller neun Lösungsansätze kristall-isieren sich drei Varianten heraus. Die drei punktbesten Varianten zeich-nen sich alle dadurch aus, dass der Großteil der Einzelteile einerseits im FLM-Verfahren gefertigt, und andererseits anhand von günstigen Stan-dardkomponenten ergänzt werden kann.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 81

Tabelle 11: Finale drei Varianten nach Durchführung der Bewertung

82 Variante Bezeichnung Punktzahl V1: Heizlüfter 150,5 V3: Infrarotstrahler 156,5 V9: Beheizte Rolle 142,5 Tabelle 12: Bestbewertete drei Varianten

Die beiden Varianten 1 und 9 punkten gegenüber Variante 3 durch die Verwendung von 12 V-Kleinstrom. Die Variante 3 ist den beiden Varian-ten dadurch überlegen, dass sowohl die Prozesszeit nicht verlängert als auch die Schlittenmasse nicht erhöht wird. Die beiden Varianten 1 und 9 ähneln sich in Ihrer Gewichtung stark. Die Entscheidung für das Heißluftgebläse resultiert am Ende aus der berührungslosen Aktivierung. Der interessante Aspekt einer beheizten Rolle ist die Möglichkeit, die Oberfläche nachträglich glätten zu können, widerspricht aber der Anforderung minimale Kräfte auf das Bauteil aus-zuüben. Bei der dosierten Aktivierung, also der minimal gezielt beheiz-baren Fläche, ist das Heißluftgebläse der Rolle in der späteren Anwen-dung leicht überlegen, was jedoch nicht den ausschlaggebenden Faktor darstellt. Die Besonderheit der Variante 3 stellt die Möglichkeit dar, anhand des Schwenkmotors kombiniert mit der Fokussiervorrichtung die komplette Bauplattform bestrahlen, und so die Energie großflächig einbringen zu können. Sie substituiert theoretisch die Notwendigkeit eines geschlosse-nen, temperierten Bauraumes vollständig.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 83 4.3.5 Umsetzung der Varianten gemäß dem RepRap-Prinzip

Die Fertigung des Heißluftgebläses erfolgt in der zweiten Iterationsstufe. Bereits bei der Überprüfung der haftungssteigernden Ansätze wurde ein 230 V-Gebläse, das extern geregelt ist, in die FLM-Anlage integriert.

Die Besonderheit in der zweiten Iterationsstufe ist die Adaption der 12 V-Technlogie und die Einbindung der Komponenten in die existier-ende Anlagenelektronik, ohne Erweiterungen vornehmen zu müssen. Zunächst wird ein Funktionsprototyp (Abbildung 38) außerhalb der An-lage gefertigt und erprobt.

Abbildung 38: Aufbau Funktionsprototyp 12 V-Heißluftgebläse

Der wesentliche Grund, die niedrigpreisige und gut funktionierende 230 V-SMD-Lötstation zu substituieren, ist die Erhöhung der Anlagen-sicherheit dadurch, dass nur niedervoltige Spannungen aktiv bewegt werden, die Schlittenmasse verringert und die Regelung des Gebläses automatisiert im G-Code erfolgen kann.

84 Das FLM-Bauteil wird aus einem Material ohne zusätzliche Stütz-strukturen gefertigt. Die Open-source-Software Slic3r in der verwendet-en Version 1.17 berücksichtigt bei der Erzeugung von Stützstrukturen nicht die Möglichkeit, diese zu entfernen. Bei zweikomponentigen Bauteilen bietet sich die Möglichkeit, die zweite Komponente aus einem löslichen Material zu fertigen, das nachträglich durch ein Lösemittel, im einfachsten Fall in einem zirkulierenden Wasserbad, entfernt werden kann. Eine zweikomponentige Fertigung widerspricht jedoch dem Gesamtkonzept einer kostengünstigen Lösung, die auf nahezu jeder FLM-Anlage realisiert werden kann. Diese Anforderungen bedingen die manuelle Erzeugung von Stütz-strukturen, die entweder nach der Fertigung mechanisch entfernt, oder als feste Bestandteile im Bauteil verbleiben können, ohne die Funktio-nalität einzuschränken. In Abbildung 39 ist die finale Konstruktion des luftführenden FLM-Bauteils dargestellt. Alle wesentlichen Funktionen sind hierin integriert.

Abbildung 39: Erstellung der Supportstrukturen zur Fertigung des Heißluftgebläses mittels Low-Cost-Einkomponenten-FLM (1K)

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 85

Abbildung 40: Bereich A Abbildung 41: Schnitt Bereich B

Der rückseitige Blick auf den Platinenhalter im Bereich A in Abbildung 40 zeigt eine einfache Lösung zur Stützung von Überhängen im 90 °-Winkel. Es wird konstruktiv eine Rippe erzeugt, die sich im 60 °-Winkel aus dem Bauteil heraus fertigen lässt, die im späteren Bauteil verbleibt und den Schraubdom während der Fertigung stützt. Der Bereich B in Abbildung 41 zeigt die Aufnahme des Radiallüfters. Die größeren Rippen stützen die Außenkontur, die den Lüfter um-schließt. Die kleineren Rippen stützen den Anschlag des Lüfters als Montagehilfe. Die Stützstrukturen werden nach der Fertigung entfernt.

Abbildung 42: Bereich C Abbildung 43: Schnitt Bereich D

Eine Besonderheit im FLM-Verfahren ist, dass einzelne Bauteilsegmente erst während der Fertigung miteinander verbunden werden können,

86 ähnlich der Verbindung zweier Brückenpfeiler durch die Querträger. Auch in diesem Fall wird der Bogen erst gegen Ende des Bauprozesses geschlossen. Die großen Rippenstrukturen im Bereich C in Abbildung 42 bilden eine im Bauteil verbleibende Stützstruktur für die Verbindung der beiden Säulen. Der Bereich D in Abbildung 43 wird nach der Ferti-gung ebenfalls entfernt und stützt die Schraubdome für den Heizmantel, sowie die in diesem Bereich radiale Luftführung. Der Infrarotstrahler stellt von Seiten seiner konstruktiven Komplexität der FLM-Bauteile keine Besonderheit dar, da die FLM-Bauteile anhand automatisch erzeugter Stützstrukturen einfach gefertigt werden können. Die Neuheit bei der Umsetzung des Infrarotstrahlers ist die Strahl-enbündelung des Infrarotstrahlers, die über reflektierende Aluminium-bleche erfolgt.

Abbildung 44: Modell zur Strahlenbündelung [Hering und Martin 2017]

Abbildung 45: CAD-Modell zur Erzeugung des Ellipsoidspiegels

Die Bündelung der Strahlung (Abbildung 44) ermöglicht es erst die Aktivierungsvorrichtung vom Schlitten zu entfernen und somit von der Verfahrbewegung zu entkoppeln. Dadurch wird der Bauprozess nicht verlängert und gleichzeitig kann die Aktivierung wahlweise zu- oder abgeschaltet werden.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 87 Integration der Varianten in die Low-Cost-FLM-Anlage

Die Komponenten werden so in die Anlage integriert, dass beide Ver-fahrenserweiterungen ohne Umbauten dauerhaft verwendet werden können. Die Aktivierung erfolgt nach Einschalten durch die Ver-wendung von G-Code-Befehlen. Der Infrarotschirm wird dauerhaft eingeschaltet und kann aktiv auf das Bauteil oder passiv in den freien Raum geschwenkt werden. Das Heißluftgebläse wird bewusst an der Position des zweiten Extruders montiert und kann so durch geschickte CAD-Datengenerierung vollautomatisch angesteuert werden.

Heißluftgebläse:

Die Aufnahme des Heißluftgebläses ist mit einem Bohrmuster für Nema17 Motoren versehen und kann so direkt mit der Trägerplatte des Protos V2 verschraubt werden. Die Ansaugung der Luft erfolgt mög-lichst weit entfernt vom Auslass der beheizten Düse und somit vom Bauteil selbst. Dadurch soll eine unkontrollierte Beeinflussung der Bauteiloberflächentemperatur durch eventuell auftretende Verwirbelun-gen oder Luftströme vermieden werden.

Abbildung 46: Heißluftgebläse aus PC montiert

Abbildung 47: Heißluftgebläse in Anlage montiert

88 In der ursprünglichen Form wird der Aluminiumkühlkörper des E3DV6-Hot-Ends von einem Axiallüfter gekühlt, der direkt oberhalb der heißen Düse angebracht ist und dauerhafte Verwirbelungen im Bereich des Bauteils erzeugt. Um keine unkontrollierten Luftströme zu erzeugen, könnte eine Wasser-kühlung eingesetzt werden, die jedoch wieder zusätzliche Kosten verur-sacht und zudem ein zusätzliches Medium in der Anlage darstellt. Die kostengünstigste und praktikabelste Lösung ist die Neukonstruktion der Luftkühlung und Umsetzung dieser als FLM-Bauteil aus ABS.

Abbildung 48: Schnitt CAD-Modell Luftkühlung

Abbildung 49: Geänderte Luftkühlung des Hot-Ends

In Abbildung 48 ist das CAD-Modell der Luftkühlung, sowie in Abbildung 49 die Einbausituation in der Anlage dargestellt. Der ur-sprüngliche Axiallüfter kann weiterverwendet werden. Auch diese Konstruktion wird als 1K-Bauteil realisiert: die Stützrippen b) verbleiben entlang der Durchflussrichtung im Bauteil, die Stützstruktur c) wird mechanisch entfernt – an dieser Position befindet sich nach der Montage der Kühlkörper aus Aluminium. Die Zuluft a) wird nun von oben angesaugt und verlässt das Bauteil wieder nach oben hin.

4 Entwicklung der In-Line-Oberflächenaktivierung 89 Infrarotstrahler:

Die beiden Seitenteile des Infrarotstrahlers werden mit einem 0,6 mm dicken Aluminiumblech verbunden. Das Blech ist sowohl Reflektor als auch ein Teil der tragenden Struktur. Die Halterungen selbst werden auf einem U-Träger aus verzinktem Stahl montiert, der mit dem Schwenk-mechanismus verbunden ist. Der Schwenkmechanismus wird über einen Zahnriemen durch Drehen des Servomotors betätigt.

Abbildung 50: Montierter IR-Strahler Abbildung 51: Servomotor und

Schwenkmechanismus

Die Hauptuntersuchungen werden nach der firmwareseitigen Imple-mentierung aller Komponenten durchgeführt.

90 5. Versuchsdurchführung

Die Versuche werden unter Laborbedingungen durchgeführt. Das verwendete Filament ist ein ABS natur mit einem Nenndurchmesser von D = 2,85 mm. Es wird bewusst auf Farbzusätze verzichtet, um die Stör-faktoren von Seiten des Materials gering zu halten. Vor der Verar-beitung wird das Filament in geschlossenen Behältern unter Beisein von Trockenmitteln aufbewahrt. Vor Durchführung der Kunststoffprüfun-gen werden die Prüfkörper 14 Tage lang bei 23 °C Lufttemperatur und 50 % relativem Feuchtegehalt der Luft gelagert. Die Prüfkörper zur Quantifizierung der Anisotropie werden so gefertigt, dass alle Stränge im Inneren des Bauteils in maximaler Länge vorliegen, in jeder Schicht im gleichen Winkel orientiert sind und eine identische Struktur aufweisen. Die erzeugten Probekörper besitzen also in jeder Schicht eine identische Perimeter- und Füllstruktur. Jede Schichtstruktur besteht aus genau einem Perimeter, der die Außenkontur scharf abbildet und einem Füllgrad von einhundert Prozent, also theoretischer Voll-füllung. Während den Untersuchungen wird in einer staubfreien Atmo-sphäre gearbeitet. Die Versuche finden in einem abgeschlossenen Raum statt, in dem die Verwirbelungen der Luft auf einem minimal möglichen Niveau gehalten werden. Die Zugprüfkörper werden in Anlehnung an ISO 527-1:2012-06, sowie Schlagbiegestäbe nach ISO 179-1:2010-11 dimensioniert, inter- und intra-laminar generiert und entsprechend dieser Normen geprüft. Es werden Zug- und Charpy-Schlagprüfungen durchgeführt.

Die Auswahl der Prüfverfahren genügt den folgenden Anforderungen:

1. Das Ergebnis der Prüfung ist quantifizierbar und optimalerweise gemäß der verwendeten Norm als gültig anzusehen.

2. Der Prüfkörper kann auf einer einkomponentigen FLM-Anlage gefertigt werden.

5. Versuchsdurchführung 91 3. Anhand des Prüfverfahrens lässt sich ein Vergleich zwischen der mi-nimalen (in z-Richtung, senkrecht zur Bauteilschicht) und der maxi-malen Belastbarkeit (in Strangrichtung xy) innerhalb des gleichen Prüf-verfahrens durchführen.

4. Die Belastbarkeit des Prüfkörpers in z-Richtung kann im Prozess gezielt gesteigert werden.

5.1. Definition zur Quantifizierbarkeit der Anisotropie

5.1.1 Definition der Kräfte Fx und Fz

Um die Anisotropie der FLM-Bauteile quantifizieren zu können, werden die Kraftflüsse innerhalb dieser Ausarbeitung anhand des 2½-dimens-ionalen Modelles in zwei Kategorien aufgeteilt. Wie in Abbildung 52 dargestellt handelt es sich hierbei um die intralaminare Kraft Fx und die interlaminare Kraft Fz.

Abbildung 52: Intralaminare Kraft Fx und interlaminare Kraft Fz

92 5.1.2 Intralaminare Kraft Fx

Diese beschreibt die Kräfte, die innerhalb einer xy-Bauteilebene, also einer einzelnen Bauteilschicht, übertragen werden. Diese Bauteilschicht befindet sich immer im Winkel von 0 ° zur Bauplattform, was bedeutet, dass die FLM-Bauteile immer auf ihrer xy-Ebene definiert gefertigt werden. Das Bauteil kann dann maximale Kräfte übertragen, wenn alle Stränge in Vorzugsrichtung x orientiert sind.

5.1.3 Interlaminare Kraft Fz

Diese beschreibt die Kräfte zwischen zwei übereinanderliegenden xy-Bauteilschichten entlang der Hochachse in z-Richtung. Zwischen den Schichten besteht keine formschlüssige Verbindung im eigentlichen Sinn – die Verbindung beruht rein auf der Ausbildung intermolekularer Kräfte, die sowohl kohäsiver als auch adhäsiver Natur sind.

5.1.4 Berechnung der Anisotropie von FLM-Bauteilen

Um der Anisotropie eine quantifizierbare Größe geben zu können, wird in Kapitel 5.1.1 zunächst eine Definition der vorherrschenden Kräfte vorgenommen. Um anhand dieser Definition eine Berechnungsgrund-lage zu schaffen, werden nachfolgend Formeln zur Quantifizierung der Anisotropie festgelegt.

Formel 2: Ansiotropiefaktor im Zugversuch:

aFz0,x0 = σz0

σx0 × 100

aFz0,x0 = Anisotropiefaktor Zugversuch in % σz0 = Interlaminare Bruchspannung in MPa σx0 = Intralaminare Bruchspannung in MPa

5. Versuchsdurchführung 93 Formel 3: Ansiotropiefaktor im Schlagversuch:

aFkz0,x0 = akz0

akx0 × 100

aFkz0,x0 = Anisotropiefaktor Schlagversuch in %𝑘𝑘𝑘𝑘𝑚𝑚²

akz0 = Interlaminare Schlagzähigkeit in 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑚𝑚²

akx0 = Intralaminare Schlagzähigkeit in 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑚𝑚²

Da im Laufe dieser Ausarbeitung die Anisotropie gezielt vermindert werden soll, wird die Veränderung als spezifischer Anisotropiefaktor ausgedrückt, um die Verbesserung gegenüber dem Ausgangszustand darstellen zu können.

Formel 4: Spezifischer Ansiotropiefaktor im Zugversuch:

aFzn,x0 = σzn

σx0 × 100

aFzn,x0 = Spezifischer Anisotropiefaktor im Zugversuch in % σzn = Interlaminare Maximalspannung in MPa σx0 = Intralaminare Maximalspannung in MPa

Formel 5: Spezifischer Ansiotropiefaktor im Schlagversuch:

aFkzn,x0 = akzn

akx0 × 100

aFkzn,x0 = Spezifischer Anisotropiefaktor Schlagversuch in % kJm²

akzn = Interlaminare Schlagzähigkeit in kJm²

akx0 = Intralaminare Schlagzähigkeit in kJm²

94 5.2 Ermittlung der intralaminaren Festigkeit σx

Ziel dieser Untersuchungen ist es, die Festigkeitswerte der Prüfkörper im Zugversuch zu ermitteln, wenn die Anzahl der in Belastungsrichtung ausgerichteten Stränge maximal ist. Die höchste Priorität gilt hierbei dem Erhalt maximaler Festigkeitswerte innerhalb des FLM-Verfahrens in Abhängigkeit der angewandten Prüfnorm. Ebenfalls eine hohe Prio-rität liegt darin, dass die Prüfkörper, die im FLM-Verfahren erzeugten Bauteile möglichst gut abbilden, ohne nachbearbeitende Schritte not-wendig zu machen. Die Literatur und die verwandten Arbeiten lassen vermuten, dass es möglich ist, im FLM-Verfahren annähernd gleiche Festigkeitswerte zu erzielen wie im Spritzgießen [Kloke 2016]. Wie die Literatur ebenso zeigt, scheitert der Vergleich in aller Regel am enormen Unterschied der beiden Verfahren selbst und an der kerbinduzierten Bruchart der addi-tiv gefertigten Probengeometrie [Ahn et al. 2002]. In diesem Kapitel soll anhand von Prüfkörpern unterschiedlicher Art, die im FLM-Verfahren maximal erzeug- und quantifizierbare intra-laminare Festigkeit ermittelt werden. Die Prüfverfahren werden so ausgewählt, dass bekannte und normierte Prüfnormen auf die unidirektionale Ausrichtung der einzelnen Schmelzestränge im FLM-Bauteil in xy-Richtung angewandt werden können. Zudem wird eine neue Prüfkörpergeometrie erzeugt, die kon-struktiv die Kerbeffekte im Bereich der freien Einspannung im Zug-versuch reduziert und die ohne nachbehandelnde Prozesse direkt nach additiver Fertigung geprüft werden kann. Neben den klassischen Prüfnormen werden Zugprüfkörper nach ISO 527-4:1997-07 für isotrop- und anisotrop faserverstärkte Kunststoff-verbundwerkstoffe hergestellt. Hierbei werden sowohl Aufleimerpro-ben aus Stäben als auch gefräste Prüfkörper aus Platten erprobt. Ein Nachbehandlungsprozess in Form von Fräsen oder Kleben stellt immer

5. Versuchsdurchführung 95 eine zusätzliche Störgröße dar, wodurch die Ergebnisse beeinflusst wer-den können. Zudem kann ein Fräsprozess Wärme in das Bauteil ein-bringen oder es gar mechanisch vorschädigen. Es stellt sich bei derart nachbehandelten Prüfkörpern immer die Frage, inwieweit diese die Realität im Bauteil abbilden. Für alle Zugprüfungen werden die Prüfbedingungen nach DVS 2203-2 berücksichtigt. Die Richtlinie zum „Prüfen von Schweißverbindungen an Tafeln und Rohren aus thermoplastischen Kunststoffen“ legt fest, dass Proben, die innerhalb des Einspannbereichs reißen oder verstreck-en als nicht gültig gewertet werden [DVS 2203-2]. Um diesen Effekten entgegenzuwirken, werden die Prüfkörper iterativ konstruktiv so gestaltet, dass der Bruch außerhalb der Einspannung in einem verjüngten Bereich des Zugprüfkörpers erfolgen muss. Die Kraft wird während der Prüfung im 90 °-Winkel zur Schweißnaht eingeleitet. Gemäß der Richtlinie müssen für eine gültige Prüfung mindestens sechs Proben einer Prüfserie einen Bruch innerhalb der freien Einspannlänge aufweisen [DVS 2203-2].

96 5.2.1 Verwendete Prüfkörper

In Tabelle 13 sind die verwendeten Prüfkörpergeometrien gezeigt. Diese werden so gewählt, dass die Spannungskonzentrationen im Bereich der Krafteinleitung geometrisch minimiert werden.

Bezeichnung Schultergeometrie Prüfkörper

X001 SG Filament

ISO 527-1:2012-06 1A

X002 SG Granulat

ISO 527-1:2012-06 1A

X003 Geometrie 1

In Anlehnung an ISO 527-1:2012-06 1A

X004 Geometrie 2

In Anlehnung an ISO 527-1:2012-06

X005 Aufleimer 1

ISO 527-4:1997-07 Typ3

X006 Aufleimer 2

ISO 527-4:1997-07 Typ3

X007 Gefräst

ISO 527-1:2012-06 1A

Tabelle 13: Verwendete Prüfkörpergeometrien

Die spritzgegossenen Varianten werden einerseits aus einem Granulat hergestellt und aus einer Rolle des verwendeten Filaments, das granuliert wird. Der Vergleich zeigt, ob der Verarbeitungsprozess zur Erzeugung des Filaments einen Einfluss auf die mechanischen Eigen-schaften hat. Bei allen additiv gefertigten Geometrien wird sichergestellt, dass alle Stränge in der freien Einspannlänge, also dem für die Messung relevan-ten Prüfkörperbereich, in Kraftrichtung Fx orientiert sind.

5. Versuchsdurchführung 97 5.2.2 Fertigung der Prüfkörper

Die G-Codes zur strangweisen Erzeugung der Prüfkörper werden mit folgenden Einstellungen im Slic3r 1.17 generiert:

Designation / Bezeichnung Einheit Wert Layer height / Schichtdicke mm 0,2 Perimeter / Konturlinie n 1 Fill density / Füllgrad % 100 Fill pattern / Füllmuster nominal concentric Fill Angle / Füllwinkel ° 0 Speed / Geschwindigkeit mm/s 50 Extrusion width / Extrusionweite mm oder % 110 % Diameter / Filamentdurchmesser mm 3,1 Extrusion multiplier / Extrusionsfaktor dimensionslos 1 Temperature extruder / Extrudertemp. °C 255 Bed temperature / Heizbetttemp. °C 100 Nozzle diameter / Düsendurchmesser mm 0,4 Retraction distance / Rückzugslänge mm 1,5 Tabelle 14: Verwendete Slic3r-Einstellungen

Die Prüfkörper werden auf der FLM-Anlage X400 V2 der Firma Ger-manRepRap gefertigt (Abbildung 53). Die verwendete Software ist der Slic3r 1.17 [Ranellucci 2014]. Die CAD-Modelle werden anhand der CAD-Software Inventor® 2016 erstellt [Autodesk 2016]. Je Prüfserie werden sechs Stäbe gefertigt und gemäß den Prüfbeding-ungen nach ISO 527-1:2012-06 mit Prüfgeschwindigkeiten von 1 mm/min bzw. 5 mm/min getestet. Die Auswertung wird anhand der Prüfsoftware testXpert® II der Firma Zwick durchgeführt.

98

Abbildung 53: FLM-Anlage X400 Abbildung 54: Zugstab und Ausrichtung

5.2.3 Folgerungen

Die Schichterzeugungssoftware Slic3r ist nicht dafür ausgelegt, vollge-füllte Bauteile mit unidirektionaler Stranglage in Vorzugsrichtung zu er-zeugen. In der Regel werden G-Codes und schlussfolgernd FLM-Bauteile so generiert, dass eine feine Außenkontur durch eine geringe Anzahl an Perimetern ausgebildet wird. Anschließend wird im Inneren eine Hohlstruktur mit Füllgraden von üblicherweise 5 bis 60 % ausgebil-det, um die Fertigungszeit sowie den Materialverbrauch gering zu halten. Ohne in die G-Code-Generierung programmierend einzugreifen, kann der Anwender nur durch gezielte Ausrichtung und Anpassung der Bauteilgeometrie eine unidirektionale Stranglage realisieren. In Abbildung 55 ist ein seitlich (yz-Ebene in Abbildung 17) generierter Zugstab unter polarisiertem Licht dargestellt, wodurch die eingefror-enen Eigenspannungen sichtbar sind. Die Fertigungszeit je Schicht spielt eine wichtige Rolle bei der Entstehung von Eigenspannungen. Bei Zug-stäben, die seitlich gefertigt werden, gilt der Zusammenhang:

5. Versuchsdurchführung 99 Fläche innerhalb einer Schicht AC < AA < AB Fertigungszeit für die jeweilige Fläche tC < tA < tB Eigenspannungen in Grenzschicht σE,AB < σE,BC

Abbildung 55: Eigenspannungen in einem seitlich (yz-Ebene) gefertigten Zugstab aus PLA sichtbar gemacht unter polarisiertem Licht

In Abbildung 55 können die in Kapitel 2.73 beschrieben instationären Abkühleffekte, die im FLM-Verfahren zur Entstehung von Eigenspan-nungen führen, deutlich aufgezeigt werden.

Bereich A:

In diesem Bereich besteht die Querschnittsfläche AA innerhalb einer Schicht aus dem vollgefüllten Teil der Schulter des Zugstabes und dem teilgefüllten Teil des Supports. Der Bereich A des Zugstabes ist opak. Die Fertigungszeit tA ist trotz der nach oben hin ansteigenden Quer-schnittsfläche des Schulterbereichs aufgrund des Supports nahezu kon-stant. Es bildete sich eine teilkristalline Struktur aus.

100 Bereich B:

Die vollgefüllte Querschnittsfläche AB erstreckt sich über die gesamte Länge des Zugstabes. Somit ist die konstante Zeit tB zum Fertigen einer einzelnen Schicht in diesem Bereich maximal. Die Schicht kühlt gleich-mäßig ab, bevor ein erneuter Wärmeeintrag durch die überliegende Schicht eintritt. Sie ist dadurch vollständig amorph ausgebildet.

Bereich C:

Die ebenfalls vollgefüllte Querschnittsfläche AC erstreckt sich lediglich über den Schulterbereich des Zugstabs. Es wird kein zusätzliches Stützmaterial generiert. Zudem verjüngt sich die Fläche nach oben hin, so dass die Fertigungszeit tC kontinuierlich abnimmt. Innerhalb des Bauteils ist sie minimal. Die Struktur ist bedingt durch den höheren Wärmeeintrag in diesem Bereich wie in Bereich A teilkristallin.

Einfluss der Beobachtung auf die weitere Vorgehensweise:

Wie bereits in Kapitel 2.81 (Abbildung 20) aufgezeigt, entsteht am Übergang der freien Länge zum Schulterbereich des Stabes eine geome-trische Kerbe (Abbildung 18). Die Betrachtung unter polarisiertem Licht (Abbildung 55) zeigt, dass diese geometrische Kerbe zusätzlich von thermischen Eigen-spannungen überlagert wird. Für die folgenden Untersuchungen wird mit einem gleichbleibenden Bauteilquerschnitt gearbeitet, um die pro-zesstechnisch eingebrachten Eigenspannungen im Bauteil auf einem möglichst niedrigen und konstanten Niveau zwischen zwei Bauteil-schichten zu halten.

5. Versuchsdurchführung 101 Für alle folgenden Untersuchungen werden lediglich stehende (zx) und liegende (xy) Prüfkörper wie in Abbildung 56 gezeigt, gefertigt.

5.3 Ermittlung der interlaminaren Schlagzähigkeit akz

Zur Ermittlung der interlaminaren Ausgangsschlagzähigkeit akz0 werden je Fertigungsserie 15 Schlagstäbe erzeugt und im Charpy Pen-delschlagversuch nach ISO 179-1:2010-11 getestet. Die Einstellungen für die Erzeugung des G-Codes wurden gemäß Tabelle 14 gewählt. Ziel der Untersuchungen ist es die Parameterkombination zu finden, welche die bestmögliche Schichthaftung innerhalb der Versuchsreihe erzeugt. Der Erkenntnisgewinn in diesem Kapitel fließt dann in die prozesstech-nische Optimierung der Schichthaftung in den Hauptuntersuchungen ein. Die erhaltenen Werte und die zu erwartenden Effekte werden miteinander verglichen und etwaige Abweichungen diskutiert.

Abbildung 56: Relevante Prüfkörperausrichtung im dreidimensionalen Raum in Anlehnung an ISO/ASTM 52921:2017-01

102 Zudem wird die theoretische Maximalfestigkeit akz,SEQ durch sequenziel-le Einzel-fertigung von Schlagstäben bestimmt.

5.3.1 Verwendete Prüfkörper

Der zentrale Erkenntnisgewinn aus Kapitel 5.2.3 verdeutlicht den Zu-sammenhang zwischen dem schichtspezifischen Bauteilquerschnitt und den entstehenden Eigenspannungen. Wenn explizit die Schichthaftung entlang der Hochachse in z-Richtung betrachtet werden soll, ist es von großem Vorteil, dass alle Schichten den gleichen Bauteilquerschnitt und somit die gleiche Fertigungszeit aufweisen. Bei der Untersuchung der intralaminaren Bauteilfestigkeit ist zudem der in Abbildung 57 gezeigte Effekt der geometrisch erzeugten Spannungs-konzentrationen zu beachten. Bei Fertigung entlang der Hochachse in z-Richtung werden eine Vielzahl einzelner Bauteilebenen mit einem vergleichsweise geringen Querschnitt von 40 mm² (4 x 10 mm Stabquerschnitt) aufeinander gefügt. Je nach gewähltem Durchmesser entsteht so bei 80 mm Prüfkörperlänge ein Schichtverbund von 800 Einzelschichten bei einer Schichtdicke von 0,1 mm bzw. 400 bei einer Schichtdicke von 0,2 mm. Zwischen jeder über- und untenliegenden Schicht wird wie in Abbildung 57 zu sehen, eine geometrische Kerbe, die im Belastungsfall eine Spannungs-konzentration darstellt, eingebracht. Dadurch erschwert sich die Auswahl eines Prüfverfahrens und eines Prüfkörpers. Vor allem der Vergleich der erwartungsgemäß stark unter-schiedlichen Festigkeitswerte in Kraftrichtung Fx und Fz, anhand dessen der Isotropievergleich vorgenommen werden soll, gestaltet sich als schwierig und scheint nur unter speziellen Rahmenbedingungen lösbar zu sein.

5. Versuchsdurchführung 103

Abbildung 57: Schlagstab nach ISO 179-1:2010-11 in Schichtbauweise und im Detail (alle Maße in mm)

Die Wahl der Zugstabvariante 1A nach ISO 527-1:2012-06 ist auch als zielführende Möglichkeit anzusehen, weist jedoch gemäß Tabelle 15 einige Nachteile gegenüber dem Schlagstab nach ISO 179-1:2010-11 auf. Aufgrund des wechselnden Querschnittes innerhalb der xy-Ebene ist die Fertigungszeit je Schicht innerhalb einer Serie verschieden. Durch Anpassung der Fertigungszeiten der kleinstmöglichen an die größtmögliche Querschnittsfläche im Bereich der Stabenden könnte die Fertigungszeit angeglichen werden. Dies könnte durch Geschwindig-keitsreduktion oder durch Einfügen von Pausenzeiten bei den kleineren Schichten erzielt werden. Beides stellt allerdings einen Eingriff in den Prozess dar und erhöht die Anzahl der Wechselwirkungen: Durch die Düse wird bei langsameren Verfahrbewegungen ungleichmäßig Wärme eingebracht oder der Schmelzfluss wird während der Pausenzeit unter-brochen, woraufhin die Schmelze in der heißen Düse verweilt und die Bildung von Propfen begünstigt wird.

104 ISO 527-2:2012-06

Typ 1A ISO 179-1:2010-11

Typ 1

Anforderung Prüfkörper:

- Genormtes Prüfverfahren

- Kerbe in Norm bedacht

- Gleichbleibende Schicht-fläche in XY

- Geringe Fertigungszeit

- Geringe Prüfkörperabmaße in z-Richtung

- Krafteinleitung entlang der längsten Stränge

Tabelle 15: Aufrecht orientierte Prüfkörper gefertigt in der zx-Ebene

Auch die Anforderung an das Prüfverfahren sowie die Prüfprozedur sind für die Charakterisierung der Haftungseigenschaften von Bedeu-tung. Die beiden Prüfverfahren unterscheiden sich wesentlich in der Deformationsgeschwindigkeit und in der Form der Krafteinleitung. Während beim Zugversuch der Stab durch die fest eingespannten Schultern über seine komplette Länge langsam und stetig mit Kraft beaufschlagt wird, erfolgt beim Schlagversuch die Kraftaufbringung schlagartig und punktuell durch das Pendel, während die Stabenden lose gelagert sind. Ein großer Vorteil des Schlagversuches nach Charpy ist zudem, dass bereits gekerbte Prüfkörper in der Norm bedacht und vorgesehen sind und somit FLM-Bauteile ideal auf ihre Schichthaftungs-eigenschaften im Hinblick auf die Kerbempfindlichkeit überprüft wer-den können.

5. Versuchsdurchführung 105 5.3.2 Versuchsplanung zur Parameteranalyse

Für die Versuchsplanung und gleichbeduetend das Design of Experi-ments (DoE) werden nachstehende Parameter in folgenden Stufen be-trachtet: Parameter Einheit

T

in °C v in mm/s

N in mm

z in mm

D in mm

*tProzess in h

Min 240 25 0,4 0,1 2,9 9 Max 255 50 0,8 0,2 3,1 18 Tabelle 16: Variierte Parameter im teilfaktoriellen Versuchsplan

T = Hot-End-Temperatur in °C v = Verfahrgeschwindigkeit Austragseinheit in mm/s N = Düsendurchmesser in mm z = Schichtdicke in mm D = Filamentdurchmesser in mm tProzess = Fertigungszeit einer Serie in h Der teilfaktorielle Versuchsplan wird gemäß Tabelle 16 erstellt. Um den Aufwand zunächst gering zu halten, wird ein Screening-Versuchsplan umgesetzt. Dieser hat als Ziel einen sehr geringen Versuchsumfang zu erreichen. Sehr hohe Vermengungen werden hierbei akzeptiert. Der-artige Versuchspläne werden meist in unbekannten Systemen angewen-det, um erste Erfahrungen und Einschätzungen sammeln zu können. Die Nomenklatur der Versuche wird gemäß den verwendeten Parametern und der Versuchsnummer in folgender Form beispielhaft für die erste Versuchsreihe festgelegt: Z001_T240_v50_N04_z01_D29 So wird in Versuchsreihe 1 beispielsweise mit einer Hot-End-Tempera-tur von T = 240 °C und einer Schichtdicke von Z = 0,1 mm gearbeitet.

106 Versuch T in °C v in mm/s N in mm z in mm D in mm Z001 240 50 0,4 0,1 2,9 Z002 255 50 0,4 0,1 2,9 Z003 240 25 0,8 0,1 2,9 Z004 255 25 0,8 0,1 2,9 Z005 240 50 0,4 0,2 2,9 Z006 255 50 0,4 0,2 2,9 Z007 240 25 0,8 0,2 2,9 Z008 255 25 0,8 0,2 2,9 Z009 240 50 0,4 0,1 3,1 Z010 255 50 0,4 0,1 3,1 Z011 240 25 0,8 0,1 3,1 Z012 255 25 0,8 0,1 3,1 Z013 240 50 0,4 0,2 3,1 Z014 255 50 0,4 0,2 3,1 Z015 240 25 0,8 0,2 3,1 Z016 255 25 0,8 0,2 3,1 Tabelle 17: Teilfaktorieller Versuchsplan zur Parameteranalyse

Während sich bei der Stufenvariation die Parameter Geschwindigkeit v, Düsendurchmesser N und Schichtdicke z sehr einfach halbieren bzw. verdoppeln lassen, gestaltet sich die Variation bei der Düsentemperatur T und des Filamentdurchmessers D schwieriger. Als Ansatz zum Erhalt qualitativ hochwertiger Prüfkörper werden bei diesen beiden Parametern die Stufen so gewählt, dass keine Material-schädigung eintritt und die Prüfkörper von außen eine geschlossene Struktur aufweisen.

5. Versuchsdurchführung 107 Versuch T in °C v in mm/s N in mm z in mm D in mm Min (-) 240 25 0,4 0,1 2,90 Max(+) 255 50 0,8 0,2 3,10 Erwartete Streuung in %

1 1,5 1 0,5 0,5

Streuung absolut 2,5 0,6 0,01 0,001 0,02

Ursache Regelung Beschl. Fertig. Pos. Fertig. Einfluss + auf akz

▲ ▼ ▲ ▲ ▼

Höhe des Einfluss + +++ ++ +++ +

Tabelle 18: Erwartete Streuung und Einflussabschätzung

Bei der Variation der Werte muss garantiert sein, dass die erwartete Streuung der Werte nicht größer als die Hälfte der Differenz der Ober- und Untergrenze ist. Als Beispiel wird die Überprüfung der Tempe-raturober- und Untergrenze betrachtet: Tmin = 240 °C + 2,5 °C= 242,5 °C < Tmax = 255 °C - 2,5 °C = 252,5 °C Neben der Überprüfung der Parametervariation wird auch der erwar-tete Einfluss gemäß Kapitel 2.8.2 und den bereits gewonnen Erfahrun-gen abgeschätzt. Sowohl die Wirkung ▲▼ auf die Schichthaftung in Form der Schlagzähigkeit, als auch die Höhe + / ++ / +++ des Einflusses werden hier vor Versuchsdurchführung abgeschätzt (Tabelle 18) und sollen anhand der Ergebnisse überprüft werden.

5.3.3 Fertigung der Prüfkörper

Wie bereits bei der Ermittlung der intralaminaren Festigkeit in Kapitel 5.2 werden die Schlagstäbe auf der FLM-Anlage X400 gefertigt. Da die Haftfläche der einzelnen Stäbe sehr gering ist, wird auch in dieser Ver-suchsreihe eine Polyimidfolie zur Haftverbesserung zwischen der be-heizten Bauplattform und der ersten Bauteilschicht eingesetzt.

108

Abbildung 58: Prüfkörperfertigung auf FLM-Anlage X400 V2

Abbildung 59: Misslungene Fertigung

Die Fertigung der aufrecht stehenden Stäbe gestaltete sich dahingehend schwierig, als das bereits minimale Kräfte, die während der Fertigung in xy-Richtung wirken können, durch den großen Hebelarm leicht zum Ablösen der Stäbe von der Bauplattform führen. Wie in Abbildung 59 gezeigt, tritt ein Abbruch der Fertigung speziell in den oberen Schichten auf. Selbst wenn nur ein Stab der ganzen Serie die Haftung zur Bauplattform verliert, so misslingt die komplette Versuchs-reihe. In solch einem Fall wird der Abstand der ersten Schicht zur Poly-imidfolie so lange verringert, bis der Spalt zwischen der Düse und dem Untergrund möglichst klein ist und das aufgeschmolzene Material noch ausgetragen werden kann. Die reale Fertigungszeit der einzelnen Versuchsreihen beträgt mindes-tens 6 Stunden und 20 Minuten und maximal 16 Stunden und 46 Minu-ten.

5.3.4 Folgerungen

Ursprünglich wurde angestrebt eine Fertigungszeit von 8 bzw. 16 Stunden für die Variation der Oberflächentemperatur zu erreichen und sie innerhalb einer Versuchsreihe mit gleichbleibendem Düsendurch-messer konstant zu halten. Gemäß untenstehender Tabelle 19 und ursprünglicher Vermutung ist die Fertigungszeit nicht automatisch pro-

5. Versuchsdurchführung 109 portional zur variierten Verfahrgeschwindigkeit von 25 bzw. 50 mm/s. Selbst bei konstantem Düsendurchmesser bleibt sie nicht gleich. Zum Verständnis der Ursache ist die Struktur innerhalb einer Schicht in Tabelle 19 grafisch dargestellt.

V.-Nr. N in mm

Z in mm

Schichtstruktur tSchicht in min

Z001 Z002 Z009 Z010

0,4 0,1

1,35

Z005 Z006 Z013 Z014

0,4 0,2

1,23

Z003 Z004 Z011 Z012

0,8 0,1

1,07

Z007 Z008 Z015 Z016

0,8 0,2

1,02

Tabelle 19: Änderung der Schichtstruktur und Fertigungszeit durch DoE

Es ist zu erkennen, dass die Anzahl der Stränge bei allen vier Versuchsreihen und somit die Zeit, die benötigt wird, um eben dieses Strangmuster abzufahren, unterschiedlich ist. Die Fertigungszeit ergibt sich somit logischerweise aus dem Verhältnis der Pfadlänge innerhalb der Bauteilschicht zur eingestellten Verfahrgeschwindigkeit. Für die Versuchsreihe wäre es optimal gewesen, bei gleichbleibendem Düsen-durchmesser auch einen gleichbleibenden Verfahrweg zu realisieren, sowie bei doppelter Schichtdicke auch mit doppelter Weglänge zu arbeiten.

110 5.4 Weiterführende Untersuchungen zur Haftungssteigerung

In den Hauptuntersuchungen wird das Ziel verfolgt, anhand der Ver-fahrenserweiterungen eine maximale Schichthaftung zu erzeugen und einen Isotropievergleich zu ermöglichen. In Tabelle 20 sind alle durch-geführten Versuche samt Erläuterung dargestellt.

Ver. Nr. Bezeichn. Kommentar Kapitel

ZS_000 Urzustand T255_N08_Z04_V50_D29 5.4 ZS_001-010 HLHV Gleichzeitige Erwärmung aller

Staboberflächen zur Ermittlung der Oberflächentemperaturen

5.4.1

ZS_100 Ex1,0 Optimierte Verfahrbewegung 5.4.2 ZS_110 Ex1,1 Dosiermenge + 10 % 5.4.2 ZS_120 Ex1,2 Dosiermenge + 20 % 5.4.2 ZS_130 Ex1,3 Dosiermenge + 30 % 5.4.2 ZS_140 Ex1,4 Dosiermenge + 40 % 5.4.2 ZS_200 FPI_OWS Diskontinuierliche Erwärmung

einer einzelnen Staboberfläche mittels Heißluft

5.4.2

ZS_201 FPI_WS Wie ZSH_200, unter Verwendung eines Wärmeschutzschildes

5.4.2

ZS_202 IR_OWS Kontinuierliche Erwärmung aller Staboberflächen mittels Infrarotstrahlung

5.4.2

ZS_203 IR_OWS, Ex1,2

Wie ZS_202, Dosiermenge + 20 % 5.4.2

Tabelle 20: Teil 1 der weiterführenden Versuche zur Haftungssteigerung

Die Untersuchungen werden alle an Schlagstäben durchgeführt. In der Nomenklatur bedeutet ZS „z-Richtung Schlagversuch“

5. Versuchsdurchführung 111 5.4.1 Ermittlung der Oberflächentemperaturen

Eine ungleichmäßige Abkühlzeit der einzelnen Prüfkörperoberflächen während der Fertigung führt zu stark unterschiedlichen Schlag-zähigkeiten innerhalb einer Prüfserie. Um die sich einstellende Schlag-zähigkeit in Abhängigkeit der sich einstellenden Oberflächentemperatur messen zu können, werden 10 Serien mit jeweils 15 Schlagstäben so gefertigt, dass alle Stäbe wie in Kapitel 4.1.2 gleichmäßig während des Aktivierungsprozesses erwärmt werden. Die Stäbe werden hierzu von links nach rechts bei aktiviertem Heißluft-gebläse mit einem quadratischen 12 mm Düsenquerschnitt überquert. Während der Fertigung werden die Oberflächentemperaturen dann in einer Bauteilhöhe von 10 mm anhand einer Wärmebildkamera Optris® PI 640, die gemäß der Herstellerspezifikation Bilder mit einer Auflösung von 640 x 480 Pixel und einem Fehler von ± 2 °C oder ± 2 % im Tempe-raturbereich von - 20 °C bis 250 °C erzeugt.

Abbildung 60: Wärmebildaufnahme Draufsicht der 15 Stäbe

Die Wärmebildaufnahmen werden anhand der Software Optris® PI Connect V 2.9.2147.0 ausgewertet. Die Kalibrierung der Wärmebild-kamera erfolgt durch einen Abgleich der Oberflächentemperaturen einer schwarzen ABS-Platte von 4 mm Dicke, in die ein Thermoelement einge-bracht wird. Die spätere Auswertung erfolgt in der Mitte der jeweiligen Stäbe, also im heißesten Bereich. Die Wärmebildkamera wird in einer Höhe von 1,20 m über der Bauplattform befestigt, um alle Stäbe gleichzeitig zu er-

112 fassen. Die Aufnahme der Wärmebilder wird so vorgenommen, dass die Bauplattform direkt nach der Aktivierung in eine Parkposition gefahren wird, in der alle Stäbe von der Kamera erfasst und aufgezeichnet wer-den. Dieser Vorgang wird je Prüfserie drei Mal wiederholt.

5.4.2 Suche des prozesstechnischen Optimums

Optimierung der Verfahrbewegung anhand des G-Code

Bei der Generierung des G-Codes durch den Slic3r 1.17 wird bei den gewählten Einstellungen der Verfahrweg (Pfeile) in Abbildung 61 ausgebgeben, um zunächst die Perimeter (schwarz) und anschließend den Infill (grau) zu erzeugen.

Abbildung 61: Automatisch generierter Verfahrweg

Bei der automatischen Erzeugung der Verfahrbewegungen werden bei 14 von 15 Stäben die soeben abgelegten Stränge von der Düse überquert und somit die Oberfläche verletzt. Zudem wird beim Start einer neuen Schicht die komplette Serie gekreuzt, wodurch an unterschiedlichen Bereichen an der Staboberfläche Irritationen entstehen.

Abbildung 62: Optimierter Verfahrweg

Wenn reproduzierbar und mit maximal möglicher Schichthaftung gefertigt werden soll, darf die Düse, wie in Abbildung 62 dargestellt, die Oberfläche nach Ablage nicht überqueren. Es wird also als erster Ansatz

5. Versuchsdurchführung 113 zur Verbesserung der Oberflächenqualität im Moment des Fügens eine Optimierung der Verfahrbewegungen vorgenommen.

Steigerung der Adhäsion durch Dichteerhöhung

Um die Dichte der Bauteile zu erhöhen, wird anhand der optimierten Verfahrbewegung eine Versuchsreihe durchgeführt, in der die Dosier-ung des Filaments in 10-Prozent-Schritten so lange erhöht wird, bis die Überdosierung dazu führt, dass die Maße der Bauteile außerhalb der Norm ISO 179-1:2010-11 liegen. Der Ausgangszustand ist 100 % Dosier-ung. Zur Erhöhung der Dosiermenge wird dem Extrusionsfaktor jeweils ein Wert von 0,1 addiert, um die extrudierte Menge um 10 % zu erhöhen.

Steigerung der Kohäsion durch Oberflächenaktivierung

Es ist möglich, aufrecht stehende Schlagstäbe sequentiell oder in Serie zu fertigen. Jede Erhöhung der Stabanzahl verringert die Oberflächentem-peratur im Moment des Fügens. In Abbildung 63 wurde ein einzelner Stab b) gefertigt und mit einem Stab a) aus einer Serie mit 15 Stäben qualitativ unter dem Lichtmikroskop betrachtet.

Abbildung 63: Lichtmikroskopieaufnahmen der Bruchflächen

114 Bezeichnung Fertigungsablauf HLHV

FPI_OWS

FPI_WS

IR_OWS IR_OWS, Ex1,2

Tabelle 21: Verfahrwege bei der In-Line-Oberflächenaktivierung

5. Versuchsdurchführung 115 In den Versuchsreihen zur Verwendung der entwickelten In-Line-Oberflächenaktivierung wird durch Wärmezufuhr die Kohäsionsfläche je Prüfkörper einer Serie von 15 Schlagstäben so weit vergrößert, dass möglichst hohe Festigkeiten erzielt werden können. Die hierbei ver-wendete Aktivierungsart, sowie die erzeugten Verfahrwege sind in Tabelle 21 visualisiert. Bei der Verwendung des Infrarotstrahlers ist der Infrarotstrahler dauerhaft eingeschaltet und wird zu Beginn der Fertigung auf die Bau-teiloberflächen gerichtet, so dass der berechnete Fokus genau im Bereich der Staboberflächen auftrifft.

5.4.3 Optische Bruchflächenanalyse

Die genaue Messung der Stabkontur gestaltet sich mittels eines Messschiebers oder auch einer Messschraube sehr schwierig. Da durch den Verlust der rechteckigen Bruchfläche bei höheren Temperaturen der Messfehler immer größer wird, muss eine nachträgliche Korrektur anhand der Software Fiji ImageJ vorgenommen werden. Anhand dieser realen Querschnitte werden anschließend die Schlagzähigkeitswerte erneut berechnet und die Auswirkung auf die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse betrachtet.

Abbildung 64: Bruchflächenanalyse anhand der Software Fiji ImageJ

116 Neben der genauen Berechnung der Querschnittsfläche wird zudem der Anteil der kohäsiven Fläche in Relation zur adhäsiven Fläche ausge-wertet. Die Unterscheidung zwischen adhäsiven und kohäsiven Flächen wird durch die Erscheinung getroffen - weiß steht für Kohäsion, nicht weiß steht für Adhäsion. Nicht vollgefüllte Bereiche werden von der Gesamtfläche abgezogen. Neben dieser quantitativen Auswertung erfolgt auch eine qualitative Auswertung von 3D-Mikroskopaufnahmen der Bruchfläche anhand der Software VHX-6000 der Firma Keyence.

5.4.4 Verfahrensvalidierung mittels Bauraumtemperierung

Bei der Ermittlung der Charpy-Schlagwerte zur Quantifizierung der Anisotropie stellte sich heraus, dass die intralaminaren Prüfkörper in Fx keinen Bruch zeigten. Dadurch kann anhand des üblichen Schlagprüf-verfahrens kein Isotropievergleich zwischen der Schlagzähigkeit ermit-telt werden. Versuch Nr. Bezeichnung Kommentar ZS_300 Ex1,0_B0 T255_N08_Z04_V50_D29 ZS_301 Ex1,2_B0 Dosiermenge +20 %,

Bauraum aus und geöffnet ZS_302 Ex1,0 B75 Bauraum 75 °C geschlossen ZS_303 Ex1,2 B75 Dosiermenge +20 %, Bauraum 75 °C XZ_300 Ex1,0_B75 T255_N08_Z04_V50_D29,

Bauraum 75 °C XZ_301 Ex1,2_B75 Dosiermenge +20 %, Bauraum 75 °C ZZ_302 Ex1,0_B0 T255_N08_Z04_V50_D29 ZZ_303 Ex1,2_B0 Dosiermenge +20 %,

Bauraum aus und geöffnet ZZ_304 Ex1,0_B75 Bauraum 75 °C geschlossen ZZ_304 Ex1,2_B75 Dosiermenge +20 %, Bauraum 75 °C Tabelle 22: Teil 2 der weiterführenden Versuche zur Haftungssteigerung

5. Versuchsdurchführung 117 XZ = x-Richtung Zugversuch (intralaminar) ZZ = z-Richtung Zugversuch (interlaminar) Um die In-Line-Oberflächenaktivierung zu verifizieren wird auf den Schlagstab aus ISO 179-1:2010-11 zurückgegriffen. Es werden hierbei sowohl der Ausgangszustand, also eine Prüfserie gemäß den Slic3r-Ein-stellungen in Tabelle 7 bei Umgebungstemperatur, als auch Prüfserien bei einer Bauraumtemperatur von 75 °C gefertigt und miteinander ver-glichen. Der endgültige Versuchsplan ergibt sich gemäß Tabelle 22. Die Bauraumtemperatur stellt für die verwendete FLM-Anlage 3ntrA4 (Abbildung 65) die maximal einstellbare Bauraumtemperatur von 75 °C dar und ist optimal für die Verarbeitung von ABS. Da im Rahmen der Untersuchungen zur Haftungssteigerung auf die Fertigung von aufrecht stehenden Allzweckzugprüfkörpern gemäß ISO 527-2:2012-06 1A ver-zichtet wurde, werden diese innerhalb dieser Versuchsreihe zur finalen Quantifizierung der Anisotropie gefertigt. Nach Abschluss und Aus-wertung der Prüfkörperfertigung mittels Bauraumtemperatur ist die ex-perimentelle Phase abgeschlossen.

Abbildung 65: FLM-Anlage A4 der Fa. 3ntr mit temperierbarem Bauraum

Abbildung 66: Prüfkörperfertigung von 15 Zugstäben gemäß ISO 527 1A

118 6. Ergebnisdiskussion

6.1 Intralaminare Festigkeit σx

Anhand der intralaminaren Festigkeit σx wird die Aussage validiert oder revidiert, dass FLM-Bauteile tatsächlich vergleichbare Festigkeitswerte wie Spritzgießbauteile erreichen können [Kloke 2016]. Zudem zeigen sie auf, ob eine durchdachte Wahl der Prüfkörper-geometrie eine Quantifizierung der Maximalfestigkeit im Bauteil ermög-licht, ohne dass dieses ein kerbinduziertes Bruchverhalten aufweist.

Ver. Nr. Bezeichnung Et in MPa σy in MPa εy in %

X001 SG Filament 1774 34,4 2,4 X002 SG Granulat 1764 33,7 2,3 X003 Geometrie 1 1602 30,8 2,7 X004 Geometrie 2 1596 30,3 2,6 X005 Aufleimer 1 1616 29,3 2,4 X006 Aufleimer 2 1603 25,9 2,4 X007 Gefräst 1411 31,1 2,4

Tabelle 23: Ergebnisse der Zugprüfungen zur Ermittlung von σx

In Tabelle 23 sind die Ergebnisse zur Bestimmung der Festigkeitswerte dargestellt. Der Vergleich zum homogenen Gefüge spritzgegossener Probekörper ergibt nur im Zugversuch und bei Orientierung aller Stränge im FLM-Bauteil in Vorzugsrichtung einen Sinn. Zudem ist ein Vergleich der mechanischen Eigenschaften nur dann zulässig, wenn alle wesentlichen Materialkennwerte, also der E-Modul, die Spannung und die Dehnung herangezogen werden. Die für die Belastbarkeit eines Bauteils relevanten Parameter sind bei zähbrüchigen Materialien der E-Modul in MPa, die Streckspannung σy in MPa und die Dehnung εy in %. Bei sprödbrüchigen Materialien sind die Maximalspannung σm in MPa und die Dehnung im Moment des Auftretens der maximalen Spannung εm in % von Bedeutung.

6. Ergebnisdiskussion 119 Nach Erreichen der Streckgrenze tritt die plastische Verformung ein, womit ein Bauteil sich nachhaltig deformiert oder beim Überschreiten der maximalen Spannung spröde bricht. Die spritzgegossenen Varianten X001 und X002 weisen mit E-Modulen von 1774 und 1764 MPa, sowie Streckspannungen von 34,4 und 33,7 MPa die höchsten Festigkeitswerte auf, die Dehnung beim Erreichen der Streckgrenze beträgt 2,4 und 2,3 %. Die kerbfreien Varianten X003 und X004 sind mit leicht geringeren E-Modulen von 1602 und 1596 MPa und geringeren Streckspannungen von 30,8 und 30,3 MPa quantifizierbar und weisen somit innerhalb der FLM-gefertigten Prüfkörpervarianten die höchsten mechanischen Festig-keitswerte auf. Mit Dehnungen von 2,7 und 2,6 % weisen sie höhere Dehnungen beim Erreichen der Streckgrenze auf, als die spritzgegos-senen Varianten.

Diagramm 6: Festigkeitswerte in Kraftrichtung Fx im Zugversuch

Diagramm 6 stellt die gemessenen Spannungswerte in MPa auf der y-Achse logarithmisch dar, um sowohl die E-Module, als auch die Streck-

120 spannungen gleichermaßen abbilden zu können. Es wird deutlich, dass diese Werte im Vergleich zum Spritzgießen abnehmen. Um die Verän-derung der einzelnen Versuchsreihen zueinander deutlicher darstellen zu können, werden in Diagramm 7 die Messwerte grafisch in normierter Form visualisiert. Die Normierung bezieht sich auf die Festigkeitswerte spritzgegossener Prüfkörper aus granuliertem Filament gemäß Tabelle 23. Die Werte der Versuchsreihe aus X001 stehen für 100 % der mechanischen Kennwerte. Die Abweichungen der Messreihen X002 bis X007 sind als prozentuale Abweichungen in positiver und negativer Richtung vom Ausgangswert X001 aufgetragen.

Diagramm 7: Normierte mechanische Eigenschaften in Kraftrichtung Fx

Die Darstellung in Diagramm 7 zeigt, dass sich die Streckspannungen der Varianten X001, X002 und X005 bis X007 auf einem ähnlichen Niveau bewegen. Die höheren Dehnungen beim Erreichen der Streckgrenzen von X003 und X004 im Vergleich zu allen anderen Vari-anten zeigen, dass eine Vielzahl kleiner, homogener Bauteilstränge eine

6. Ergebnisdiskussion 121 höhere Verformbarkeit aufweisen, bevor ein Versagen des Prüfkörpers auftritt. Die Belastbarkeit in Form der Spannungen ist zwar niedriger, die Dehnungen aber höher. Es wird dadurch deutlich, dass die Meso-struktur der FLM-Bauteile der homogenen Struktur auch überlegen sein kann. Die gefräste Variante X007 weist eine sehr gleichmäßige Differenz der drei betrachteten Eigenschaften zum Spritzgießen auf. Die Festigkeits-werte sind insgesamt jedoch geringer. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass die kerbinduzierten Brüche der Varianten X005 bis X007 zu Verformbarkeiten auf einem Niveau der spritzgegossenen Prüfkörper bei geringerer Steifigkeit und Festigkeit führen. Die Ergebnisse der Varianten X003 und X004 erfüllen die Ziele des Vergleiches der mechanischen Eigenschaften im Zugversuch von FLM-Bauteilen zum Spritzgießen. Zudem bieten diese Varianten die Möglichkeit, unidirektionale Prüfkörper im FLM-Verfahren direkt und ohne Nacharbeit kerbfrei zu fertigen. Anhand der neuartigen Prüfkör-pergeometrie und dieser Kennwerte kann im Verlauf dieser Arbeit ein Isotropievergleich vorgenommen werden. Die aufwendige Herstellung von Aufleimerprüfkörpern aus dem Be-reich unidirektional faserverstärkter Kunststoffprüfungen zeigt keinen Vorteil auf. Die Verwendung von gefrästen Proben aus additiv herge-stellten Platten zeigt außer einer verbesserten Oberflächengüte im Be-reich der Krafteinleitung ebenfalls keinen wesentlichen Vorteil auf. Die Festigkeiten sind durch den Nachbehandlungsprozess insgesamt gemin-dert worden. Anhand dieser Ergebnisse lässt sich aussagen, dass FLM-Bauteile selbst bei kerbfrei gestalteten Prüfkörpergeometrien keine vergleichbaren Festigkeitswerte wie spritzgegossenen Bauteile aufweisen. Die Meso-struktur der FLM-Bauteile und somit die innere Kompaktheit ist weni-

122 ger dicht als die durch Nachdruck komprimierten Spritzgießprüfkörper. Auch die im Prozess erreichbare Oberflächenbeschaffenheit ist durch die Möglichkeit beim Spritzgießen eine Metalloberfläche abbilden zu kön-nen, immer der von FLM-gefertigten Bauteilen überlegen.

6.2 Interlaminare Schlagzähigkeit akz

Nach der Festlegung des Prüfkörpers zur Bestimmung der intra-laminaren Festigkeiten in Kapitel 5.3 werden die Ergebnisse der inter-laminaren Festigkeit dargestellt. Die Schlagzähigkeitswerte des teilfaktoriellen Versuchsplanes zur Er-mittlung der relevanten Einstellparameter sind in Tabelle 24 aufgelistet.

Vers Nr. Wz in J A in mm² akz in kJ/m² ρ in g/cm³ % 0,5 J Z001 0,0391 40,7 0,96 0,96 7,8 Z002 0,0349 40,9 0,85 0,95 7,0 Z003 0,0518 40,0 1,29 0,87 10,4 Z004 0,0668 41,1 1,63 0,87 13,4 Z005 0,0471 41,7 1,13 0,90 9,4 Z006 0,0452 41,9 1,08 0,90 9,0 Z007 0,0683 41,1 1,66 0,93 13,7 Z008 0,0968 40,2 2,41 0,93 19,4 Z009 0,0344 40,3 0,85 0,94 6,9 Z010 0,0388 40,4 0,96 0,94 7,8 Z011 0,0392 40,8 0,96 0,91 7,8 Z012 0,0444 40,8 1,09 0,91 8,9 Z013 0,0468 41,3 1,13 0,88 9,4 Z014 0,0543 41,7 1,31 0,88 10,9 Z015 0,0319 40,0 1,20 0,90 6,4 Z016 0,0599 40,1 1,35 0,90 12,0

Tabelle 24: Übersicht der Schlagprüfergebnisse zur Ermittlung von akz

Die Analyse der Prozessparameter zeigt, dass die größtmöglichen Prüfwerte innerhalb der Versuchsreihe Z008 ermittelt wurden. Die niedrigsten Werte treten bei Versuchsreihe Z015 auf.

6. Ergebnisdiskussion 123 Beim beispielsweisen Vergleich der Dichte von 0,93 g/cm³ bei Z008 mit einer Schlagzähigkeit von 2,41 kJ/m² und 0,94 g/cm³ Z009 bei einer Schlagzähigkeit von 0,85 kJ/m² erschließt sich, dass diese in den durchgeführten Untersuchungen nicht in Korrelation zu den erzielten Schlagzähigkeiten stehen. Die grafische Darstellung der Untersuchungen erfolgt in Diagramm 8. Das eingezeichnete Niveau von 1,25 kJ/m² stellt die zulässige 10 %-Un-tergrenze des verwendeten Schlagpendels von 0,5 J gemäß ISO 179-1:2010-11 dar.

Diagramm 8: Schlagversuch nach Paramatervariation Z001–Z016

Dementsprechend ist als einschränkend bezüglich der erhaltenen Ergebnisse die Gültigkeit jener Messwerte zu sehen, die sich unterhalb des 10 %-Niveaus des verwendeten Schlagpendels befinden. Gemäß der Prüfnorm sind Messwerte von 10–80 % des verwendeten Schlagpendels als Messergebnis zulässig und ein Schlagpendel von mindestens 0,5 J ist zu verwenden.

124 Die Gültigkeit der Norm muss in diesem Fall bei der Deutung der Ergebnisse vernachlässigt werden. Für die weiterführenden Versuche wird diese Tatsache durch Anheben der Schichtdicke von 0,2 auf 0,4 mm berücksichtigt. Dadurch soll sichergestellt werden, dass auch minimale Werte einer Versuchsreihe die Forderung der verwendeten Prüfnorm erfüllen. Versuchsreihe Z008 mit einem Schlagzähigkeitswert von 2,3 kJ/m² liegt auch unter Betracht der Streuung der Messergebnisse innerhalb des gül-tigen Bereichs der Prüfnorm. Eine starke Streuung weisen alle Versuchs-reihen auf. In Abbildung 67 sind die auftretenden Brucharten im Schlag-versuch zur Deutung dieser starken Streuung dargestellt.

Abbildung 67: Auftretende Brucharten im Schlagversuch

Der Energieverbrauch des Schlagpendels beim Durchdringen der Prüf-körper variiert bei den unterschiedlichen Brucharten stark. Ein glatter Bruch (Abbildung 67 c) erzeugt ein repräsentatives Ergebnis zur Quanti-fizierung der reinen Schichthaftung. Beim Schäl- (Abbildung 67 a) und Schichtbruch (Abbildung 67 b) hingegen, wird Energie verbraucht, die nicht als reine Schichthaftung gedeutet werden sollte. Bei diesen Bruch-arten werden Verformungsenergien im Prüfergebnis erfasst, die in der plastischen Verformung innerhalb einer Schicht auftreten und nicht rein bei der Separation der einzelnen Schichten. Die starken Schwankungen sind also auf die geringen inneren Festigkei-ten der einzelnen Schicht im Vergleich zur Verbundhaftung zweier

6. Ergebnisdiskussion 125 übereinander liegender Bauteilschichten zurückzuführen. Für die Quan-tifizierung der reinen Schichthaftung muss die innere Festigkeit der Schicht stark genug sein, um nur oberflächlich zu versagen und nicht im Inneren. Das Ergebnis der statistischen Auswertung der Versuchsreihe ist in Diagramm 9 visualisiert.

Diagramm 9: Haupteffekte nach Mittelwert

Bei Betracht der Haupteffekte nach Mittelwert in Diagramm 9 stellt sich dar, dass lediglich der Düsendurchmesser und die Verfahrgeschwindig-keit einen signifikanten Einfluss auf die Zielgröße der Schlagzähigkeit haben.

126 Eine Erhöhung des Durchmessers führt auch zu einer Erhöhung der Schlagzähigkeit, eine Erniedrigung der Geschwindigkeit bewirkt eben-falls eine Erhöhung der Schlagzähigkeit und somit eine Steigerung der Schichthaftung.

Versuch T in °C v in mm/s N in mm z in mm D in mm Einfluss + auf akz

▲ ▼ ▲ ▲ ▼

Höhe des Einfluss

+ +++ ++ +++ +

Tabelle 25: Vergleich erwarteter Einfluss zu ermitteltem Einfluss

Als nicht einstellbarer Parameter war das Ziel die Herstellung aller Prüfkörper durch zwei Fertigunsgzeiten tProzess und ½ x tProzess zu realisieren. Durch diese Vorgabe war es nicht möglich, innerhalb des Versuchsplans eine Kombination des größeren Düsendurchmessers von 0,8 mm und einer höheren Geschwindigkeit von 50 mm/s umzusetzen. Entgegen der Erwartungen in Tabelle 18 zeigen die Temperatur und der Filamentdurchmesser (Tabelle 25) keinen signifikanten Einfluss auf die Schlagzähigkeit. Entgegen der Erwartung ist auch der Einfluss der Schichtdicke nicht signifikant. Insgesamt fallen die Schlagwerte sehr niedrig aus. Das heißt, die Parameteranalyse zeigt zwar auf, welche Parameter tendenziell innerhalb der Versuchsreihe einen hohen Einfluss haben, besitzt aber bei dem gewählten Versuchsaufbau von 15 Schlagstäben nur eine geringe Relevanz für die Gesamtfestigkeit.

6. Ergebnisdiskussion 127 Da die Fertigungszeiten je Schicht relativ hoch sind, kühlen die Staboberflächen stark ab, bevor der Auftrag der nächsten Schicht erfolgt. Neben einer reinen statistischen Auswertung der Versuche gilt es weitere Einflussfaktoren zur Beschreibung der beobachteten Effekte her-anzuziehen.

Diagramm 10: Schlagversuch nach Paramatervariation Z001–Z016

In Diagramm 10 ist neben den Schlagwerten und der Dichte der einzelnen Prüfkörper auch die Schichtstruktur grafisch dargestellt sowie die Fertigungszeit einer Schicht benannt. Die Versuche sind nun nicht namentlich, sondern gemäß der zugehörigen Fertigungszeiten einer einzelnen Schicht geordnet. Ein Vergleich innerhalb einer Prüfserie mit identischer Schichtfertigungszeit (1,35 s, 1,23 s, 1,07 s oder 1,02 s) lässt weitere Schlussfolgerungen zu. Der Verlauf der Dichte bei identischer Fertigungszeit zeigt eindeutig, dass die Hot-End-Temperatur keinen wesentlichen Einfluss auf die Bauteildichte nimmt (Z001 zu Z002, Z009 zu Z010). Es ist deutlich erkennbar, dass die Dichte durch die Erhöhung des Filament-durchmessers ansteigt (Z011 und Z012 zu Z003 und Z004). Dies ist so er-wartet worden, da der Filamentdurchmesser direkt die Dosiermenge er-

128 höht und somit mehr Masse auf das theoretisch gleichbleibende Volu-men verteilt wird. Die kompaktesten Bauteile werden bei geringen Schichtdicken in Ver-bindung mit geringen Düsendurchmessern generiert (Z001, Z002, Z009, Z010). Auch das ist so erwartet worden. Selbst bei größeren Düsen-durchmessern ist es wichtig, eine möglichst große Schichtdicke zu wäh-len, da sonst der Einfluss der möglichen höheren Austragsmenge und damit einhergehenden höheren Wärmemengen nicht wirksam ist. Da die Verhältnismäßigkeit der erzielbaren Schlagzähigkeitswerte inner-halb der Serie von 15 Prüfkörpern im Verhältnis zur Festigkeit der ein-zelnen Schlagstäbe herangezogen wird, sind nachstehend in Tabelle 26 auch die Werte eines Schlagstabes aus Einzelfertigung SEQ dargestellt.

Vers. Nr. W in J A in mm² akz in kJ/m² ρ in g/cm³ % 0,5J Z008 0,0968 40,2 2,41 0,93 19,4 Z015 0,0319 40,0 1,20 0,90 6,4 SEQ 0,459 43,2 10,62 0,86 91,8

Tabelle 26: Übersicht der Schlagprüfergebnisse zur Ermittlung von akz

Es wird hierbei deutlich, dass auch die Einzelfertigung gemäß der Prüfnorm mit 91,7 % von 0,5 J einen Wertebereich von gößer 80 % des Schlagpendels einnimmt. Da dieser Wert ein reiner Referenzwert der maximal möglichen Schicht-haftung ist, ist es optimal, für alle weiterführenden Untersuchungen dieses Schlagpendel zu wählen. Der theoretisch erzielbare Maximalwert liegt knapp über der Obergrenze, und die unveränderten Schlagstäbe einer Serie von 15 Probekörpern bewegen sich im Bereich der Unter-grenze der Prüfnorm.

6. Ergebnisdiskussion 129 Dadurch ist garantiert, dass alle weiteren Versuche mit verbesserter Schichthaftung innerhalb des optimalen Wertebereiches für die Schlag-zähigkeitsprüfung gemäß ISO 179-1:2010-11 liegen.

Diagramm 11: Schlagversuch nach Parametervariation Z001-Z016

Der Vergleich der gesamten Versuchsreihe zum einzeln gefertigten Prüfkörper stellt deutlich das Verbesserungspotenzial zur Steigerung der Schichthaftung dar. Der maximale Schlagzähigkkeitswert der Ein-stellung Z008 von 2,3 kJ/m² liegt ein Vielfaches unterhalb des Wertes von 10,6 kJ/m² der Einzelfertigung.

130

Diagramm 12: Vergleich Z009, Z008, SEQ – absoluter Wert

Diagramm 13: Vergleich Z009, Z008, SEQ – prozentualer Wert

Zur Verdeutlichung des theoretisch ausschöpfbaren Potenzials sind die Unterschiede in Diagramm 12 und Diagramm 13 dargestellt.

Während die Ergebnisse in der normierten Darstellung (100 % = akz,SEQ) zeigen, dass die reine Parametervariation nur einen sehr geringen Ein-fluss von 13 % auf die Gesamtfestigkeit hat, wird deutlich, dass 78 % noch erreichbar sein können. Die Oberflächentemperatur im Moment des Fügens stellt den zentralen Unterschied der Einzelfertigung zur Seri-enfertigung dar.

6. Ergebnisdiskussion 131 6.3 Quantifizierung der Anisotropie im FLM-Bauteil

Die Untersuchungen der Bauteileigenschaften im Charpy-Schlagversuch gemäß ISO 179-1:2010-11 ermöglichen für das verwendete Material ABS natur keine Quantifizierbarkeit der Schlagzähigkeit. Die Stäbe brechen nicht im konventionellen Pendelschlagversuch. Die Durchführung eines gekerbten Schlagversuches ist aufgrund der Zielsetzung des Isotropie-vergleiches nicht anwendbar. Der wesentliche Unterschied der in Strangrichtung Fx unidirektional orientierten gegenüber den schichtwei-sen in Richtung Fz erzeugten FLM-Prüfkörper ist eben die Kerbfreiheit. Um den initialen Anisotropievergleich zur Quantifizierung der Bauteil-eigenschaften vorzunehmen, wird der Zugprüfkörper 1A gemäß ISO 527-1:2012-06 in z-Richtung und der kerbfreie Prüfkörper X003 herange-zogen.

aFz0,x0 =8,9 MPa

30,3 MPa× 100 % = 29,4 %

Ver. Nr. Bezeichnung E in MPa σy in MPa εy in %

σx0 Geometrie 2 1596 30,3 2,6

σz0 ISO 527 1A 1175 8,9 0,8

Tabelle 27: Ergebnisse der Zugprüfungen von σx0 und σz0

Der initiale Isotropievergleich ergibt, dass die Festigkeitswerte entlang der Hochachse in z-Richtung nur 29,4 % der Festigkeitswerte der Stränge in x-Richtung betragen. Ein FLM-Bauteil kann unter diesen Fertigungs-bedingungen in z-Richtung nur knapp 25 % des Maximalwertes in Strangrichtung x vor dem Versagen aufnehmen. Für eine konkrete kon-struktive Bauteilauslegung müsste dieser minimale Wert als maximale Belastbarkeit festgelegt werden.

132 6.4 Weiterführende Untersuchungen

In den weiterführenden Untersuchungen werden die Oberflächentem-peraturen nach Verwendung der In-Line-Oberflächenaktivierung ausge-wertet und mit den erhaltenen Schlagzähigkeitswerten verglichen. Nach Optimierung der Verfahrbewegungen werden die Adhäsionsflä-chen durch reine Erhöhung des Massedurchsatzes bei identischer Ver-fahrbewegung realisiert. Anschließend werden die beiden Konzepte der In-Line-Oberflächenaktivierung mittels Heißluft und infraroter Strah-lung zur Herstellung von Prüfserien mit möglichst gleichmäßigen Ei-genschaftswerten eingesetzt. Nach Analyse der Bruchflächen und Auswertung der kohäsiven und adhäsiven Anteile wird ein Vergleich der erzielten Verbesserungen der Schlagzähigkeit vorgenommen. Abschließend erfolgt ein Isotropiever-gleich von Prüfkörpern, die mit den identischen Verfahrbewegungen in einer geschlossenen FLM-Anlage mit temperiertem Bauraum generiert werden.

6.4.1 Ermittlung der Oberflächentemperaturen

Die Oberflächentemperaturen werden so ermittelt, dass alle 15 Stäbe zunächst aktiviert und anschließend direkt anhand der Infrarotkamera erfasst werden. Die Abkühlkurve wird an einem Prozess durchgeführt, der nur bis zu einer Prüfkörperhöhe von 40 mm gefertigt und nach der Erfassung der Temperaturen beendet wird. Auf diese Weise wird der Bauprozess vollständig simuliert und die Generierung der Schwach-stelle/Unregelmäßigkeit durch die Abkühlung der Schicht während der Messung fließt nicht in die Messergebnisse der Schlagzähigkeit ein.

6. Ergebnisdiskussion 133 In Diagramm 14 ist die Abkühlkurve einzelner Prüfkörper zu sehen. Die Bezeichnung PK 1 repräsentiert den Prüfkörper an der ersten Position innerhalb der Serie, PK 15 den letzten Schlagstab innerhalb einer Serie. Zu beachten ist, dass in dieser Versuchsreihe alle Stäbe gleichzeitig überquert und nicht einzeln erwärmt werden. PK 1 wird während des Erwärmungsvorganges zuerst von der Heißluftdüse überquert und PK 15 zuletzt.

Diagramm 14: Abkühlkurven einzelner Stäbe

Die Analyse der Kurvenschar zeigt, dass die äußeren beiden Prüfkörper PK 1 und PK 15 niedrigere Temperaturen besitzen als die benachbarten Prüfkörper PK 2 und PK 14. Der Wärmeverlust innerhalb der Prüfkör-perreihe ist an den äußeren Prüfkörpern am höchsten. Betrachtet man die komplette Prüfserie, so sind die außenstehenden Prüfkörper reprä-sentativ für die Perimeter eines großen Bauteils – diese bilden den Be-reich mit maximaler Abstrahlungsoberfläche und sind gleichermaßen maximal den Umgebungsbedingungen ausgesetzt.

134 Der starke Abfall bei PK 14 und PK 15 zu Beginn der Erfassung liegt darin begründet, dass sie unwesentlich vor Beginn der Messung noch mit heißer Luft beaufschlagt wurden. Die starken Abfälle der Oberflä-chentemperaturen sind aus der Literatur bekannt [Sun et al. 2008; Pollard et al. 2017].

Diagramm 15: Abkühlkurven innerhalb der ersten 10 Sekunden

In Diagramm 15 sind die ersten zehn Sekunden des Abühlvorganges dargestellt - die Erwärmung der ersten Prüfkörper PK 1 und PK 2 liegt am längsten zurück. Da sie mit einer langsameren Geschwindigkeit von der Heißluftdüse überquert werden, ist ihr Wärmeinhalt höher als jener der letzten Stäbe. Durch dieses Vorgehen wird sichergestellt, dass die ersten Stäbe inner-halb der Serie auch die höchsten Temperaturen im Moment des Fügens aufweisen. Die Abkühlkurve zeigt hier eine geringe Steigung. Dies be-deutet, dass die Temperaturen der Oberflächen über die gesamt Zeit des Schichtauftrages (ca. 1 s) als nahezu konstant betrachtet werden können.

6. Ergebnisdiskussion 135 Die Prüfkörper PK 14 und PK 15 werden mit gleicher Geschwindigkeit und gleicher Lufttemperatur und -menge überquert, womit die zuge-führte Wärmemenge in beiden gleich ist. Die höhere Abstrahlung des außenliegenden Schlagstabes PK 15 wird durch den wesentlich stärker-en Abfall der Kurve in den ersten Sekunden von PK 14 zu PK 15 in Diagramm 14 deutlich.

Diagramm 16: Ermittlung der Fügetemperaturen TFn

Nachdem die Abkühlkurven jedes einzelnen Prüfkörpers ermittelt sind, werden die Fügetemperaturen TF1 bis TF15, wie in Diagramm 16 darge-stellt, bestimmt. Zur Bestimmung der Fügetemperaturen werden die Prozesszeiten analysiert und so der Moment festgestellt, in dem die nächstgelegene Schicht auf den jeweiligen Stab aufgetragen wird.

136 Formel 6: Berechnung des Fügezeitpunktes

tFn = 7,2 s + n − 1 ∗ 3,1 s n = Prüfkörper Nummer 7,2 s = dt Temperaturmessung und Ende Perimeter Stab 1 3,1 s = dt Ende Perimeter Stab n und Ende Perimeter Stab n+1 Formel 6 liefert den Berechnungsansatz, um den jeweiligen Füge-zeitpunkt bestimmen und somit die zugehörige Fügetemperatur ermit-teln zu können. Das Ergebnis der Fügetemperaturen TFn ist nachstehend in Tabelle 28 zu sehen.

Prüfkörper Nr.

Fügezeitpunkt tFn in s

Fügetemperatur TFn in ° C

Schlagzähigkeit akz in kJ/m²

1 7,2 133 5,39 2 10,3 137 8,55 3 13,4 135 8,06 4 16,5 128 7,02 5 19,6 122 5,28 6 22,7 117 4,21 7 25,8 115 3,62 8 28,9 114 3,58 9 32,0 112 3,25

10 35,1 109 3,33 11 38,2 108 3,21 12 41,3 106 3,18 13 44,4 103 3,16 14 47,5 96 2,91 15 50,6 76 2,20

Tabelle 28: Fügezeitpunkte, -temperaturen und Schlagzähigkeitswerte

In Diagramm 17 sind die Mittelwerte der Schlagzähigkeit und der Füge-temperaturen der Versuchsreihen ZS_001-010 dargestellt. Es wurden also insgesamt 150 Prüfkörper ausgewertet. Vergleichbar sind jeweils die 10 Prüfkörper gleicher Position und Nummerierung der einzelnen Versuchsreihen. Das heißt, Prüfkörper 1 der Serie ZS_001 wird jeweils

6. Ergebnisdiskussion 137 mit Prüfkörper 1 der Serie ZS_002, ZS_003 und so weiter, verglichen. Auf diese Weise erfolgt die Darstellung der Ergebnisse in Diagramm 17. Der Verlauf der Fügetemperaturen zeigt, dass sich ab einer Temperatur von ca. 100 °C bis zu einer Temperatur von ca. 115 °C ein nahezu waag-rechter Verlauf der Schlagzähigkeitswerte einstellt. Gegenüber der nie-drigsten Fügetemperatur von 76 °C bei PK 15 ist eine Verbesserung er-kennbar. Der Schlagzähigkeitswert von 2,20 kJ/m² des PK 15 ist un-wesentlich höher als der Serienmittelwert der unbehandelten Prüfkörper von 1,75 kJ/m².

Diagramm 17: Schlagzähigkeit nach physikalischer Aktivierung

Ein kontinuierlicher Anstieg der Schlagzähigkeitswerte ist ab dem 6. PK bis zur Erreichung des Maximalwertes bei PK 2 von 8,55 kJ/m² zu sehen. Die Fügetemperatur von PK 6 liegt bei ca. 117 °C. Die Glasübergangs-temperatur Tg des verwendeten Materials beträgt 109 °C. Erwartungsgemäß tritt eine wesentliche Erhöhung der molekularen Bewegung ab der Glasübergangstemperatur auf. Das Ergebnis zeigt eindeutig, dass ab einem Temperaturniveau von ca. 10 °C oberhalb von Tg eine stetige Verbesserung der Festigkeitswerte auftritt. Die Wirkung

138 des Temperaturanstieges von ca. 20 °C von PK 14 zu PK 7 verpufft nahezu durch eine Steigerung der Schlagzähigkeit von 24,4 %. Der Temperaturanstieg von ca. 20 °C des PK 7 zu PK 2 bewirkt eine Steiger-ung von 136,2 %. Das deutliche Überschreiten der Glasübergangs-temperatur Tg im Moment des Fügens sorgt für eine wesentliche Verbes-serung der Schichthaftung. Die Ergebnisse zeigen, dass die üblich ver-wendete Bauraumtemperierung von 70–80 ° C für die Verarbeitung von ABS zwar der Spannungsrissbildung entgegenwirkt und eine erhebliche Steigerung der Schichthaftung zur Folge haben kann, dies jedoch nur in begrenztem Maße erfolgt und vor allem von der Fertigungszeit einer Schicht stark abhängt. Auch bei Verwendung eines temperierten Baur-aumes ist die Schichthaftung nach Unterschreiten der Glasübergangs-temperatur gegenüber der Verwendung eines offenen FLM-Systems nur noch bedingt verbessert.

Diagramm 18: Vergleich der Schlagzähigkeitswerte zur Einzelfertigung

In Diagramm 18 erfolgt ein Vergleich nach Aktivierung zum Ergebnis der theoretischen Maximalwertes der sequenziellen Fertigung akzSEQ. Vergleicht man die maximal erzielten 8,55 kJ/m² der Oberflächenakti-vierung durch Heißluft zur theoretischen maximalen Schlagzähigkeit

6. Ergebnisdiskussion 139 von 10,62 kJ/m² so erreicht man ca. 80 % des Maximalwertes, was eine beachtliche Verbesserung darstellt. Die Steigerung auf 8,55 kJ/² zum un-behandelten Zustand von 1,03 kJ/m² um rund 730 % zeigt diese Verbes-serung deutlich auf.

Diagramm 19: Vergleich der Hauptversuche zum Vorversuch

Die starke Einschränkung bei gleichmäßiger Erwärmung aller Prüfkör-peroberflächen durch Heißluft ist abschließend in Diagramm 19 darge-stellt. Wie bereits in den Vorversuchen HLVV gezeigt ist es durch gleich-mäßiges Erwärmen aller Prüfkörper nicht möglich gleichmäßige Ober-flächentemperaturen im Moment des Fügens zu erzeugen. Die Optimierung der Erwärmung ist durch den steileren Anstieg der Schlagzähigkeitswerte und das insgesamt höhere Temperaturniveau in Diagramm 19 dargestellt. Ein sinnvoller Einsatz der In-Line-Oberfläche-naktivierung durch Heißluft kann nur dann erfolgen, wenn jeder einzel-ne Prüfkörper im Moment des Fügens die gleiche Oberflächentempera-tur aufweist.

140 6.4.2 Ermittlung des prozesstechnischen Optimums

Die Untersuchungen zur Ermittlung des prozesstechnischen Optimums werden anhand der erweiterten, offenen FLM-Anlage mit In-Line-Ober-flächenaktivierung durchgeführt. In Diagramm 20 erfolgt der Vergleich der erzielten Schlagzähigkeitswerte, die als Maß für die Veränderung der Schichthaftung herangezogen werden.

Diagramm 20: Darstellung der Ergebnisse zur Optimumfindung

Die reine Optimierung der Verfahrbewegung verbessert gemäß Diagramm 20 die Schlagzähigkeit von 1,03 im Urzustand auf 1,75 kJ/m² in Prüfserie Ex1,0. Das Ausbleiben der Verletzungen der Oberflächen durch die Düse zeigt einen positiven Effekt. Dementsprechend werden alle Untersuchungen mit der optimierten Verfahrbewegung durchge-führt.

Speziell bei der Erhöhung der Dosiermenge in Versuch Ex1,1 bis Ex1,3 wird das Schichtvolumen durch Einbringen von mehr Masse in die gleichbleibende Querschnittsfläche überfüllt. Ein Prozessabbruch durch

6. Ergebnisdiskussion 141 Kollision der Düse mit der überfüllten Schicht ist dann wahrschein-licher und wird durch die optimierte Verfahrbewegung vermieden. Die Versuchsreihen Ex1,1 bis Ex1,3 dienen der Erhöhung der Adhäsi-onsflächen im Bauteil, wodurch die Haftung zwischen den Bauteil-schichten gesteigert wird. Alleine durch die Erhöhung der Do-siermenge um 30 % gelingt es die Schlagzähigkeit von 1,75 kJ/m² auf 4,63 kJ/m² um 165 % zu steigern. Die Abmaße der Querschnittsfläche sind bei Ex1,3 bereits auf 46,67 mm² angewachsen. Der Prüfkörper verlässt bei diesen Dimensionen den Toleranzbereich für die Bauteilabmaße der ISO 179-1:2010-11. Die Schlagzähigkeit steigt übermäßig proportional zur Erhöhung des Bauteilquerschnitts an. So führt eine Erhöhung der Querschnittsfläche von Ex1,1 nach Ex1,2 von 7,3 % zu einer Steigerung der Schlagzähigkeit von 25 %.

Ver. Nr. Bezeichnung W in J A in mm² akz in kJ/m² ZS_000 Urzustand 0,041 39,85 1,03 ZS_100 Ex1,0 0,069 39,43 1,75 ZS_110 Ex1,1 0,129 40,58 3,19 ZS_120 Ex1,2 0,175 43,53 4,03 ZS_130 Ex1,3 0,216 46,67 4,63 ZS_200 FPI_OWS 0,091 40,07 2,26 ZS_201 FPI_WS 0,149 39,03 3,82 ZS_202 IR_OWS 0,241 38,72 6,23 ZS_002* HLHV 0,354 41,40 8,55 SEQ Einzelfertigung 0,459 43,17 10,63

Tabelle 29: Übersicht der prägnanten Messwerte zur Optimumfindung

Die Vergrößerung der Adhäsionsfläche durch die Erhöhung der Querschnittsfläche bewirkt also nicht alleine die Steigerung. Die Vorgänge im Inneren des Bauteils müssen hier eine Rolle spielen. Dieser

142 Sachverhalt wird in der mikroskopischen Bruchflächenanalyse im nach-folgenden Kapitel erneut aufgegriffen. Die Bauteile sind bei 110 %-Dosierung (A = 10,58 mm²) noch nicht überfüllt. Erst ab einer 20-prozentigen Steigerung der Dosiermenge (A = 43,53 mm²) steigen die Abmaße des Prüfkörpers deutlich an, da das überschüssige Material zur Seite verdrängt wird. Bei Betracht der Dichte in g/cm³ gemäß Tabelle 30 verdeutlicht sich dieses Verhalten. Während die Änderung von Ex1,0 nach Ex 1,1 mit 0,065 g/cm³ bei nahezu gleichbleibendem Bauteilquerschnitt noch deutlich ausfällt, nimmt die Dichte von Ex1,1 nach Ex1,2 nur noch geringfügig um 0,007 g/cm³ zu, die Querschnittsfläche steigt jedoch deutlich an.

Serie Ex1,0 Ex1,1 Ex1,2 Ex1,3 A in mm² 39,43 40,58 43,53 46,67 ρ in g/cm³ 0,862 0,927 0,934 0,939 dρ in g/cm³ - 0,065 0,007 0,005 Tabelle 30: Dichte der Versuchsreihen mit erhöhter Dosiermenge

Etwas überraschend ist gemäß Diagramm 20 die Verbesserung der Schichthaftung durch die Verwendung der In-Line-Oberflächen-aktivierung. Die Versuchsreihen zur Aktivierung durch Heißluft FPI_OWS und FPI_WS unterscheiden sich in der Verwendung des Wärmschildes, das eine Art miniaturisierten Bauraum durch die Um-schließung aller Prüfkörper bildet. Dies hat vor allem zur Folge, dass der sich während dem Erwärmungs-vorgang bildende Schmelzepropfen, am Wärmeschild abgestreift wird und nicht wie bei der Versuchsreihe FPI_OWS am Bauteil anhaftet. Die Werte unter Verwendung des Wärmeschildes fallen mit 3,82 kJ/m² deutlich geringer aus, als der Maximalwert zur Ermittlung der Oberflächentemperatur ZS_002 mit 8,55 kJ/m² in Kapitel 6.4.1.

6. Ergebnisdiskussion 143 Die dosierte Heißluftzufuhr ist die Ursache dieses Effektes. Durch die Verwendung des kleineren Düsenquerschnittes erwärmte sich die FLM-gefertigte Luftführung durch die rückströmende Luft zu stark. Dadurch konnte der Idealzustand einer noch höheren Lufttemperatur bei gering-erer Durchflussmenge nicht realisiert werden. Positiv festzustellen bleibt, dass es gelingt eine vollständige Prüfserie mit vergleichbaren Schlagzähigkeitswerten und geringen Standard-abweichungen herzustellen. Die Funktionalität der dosierten In-Line-Oberflächenaktivierung mit der günstigen und sicheren 12-Volt-Techno-logie ist mit gewissen Einschränkungen nachgewiesen. Den höchsten Mittelwert der Schlagzähigkeit von 6,23 kJ/m² innerhalb der Messreihe erzielt die In-Line-Oberflächenaktivierung durch gebün-delte infrarote Strahlung, kurz IR_OWS. Dies ist aus zweierlei Sicht positiv zu bewerten: einerseits erfolgt keine Prozesszeitverlängerung durch die kontinuierliche Bestrahlung der Staboberflächen während des Prozesses und zudem wird kein zusätz-liches Material in Form des Wärmeschildes benötigt, um die Fertigung zu verwirklichen. Eine negativer Aspekt sind die sehr hohen Schwankungen der Messreihe, die in Diagramm 20 dargestellt sind. Auf die Ursache für die hohe Streuung der Messwerte wird im nachfolgenden Kapitel der opti-schen Bruchflächenanalyse eingegangen.

144 6.4.3 Ergebnisse der optischen Bruchflächenanalyse

Die optische Bruchflächenanalyse dient primär der Korrektur des realen Spannungsquerschnittes, der in der Schlagzähigkeitsprüfung anhand des Messschiebers von außen ermittelt wird. Aufgrund der Mesostruk-tur des FLM-Bauteils ist es kaum möglich, die korrekte Querschnitts-fläche anhand eines manuellen Messmittels korrekt zu erfassen. Dieses Kapitel ermittelt nun die wahren Bauteilquerschnittsflächen in mm² anhand einer automatisierten Vermessungsmethode, die in Kapitel 5.4.3 beschrieben ist. Ein weiterer zentraler Aspekt dieser lichtmikroskopischen Auswertung ist die Ermittlung der Flächenverhältnisse der Adhäsion und der Kohäsion zur Gesamtfläche. Die wichtigste Randbedingung im Rahmen dieser Betrachtung ist die Festlegung, dass in den Bereichen der Bruchfläche, die Weißbruch aufweisen, eine Bindung kohäsiver Natur vorliegt. Nur in jenen Bereichen, an denen die vorherrschende Temperatur es ermöglicht, dass Molekülketten interlaminar ver-schlaufen, ändert sich demnach die Erscheinung der Oberfläche durch Herausziehen, während der zerstörenden Bauteilprüfung von natur-farben opak nach weiß. Die Bereiche, die rein adhäsiver Natur sind, ver-färben sich demnach nicht und behalten die Farbe des eingesetzten Ba-sismaterials bei. In nachstehender Tabelle 31 sind die Ergebnisse quantifiziert. Die reine Betrachtung der Messwerte genügt in diesem Fall nicht, um die Zusam-menhänge der Ergebnisse im vorhergehenden Kapitel 6.4.2 zu deuten. Zusammenfassend kann vorweggenommen werden, dass es gelungen ist, die Steigerung der Schichthaftung durch eine Erhöhung des kohä-siven Anteils in der Bruchfläche nachzuweisen.

6. Ergebnisdiskussion 145

Tabelle 31: Wertetabelle der optischen Bruchflächenanalyse

SEQ

43,1

7

10,6

3

37,9

9

24,4

2

13,5

7

0

,459

12,0

8

64,2

9

IR_O

WS

38,7

2

6,2

3

35,6

7

14,9

0

20,7

7

0

,241

6,7

8

41,7

6

FPI_

WS

39,0

3

3,8

2

35,0

0

14,2

0

20,8

0

0

,149

4,2

5

40,5

8

FPI_

OW

S

40,0

7

2,2

6

35,4

0

11,6

5

23,7

5

0

,091

2,5

6

32,9

1

Ex1,

3

46,6

7

4,6

3

44,3

1

20,4

6

23,8

4

0

,216

4,8

8

46,1

9

Ex1,

2

43,5

3

4,0

3

42,0

6

17,7

5

24,3

1

0

,175

4,1

7

42,2

0

Ex1,

1

40,5

8

3,1

9

39,0

0

13,1

6

25,8

3

0

,129

3,3

2

33,7

6

Ex1,

0

39,4

3

1,7

5

36,9

8

9,9

3

27,0

5

0

,069

1,8

7

26,8

5

Urz

usta

nd

39,8

5

1,0

3

37,5

8

10,3

5

27,2

4

0

,041

1,0

9

27,5

3

Bez

eich

nung

A in

mm

²

akz

in k

J/m

²

Are

al in

mm

²

AK

o in

mm

²

AA

d in

mm

²

Wz i

n J

akz

,k

koA

in %

146 Im nachstehenden Diagramm 21 wird die erzielte Schlagzähigkeit in kJ/m² und der Kohäsionsflächenanteil in % der gesamten Querschnitts-fläche des Bauteils gezeigt. Hierbei gilt:

Formel 7: Berechnung des Kohäsionsflächenanteils

koA = AKo

Areal × 100

koA = Kohäsionsflächenanteil der Prüfkörper in %

AKo = Arithmetischer Mittelwert der Kohäsionsfläche im Bruchquerschnitt in mm²

Areal = Arithmetischer Mittelwert der realen Bruchquerschnittsfläche der Prüfkörper in mm²

Bereits im Urzustand gibt es einen gewissen Kohäsionsanteil von ca. 28 % der Gesamtfläche. Wie zu erwarten, erhöht die reine Optimierung der Verfahrbewegung diesen Anteil nicht, die Schichthaftung wird je-doch gesteigert. Der Vergleich der Kohäsionsflächenanteile von Ex1,0 bis Ex1,3 zeigt einen nahezu linear proportionalen Verlauf zu den jeweiligen Schlag-zähigkeitswerten. Dies war so nicht erwartet worden.

6. Ergebnisdiskussion 147

Diagramm 21: Vergleich Schlagzähigkeitswerte, Kohäsionsflächenanteil

Die Erhöhung der Dosiermenge zielt primär darauf ab, die Adhäsions-fläche zu vergrößern, doch ist der kohäsive Anteil gestiegen. Der Begriff Adhäsionsfläche muss durch die Steigerung der benetzten Oberfläche ersetzt werden. Durch die erhöhte Dosierung wird zwar auch die Adhäsionsfläche durch Vergrößerung der Gesamtquerschnittsfläche gesteigert, aber die Ursache für das Anwachsen der Kohäsionsflächenanteils ohne Ober-flächenaktivierung ist ein Wechselwirken von vergrößerter benetzter Oberfläche und erhöhter Menge an eingebrachter Energie durch das aufgeschmolzene Filament selbst. Dadurch, dass bei Ex1,3 30 % mehr aufgeschmolzenes Volumen einge-bracht wird und dieses zudem die komplette Oberfläche der unteren Bauteilschicht benetzt, herrschen optimale Bedingungen für einen Energiefluss der heißen Bauteilschicht in die bereits erkaltete, unten-liegende Bauteilschicht.

148 Im Zusammenhang dieser Erkenntnis muss jedoch berücksichtig werden, dass auch die ins Bauteil eingebrachte Materialmenge prozen-tual erhöht wird und somit der Materialaufwand am Bauteil proportio-nal wächst. Zudem führt der gewählte Düsendurchmesser von 0,8 mm bei einer Schichtdicke 0,4 mm zu relativ großen Strangquerschnitten. Um detail-reiche FLM-Bauteile zu erzeugen müssen kleinere Schichtdicken oder ein kleinerer Düsendurchmesser gewählt werden. Bei geringeren Strang-querschnitten ist die eingebrachte Energiemenge niedriger, wodurch sich dieser Effekt der Überdosierung durch weniger eingebrachte Ener-gie verringern muss. Unter diesem Aspekt ist die Verwendung der IR-In-Line-Oberflächen-aktivierung der Durchsatzerhöhung klar überlegen. Die Prüfreihen IR_OWS, FPI_OWS und FPI_WS werden alle bei einer Dosiermenge von 100 % durchgeführt. Dementsprechend ist die erreichte Festigkeits-steigerung im Vergleich zur verbrauchten Filamentmenge wesentlich höher Die Einzelfertigung SEQ weist einen Kohäsionsflächenanteil von 64,3 % am Gesamtanteil der Bruchfläche auf. Die Ermittlung der Fügetemperatur der unteren Bauteilschicht bei Einzelfertigung gestaltet sich schwierig, da im Prozess nur eine minimale Pause während dem Zustellen der Schichtdicke in z-Richtung erfolgt. Zur Messung muss der Prozess unterbrochen, beziehungsweise die Bauplattform zur Seite bewegt werden. Unter der Annahme, dass die Verzögerungszeit der beiden Bewegungen annähernd gleich ist, kann eine Temperatur der Einzelfertigung von 203 °C bestimmt werden. Das Beachtliche hieran ist, dass der theoreti-sche Maximalwert der Schlagzähigkeit von 10,62 kJ/m² bei einer Füge-temperatur von 203 °C nicht annähernd an die Festigkeit eines gekerbten

6. Ergebnisdiskussion 149 Schlagstabes aus dem verwendeten ABS natur von 34,5 kJ/m² heran-reicht.

Abbildung 68: Ermittlung der Fügetemperatur bei Einzelfertigung SEQ

Zuletzt gilt es, die vielversprechenden Ergebnisse der IR-In-Line-Ober-flächenaktivierung anhand der angefertigten Mikroskopiebilder zu deu-ten. In Diagramm 22 ist sowohl die Schlagzähigkeit als auch der Kohä-sionsflächenanteil in % der Reihe IR_OWS dargestellt. Der Kohäsionsflächenanteil in % berechnet sich aus dem Quotienten der Kohäsionsfläche AK in mm² und dem realen Bruchquerschnitt Areal in mm². Die starke Streuung der Schlagzähigkeitswerte liegt in der Wirkung der IR-In-Line-Oberflächenaktivierung begründet. Wie die Messwerte zei-gen und zudem die Kohäsionsflächen vermuten lassen, erreicht die Ak-tivierung die Stäbe in der Mitte der Versuchsreihe stärker als bei den außenliegenden Prüfkörpern. Nicht die Abstrahlung der äußeren Prüfkörper, sondern die ungleich-mäßige Erwärmung durch die gebündelte IR-Strahlung ist verantwort-lich für die hohe Streuung der Messwerte.

TO = 203 °C

150

Diagramm 22: Schlagzähigkeit, Kohäsionsflächenanteil, IR_OWS

Bemerkenswert ist, dass die Schlagzähigkeitswerte der PK 4 bis PK 10 alle oberhalb von 7 kJ/m² liegen. Das heißt, die erzielbaren Werte anhand der IR-Strahlung sind noch höher als in Diagramm 20 dargestellt. Die Gleichmäßigkeit der Verteilung muss für eine vollständige Substitution eines geschlossenen Bauraumes noch verbessert werden. Die reine Betrachtung des Reihenmittelwertes reicht in diesem Fall nicht aus, um den deutlichen Einfluss der infraroten Strahlung zur Ver-besserung der Schichthaftung auszudrücken. Der Nachweis eines proportionalen Verhaltens zwischen dem Kohäsionsflächenanteil zur Steigerung der Schlagzähigkeit ist dennoch mittels der Darstellung in Diagramm 22 erfolgt. Die Zunahme der eingebrachten Energie durch die infrarote Strahlung führt zu einer Erhöhung der Oberflächentemperatur, des kohäsiven Anteils in der Bruchfläche und somit einem Anstieg der verbauchten Schlagenergie beim Trennen der Schichten voneinander.

6. Ergebnisdiskussion 151 Dass die Wirkung der gebündelten, infraroten Strahlung einen unter-schiedlichen Effekt auf die Bildung der Gesamtquerschnittsfläche zeigt, ist nachstehend anhand von Diagramm 23 dargestellt.

Diagramm 23: Realer Bruchquerschnitt und Kohäsionsfläche, IR_OWS

Die Reihenwerte zeigen neben der Zunahme der Kohäsionsfläche auch, dass der reale Bruchquerschnitt bei einem Großteil der Proben ins-gesamt durch die Einwirkung der infraroten Strahlung verringert wird. Während bei den äußeren Stäben im Moment des Fügens unterhalb der Glasübergangstemperatur (Vgl. Diagramm 17) die Stränge im Moment des Auftrages durch die schlagartige Erstarrung und Haftung an der unteren Schicht am schwinden gehindert werden, so reduziert sich das Volumen der erwärmten Schichten oberhalb Tg langsam und es stellt sich gleichbedeutend ein geringerer realer Bruchquerschnitt ein. Durch die energiereiche Bestrahlung ist es den Bauteilen also möglich, während dem Bauprozess aktiv zu schwinden und durch das Niveau der eingebrachten Energie lässt sich diese Verarbeitungsschwindung kontrollieren.

152 Korrektur der erhaltenen Messwerte

Wie Tabelle 31 im vorhergehenden Kapitel zeigt, werden anhand der neu ausgewerteten Bruchquerschnitte die korrigierten Schlagzähigkeits-werte in Diagramm 24 dargestellt.

Diagramm 24: Schlagzähigkeitswerte nach Bruchflächenkorrektur

Wie sich abzeichnet, sind die Unterschiede erwartungsgemäß bei den Werten mit erfolgter Oberflächenaktivierung erkennbar. Ein wahrnehm-barer Unterschied liegt nur bei der Einzelfertigung SEQ vor. Die starke Verformbarkeit bei den hohen Oberflächentemperaturen von rund 200 °C führt zu starker Ovalität der rechteckigen Bauteilquerschnit-te. Die exakte Vermessung der ovalen Querschnittsfläche führt zu einem korrigierten Schlagzähigkeitswert von 12,08 kJ/m² und ist somit 13,7 % höher als der ursprüngliche Wert von 10,62 kJ/m². Die weiteren Werte liegen mit Fehlern im einstelligen Prozentbereich in einem akzeptablen Maß.

6. Ergebnisdiskussion 153 6.4.4 Validierung der Oberflächenaktivierung

Das vorhergehende Kapitel hat die Stärken, aber auch die Schwach-stellen der In-Line-Oberflächenaktivierung aufgezeigt. Die Stärken sind zweifelsohne der Preisvorteil gegenüber einer kompletten Einhausung einer FLM-Anlage und die Einfachheit der gewählten Umsetzung. Die Einschränkungen sind die ungleichmäßige Erwärmung durch gebün-delte IR-Strahlung als auch der erhöhte Materialeinsatz und die Un-schärfe der Bauteile, die durch Heißluftzufuhr aktiviert wurden. Inwieweit die prototypisch umgesetzten Konzepte einen geschlossenen Bauraum wirklich subsituieren können beziehungsweise vergleichbare Ergebnisse zu diesem liefern, wird anhand der in diesem Kapitel gefunden Ergebnisse verifiziert. Nachstehend sind die Ergebnisse der Versuche in Tabelle 32 gezeigt.

Ver. Nr. Bezeichnung W in J A in mm²

akz in kJ/m²

ZS_100 Ex1,0 0,069 39,43 1,75 O

ffene

s Sy

stem

mit

Akt

ivie

rung

ZS_120 Ex1,2 0,175 43,53 4,03

ZS_201 FPI_WS 0,149 39,03 3,82

ZS_202 IR_OWS 0,241 38,72 6,23

ZS_002* HLHV 0,354 41,40 8,55

SEQ Einzelfertigung 0,459 43,17 10,63

ZS_300 Ex1,0_B0 0,039 38,31 1,02

Tem

peri

erte

r Ba

urau

m ZS_301 Ex1,2_B0 0,255 41,82 6,11

ZS_302 Ex1,0_B75 0,121 38,08 3,16

ZS_303 Ex1,2_B75 0,306 41,38 7,41

Tabelle 32: Validierung der Oberfächenaktivierung

Bei den Versuchsreihen mit temperierbarem Bauraum wurden die zwei Temperaturzustände B0 und B75 eingestellt. Bei B0 wurde die Tür

154 geöffnet und die Beheizung deaktiviert, wodurch bei Umgebungstempe-ratur gearbeitet wurde. Bei der Einstellung B75 wurde der geschlossene Bauraum während der Fertigung auf 75 C temperiert. Es lässt sich leicht feststellen, dass die Ergebnisse der Prüfkörper, die mittels der offenen FLM-Anlage gefertigt wurden vergleichbar zu jenen der FLM-Anlage mit temperiertem Bauraum sind. Zur genaueren Ana-lyse wird ein paarweiser Vergleich der identischen Prozessparameter der Fertigung in Diagramm 25 herangezogen. Die Firmware zur Interpretation des G-Codes ist bei jeder der beiden Anlagen leicht unterschiedlich. Dementsprechend variieren die Schlag-zähigkeitswerte der beiden Nullserien, also Ex1,0 und Ex1,0_B0.

Diagramm 25: Paarweiser Vergleich der Oberflächenaktivierung

Alle Versuche mit der Endung „_B0“ und „_B75“ stehen für die tem-perierte, geschlossene FLM-Anlage. Es wird deutlich, dass die Werte auf

6. Ergebnisdiskussion 155 einem vergleichbaren Niveau liegen. Die Wirksamkeit der Oberflächen-aktivierung gilt somit als validiert. Um das Potenzial der verbesserten FLM-Anlage mit In-Line-Ober-flächenaktivierung aufzuzeigen, sind in Diagramm 26 neben den Werten der kontinuierlichen auch jene der diskontinuierlichen Bauprozesse dar-gestellt. Diskontinuierlich bedeutet bei HL_HV die gleichzeitige Erwär-mung aller Prüfkörper und den positionsabhängigen Vergleich der ein-zelnen Prüfkörper. Bei SEQ werden die Prüfkörper durch sequentielle Einzelfertigung hergestellt. Bei allen weiteren Prüfkörpern erfolgt die Aktivierung konti-nuierlich innerhalb der Reihe.

Diagramm 26: Vergleich der erweiterten offenen FLM-Anlage mit geschlossener FLM-Anlage und temperiertem Bauraum

Die Verwendung der geschlossenen FLM-Anlage weist von allen konti-nuierlichen Versuchsreihen die höchste Schlagzähigkeit von 7,41 kJ/m²

156 bei einer geringen Streuung der Messwerte auf. Dennoch zeigt die Ver-suchsreihe HL_HV mit einer Schlagzähigkeit von 8,55 kJ/m² und einer ebenfalls akzeptablen Abweichung der Messerwerte vom Mittelwert, dass die maximal erzielbare Schichthaftung für ABS-Bauteile bei einer Bauraumtemperatur von 75 °C nicht erreicht wird.

6.5 Finaler Isotropievergleich

Die Belastbarkeit der FLM-Bauteile in z-Richtung wird durch die In-Line-Oberflächenaktivierung oder durch die Verwendung eines temper-ierten Bauraumes erhöht. Die Quantifizierung der Anisotropie anhand der Charpy-Schlagzähig-keit scheitert aufgrund des Nicht-Bruches der in Vorzugsrichtung x ori-entierten Bauteilstränge. Der Isotropievergleich ist unter den gewählten Prüfverfahren mit dem Zugversuch nach ISO 527-1:2012-06 realisierbar. Die Eingangsparameter für den Isotropievergleich sind in Tabelle 33 dargestellt.

Ver. Nr. Bezeichnung E in MPa σ in MPa ε in %

XZ_300 Ex1,0_B75 1587 28,1 2,7 XZ_301 Ex1,2_B75 1641 30,1 2,6 ZZ_302 Ex1,0_B0 1186 8,7 0,7 ZZ_303 Ex1,2_B0 1510 20,1 1,4 ZZ_304 Ex1,0_B75 1261 14,3 1,3 ZZ_305 Ex1,2_B75 1520 21,6 1,6

Tabelle 33: Eingangswerte für den finalen Isotropievergleich

Der Isotropievergleich erfolgt für die Ausgangswerte bei 100 % Dosier-menge nachstehend in Tabelle 34.

6. Ergebnisdiskussion 157

Ver. Nr. Bezeichnung σ in MPa aFzn,x0 in %

XZ_300 Ex1,0_B75 28,1 100 ZZ_302 Ex1,0_B0 8,7 30,1 ZZ_304 Ex1,0_B75 14,3 50,1

Tabelle 34: Isotropievergleich bei 100 % Dosiermenge

Diese zeigt, dass der unbehandelte Ausgangszustand interlaminar bei Fertigung unter Raumtemperatur nur 30,1 % der Festigkeit des intra-laminaren Zugprüfwertes erreicht. Bei Verwendung eines temperierten Bauraumes zur Realisierung des Isotropievergleiches ergibt sich ein Iso-tropiefaktor von 50,1 % der Maximalfestigkeit in z-Richtung. Diese Wer-te bestätigen die Ergebnisse von Kloke 2016. Bevor der Festigkeitsvergleich diskutiert wird, erfolgt zunächst der Iso-tropievergleich bei einer Dosiermenge von 120 % in Tabelle 35.

Ver. Nr. Bezeichnung σ in MPa aFzn,x0 in %

XZ_301 Ex1,2_B75 30,1 100 ZZ_303 Ex1,2_B0 20,1 67,8 ZZ_305 Ex1,2_B75 21,6 71,8

Tabelle 35: Isotropievergleich bei 120 % Dosiermenge

Hier bestätigen sich die Ergebnisse der Schlagzähigkeitswerte aus Diagramm 20 in Kapitel 6.4.2 – das Phänomen der hohen eingebrachten Energie und des guten Wärmetransfers bei optimaler Benetzung der unteren Bauteilschicht. Die Erhöhung des Massedurchsatzes ist in seiner Wirkung unter Erreichung eines Anisotropiefaktors von 67,8 % nahezu so effizient wie die zusätzliche Verwendung einer Bauraumtemperier-ung und einem resultierenden Anisotropiefaktor von 71,8 %. Die Deutung und Beurteilung dieser Ergebnisse erfolgt in den Schluss-folgerungen in Kapitel 7.2.

158 7. Schlussfolgerungen und Ausblick

7.1 Zusammenfassung der Ergebnisse

Thermoplastische 2½-dimensionale FLM-Bauteile weisen stark richtung-sabhängige mechanische Eigenschaften auf. Die Untersuchungen der Schlagzähigkeiten und Zugfestigkeiten von Prüfkörpern aus ABS natur bestätigen diese starke Anisotropie. Durch die methodisch entwickelten Verfahrenserweiterungen zur In-Line-Oberflächenaktivierung mittels Heißluft oder infraroter Strahlung, kann die Isotropie von FLM-Bauteilen auf einer räumlich wie auch soft-wareseitig offenen Low-Cost-FLM-Anlage deutlich gesteigert werden. Diese Steigerungen liegen auf einem ähnlichen Niveau wie die Verbes-serung der Schichthaftung baugleicher Prüfkörper, die mittels einer High-End-FLM-Anlage unter Verwendung eines auf 75 °C temperierten Bauraumes generiert werden. Um die Schichthaftung der FLM-Bauteile zu verbessern, wird eine Analyse der Einstellparameter durchgeführt, um für eine Prüfserie mit 15 Schlagprüfkörpern gemäß ISO 179-1:2010-11 jene Einstellparameter ausfindig zu machen, die maximalen Einfluss auf die Schichthaftung nehmen. Die Verwendung eines größeren Düsendurchmessers von 0,8 statt 0,4 mm zeigt die höchste Wirkung auf die Haftwerte zwischen den Schichten im Schlagversuch. Obwohl eine geringere Verfahrgeschwin-digkeit der beheizten Düse von 25 mm/s ebenfalls die Haftung zwischen den Bauteilschichten erhöht, wird sie in den weiterführenden Versuchen auf dem höheren Niveau von 50 mm/s belassen. Dies führt zu einer Effizienzsteigerung durch Verkürzung der Prozesszeit. Zusätzlich wird dadurch die Abkühlzeit der Oberflächen bis zum Auftrag der nächsten Schicht verringert. Zudem wird nach den initialen Untersuchungen die Schichtdicke von 0,2 auf 0,4 mm für die weiteren Untersuchungen ange-

7. Schlussfolgerungen und Ausblick 159 hoben und der verwendete Düsendurchmesser auf 0,8 mm festgelegt. Dadurch wird die innere Festigkeit der Bauteilschicht erhöht, um mög-lichst rein interlaminare Brucharten zu erzielen. Der Vergleich der Prüfserie von 15 Schlagstäben zur Einzelfertigung ei-nes Stabes weist im Mittel eine um 78 % deutlich verminderte Schlagzä-higkeit auf. Die Erhöhung der Oberflächentemperatur der unteren Bau-teilschicht im Moment des Aufbringens der obenliegenden Bauteil-schicht birgt das größte Potenzial zur weiteren Verbesserung der Schichthaftung. Durch die Methodische Konstruktion zur In-Line-Oberflächen-aktivierung werden final zwei Verfahrenserweiterungen entwickelt und umgesetzt, die es ermöglichen gezielt und dosiert die Oberflächen-temperatur der Bauteile zu erhöhen. Initial wurde neben dieser physikalischen Aktivierung auch die Möglichkeit einer chemischen Aktivierung betrachtet. Der Ansatz zur chemischen Aktivierung wurde jedoch aufgrund der Komplexität in der Umsetzung verworfen. Die Validierung der In-Line-Oberflächenaktivierung zeigt, dass die Schichthaftung im Schlagversuch im kontinuierlichen Prozess durch Erwärmung gebündelter, infraroter Strahlung im Mittel von 1,75 auf 6,23 kJ/m² um ca. 250 % gesteigert wurde. Die Ergebnisse durch Aktivie-rung der Staboberflächen mittels Heißluft erreichen eine Schlagzähig-keit von 3,82 kJ/m² und stellen somit eine Steigerung von rund 120 % dar. Die Verwendung der Heißluft verlängert durch die Aktivierung jeder einzelnen Bauteilschicht die Prozesszeit und erhöht die verwende-te Materialmenge durch die Notwendigkeit zur Generierung eines zusätzlichen Wärmeschildes. Der Wärmeschild erzeugt einen miniaturi-sierten Bauraum, um eine gleichmäßige Abstrahlung der äußeren Prüfk-örper zu verwirklichen. Es dient zudem als Abstreifer des während dem Aktivierungsprozess entstehenden Schmelzepropfens.

160 Durch eine reine Steigerung der Durchsatzerhöhung um 10, 20 und 30 % unter Beibehaltung der Verfahrwege erfolgt eine Erhöhung der eingebrachten Energie und der interlaminar benetzten Oberfläche. Die Steigerung der Schlagzähigkeit von 1,75 auf 4,03 kJ/m² stellt eine Steiger-ung von ca. 230 % dar. Bei einer höheren Dosierung von 30 % verlassen die Bauteilabmaße den zulässigen Toleranzbereich für den Bauteilquer-schnitt gemäß ISO 179-1:2010-11, was durch die seitlich verdrängte Mas-se im Moment des Auftrages bedingt ist. Die Validierung der Ergebnisse zur Findung des prozesstechnischen Optimums anhand der Temperaturerhöhung und der Dichtesteigerung erfolgt auf einer High-End-FLM-Anlage mit temperiertem Bauraum. Die Ergebnisse der Untersuchungen zur Steigerung der Schichthaftung kon-nten mit der FLM-Anlage mit temperiertem Bauraum bestätigt werden. Im Rahmen dieser Messreihen wird auch ein finaler Anisotropie-vergleich durchgeführt, um die erzielten Verbesserungen quantifizieren zu können. Durch unidirektionale Ausrichtung aller Stränge im Bauteil werden zwei Kraftflussrichtungen betrachtet – der intralaminare Kraft-fluss Fx entlang der Stränge innerhalb der xy-Bauteilschicht und der interlaminare Kraftfluss Fz zwischen den Bauteilschichten entlang der Hochachse in z-Richtung. Die intralaminare Strangfestigkeit ist hierbei maximal und die interlaminare Schichthaftung minimal. Die Quantifizierung der maximalen Festigkeit im FLM-Bauteil σx erfolgt mittels einer neu gestalteten Prüfkörpergeometrie im Zugversuch nach ISO 527-5:2010-01. Diese neue Prüfkörpergeometrie wird kerbfrei und ohne zusätzliche Nacharbeit gefertigt. Durch Verwendung der kerbfrei-en Prüfkörpergeometrie wird nachgewiesen, dass im 2½-dimensionalen FLM-Verfahren keine vergleichbaren Festigkeitswerte und insbesondere keine gleichwertigen mechanischen Eigenschaften wie im Spritzgießen erzielbar sind. Die Ursache hierfür liegt in der höheren Kompaktheit der durch Nachdruck komprimierten Spritzgießbauteile, die zudem bessere

7. Schlussfolgerungen und Ausblick 161 Oberflächenqualitäten durch die Möglichkeit der Abbildung einer glat-ten Metalloberfläche im Spritzgießwerkzeug aufweisen. Die Quantifizierung der minimalen Festigkeitswerte σz entlang der Hochachse erfolgt anhand aufrecht stehender Zugprüfkörper 1A gemäß ISO 527-5:2010-01. Anhand der gefunden Werte wird ein Anisotropie-vergleich durchgeführt und anhand eines selbst definierten Aniostropie-faktors aFz0,x0 beschrieben. Der Anisotropiefaktor ist das Verhältnis der minimalen Festigkeit σz zur maximalen Festigkeit σx in Strangablage-richtung. Der Anisotropiefaktor des initialen Versuches auf der offenen und unveränderten FLM-Anlage aFz0,x0 beträgt 29,4 %. Der Anisotropiefaktor für den Ausgangszustand auf der High-End-FLM-Anlage beträgt 30,1 %. Durch Fertigung der Prüfkörper bei einer Bauraumtemperatur von 75 °C ergibt sich ein Anisotropiefaktor von 50,1 %. Durch eine reine Erhöhung der Dosiermenge um 20 % ergibt sich ein Anisotropiefaktor von 67,8 %. Durch gleichzeitige Erhöhung der Dosiermenge und Fertigung bei einer Bauraumtemperatur von 75 °C er-gibt sich ein Anisotropiefaktor von 71,8 %. Die Berechnung eines Anisotropiefaktors im Schlagversuch des ver-wendeten ABS natur ist nicht möglich, da die maximale Schlagzähigkeit in Strangrichtung im Charpy-Schlagversuch nach ISO 179-1:2010-11 nicht ermittelt werden kann. Die Bauteile weisen nach Beaufschlagung durch das Schlagpendel keinen Bruch auf und können somit nicht quan-titativ erfasst werden.

162 7.2 Schlussfolgerungen

In der vorliegenden Arbeit ist es gelungen, nach Validierung der In-Line-Oberflächenaktivierung die Schichthaftung von ABS-Bauteilen in einer offenen Low-Cost-FLM-Anlage auf ein vergleichbares Niveau ei-ner temperierten High-End-FLM-Anlage zu heben. Die Abbildungsge-nauigkeit der prototypischen Umsetzung zur In-Line-Oberflächenakti-vierung muss jedoch noch verbessert werden. Im Ergebnis konnten mittels eines Bausatzes mit Investitionskosten von ca. 1.000 € und Ausgaben für die Verfahrenserweiterungen von weniger als 250 € vergleichbare mechanische Eigenschaftswerte wie auf einer High-End-FLM-Anlage mit Investitionskosten von ca. 15.000 € erreicht werden. Die regelbare und definiert einbringbare Zufuhr von Wärme-energie anhand der In-Line-Oberflächenaktivierung stellt eine ausbau-fähige Entwicklungsbasis zur Reduzierung der Bauteilanisotropie für al-le Low-Cost-FLM-Anlagen dar. Die Validierung der in Kapitel 4.3 entwickelten In-Line-Oberflächen-aktivierung erfolgt durch Vergleich von Schlagzähigkeitswerten anhand der geschlossenen FLM-Anlage unter Verwendung der Bauraumtempe-rierung. Kritisch anzumerken ist, dass es wünschenswert gewesen wäre, den Isotropievergleich direkt anhand der verbesserten, offenen FLM-Anlage durchzuführen. Die anhand der In-Line-Oberflächenaktivierung erzeugbare Qualität der Prüfkörper genügt jedoch nicht, um hiermit die anspruchsvollen, aufrecht stehenden Zugprüfkörper 1A gemäß ISO 527-5:2010-01 zu erzeugen. Die Ergebnisse des Isotropievergleiches in Kapitel 6.3 lassen vermuten, dass die Schichthaftung durch Verwendung eines geschlossenen Bauraumes nahezu 71 % der unidirektionalen Maximalspannungswerte erreichen. Dieses Ergebnis täuscht über die Realität der extremen Kerbempfindlichkeit der FLM-Bauteile in z-Richtung hinweg.

7. Schlussfolgerungen und Ausblick 163 Der Isotropievergleich anhand des Schlagversuches nach Charpy gemäß ISO 179-1:2010-11 scheitert aufgrund der begrenzten Fähigkeit, in dem Prüfverfahren Messwerte für zähbrüchige Prüfkörper zu ermitteln. Beim Schlagversuch eines in x-Richtung unidirektional orientierten Schlagstabes wird das Pendel zurückgefedert, ohne dass der Prüfkörper bricht oder durchgeschleift wird. Die dadurch theoretisch mindestens ermittelbaren 125 kJ/m² stellen ein Vielfaches der maximal erzielten Schlagzähigkeit in z-Richtung von 12,1 kJ/m² bei einer Arbeitsaufnahme von 0,46 J dar. Es ist nicht gelungen, den erwartungsgemäß wesentlich drastischeren Abfall des Anisotropiefaktors unter hohen Deformationsgeschwindig-keiten zu bestimmen. Die beiden Arbeitsaufnahmen von 5 und 0,46 J lassen vermuten, dass der Anisotropiefaktor im Schlagversuch beim Vergleich der Maximalwerte der intra- und interlaminaren Schlagzähigkeiten im Bereich von 10 % oder weniger liegen dürfte. Dar-aus lässt sich ableiten, dass FLM-Bauteile nach Möglichkeit für statische Belastungsfälle eingesetzt werden sollten, bei denen möglichst nur Kräfte in Richtung der Bauteilstränge auftreten. Dynamisch wirkende Lasten entlang der Hochachse in z-Richtung sollten unbedingt vermie-den werden. Die aufwändige, optische Bruchflächenanalyse in Kapitel 6.4.3 ist notwendig, um den realen Bruchflächenquerschnitt zu ermitteln. Die Ermittlung der Kohäsionsflächenanteile erfolgt anhand zweidimens-ionaler Lichtmikroskopiebilder und der Definition, dass jeder Weißan-teil im Bild für interlaminar verschlaufte Molekülketten steht. Da die Bruchflächen teilweise stark ausgeprägte dreidimensionale Strukturen aufweisen, müssen dadurch Messungenauigkeiten entstehen.

164 Von den beiden prototypisch umgesetzten Verfahrenserweiterungen ist die Verwendung gebündelter, infraroter Strahlung am vielversprech-endsten. Die berührungslose Einbringung von Wärme in Strahlenform erfolgt ohne Prozesszeitverlängerung, erhöht den Materialeinsatz nicht und kann über die gesamte Breite der Bauplattform angewendet wer-den. Die Stärke der verwendeten Vorgehensweise durch die Ermittlung der Maximalfestigkeit in x-Richtung sowie der Schichthaftung in z-Richtung ist es, dass die Reduzierung der Anisotropie durch Verfahrenserweiter-ung quantifizierbar wird. Die minimalen Spannungswerte in z-Richtung werden am stehend gefertigten Zugprüfkörper 1A in Abbildung 66 er-mittelt. Eine neuartige Prüfköpergeometrie dient der Quantifizierung der Maxi-malfestigkeit, um auch einen Vergleich zum Spritzgießen herstellen zu können. Bei der Prüfung dieses neuartigen Prüfkörpers entsteht trotz aller Vorkehrungen ein Riss am Übergang der Spannbacken der Zugprüf-maschine zum Bauteil. Ein Bruch am Übergang der Spannbacken zum Prüfkörper ist laut Norm ISO 527-1:2012-06 als ungültig zu betrachten. Auch Aufleimerzugstäbe und gefräste Prüfkörper aus unidirektional gefertigten FLM-Platten, konnten nicht das Werteniveau der kerbfreien Prüfkörpergeometrien erreichen. Ein möglicher Kritikpunkt am verwendeten Zugprüfkörper ist, dass es in der Realität schwierig ist, ein FLM-Bauteil so zu gestalten, dass im realen Anwendungsfall alle Bauteilstränge unidirektional und in gleich-mäßiger Verteilung vorliegen. Der absolute Pluspunkt ist die direkte Fertigung des Prüfkörpers ohne jeglichen Nachbehandlungsprozess.

7. Schlussfolgerungen und Ausblick 165 7.3 Ausblick

Die vorliegende Arbeit liefert eine Weiterentwicklung des FLM-Verfahrens, durch die es möglich ist, Anisotropien im 2½-dimensionalen FLM-Verfahren durch eine In-Line-Oberflächenaktivierung gezielt zu reduzieren. Um die Möglichkeiten der offenen FLM-Anlage mit In-Line-Ober-flächenaktivierung weiter zu erforschen, wäre es interessant einen Ther-moplasten zu verarbeiten, der eine höhere Glasübergangstemperatur aufweist als ABS. Dadurch kann validiert werden, ob eine Low-Cost-FLM-Anlage mit den Verfahrenserweiterungen möglicherweise auch da-zu verwendet werden kann, Hochtemperaturthermoplaste wie Poly-etheretherketone (PEEK), Polyphenylensulfone (PPS, PPSU) Polyphtal-amide (PPA) oder Polyetherimide (PEI) zu verarbeiten. Alternativ kön-nte zudem erprobt werden, ob durch die Verfahrenserweiterungen eine Verarbeitung von teilkristallinen Thermoplasten wie Polypropylen (PP) oder Polyethylen (PE) bei Raumtemperatur erfolgen kann. Einen weiteren interessanten Forschungsgegenstand stellt die Über-prüfung der gefundenen Ergebnisse bei geringeren Düsendurchmessern und geringeren Schichtdicken dar. Besonders der gefundene Effekt, dass die Erhöhung der Dosiermenge alleine den Energieeintrag so erhöht, dass die Schichthaftung deutlich gesteigert wird, müsste sich bei der Verwendung kleinerer Düsendurchmesser und Schichtdicken verring-ern. Um auch die theoretisch erzielbaren maximalen Schichthaftungswerte für ein Bauteil aus ABS zu erreichen, sollte die IR-In-Line-Ober-flächenaktivierung auch bei geschlossenen, temperierten FLM-Anlagen eingesetzt werden. Es ist zu empfehlen, die Strahlung von mindestens zwei Seiten einzubringen. Neben der Maximierung der Schichthaftung kann so vor allem eine gleichmäßige Bauteilfestigkeit über den gesamten

166 Bauteilquerschnitt, unabhängig von der Querschnittsfläche des jeweilig-en Bauteils, erzielt werden. Bei der Umsetzung des BAAM zur Generierung von Bauteilen mit Abmaßen von mehreren Metern sollten gebündelte und regelbare Infrarotstrahler eingesetzt werden. Diese Strahler sollten sowohl mit der Austragseinheit bewegt werden können, als auch stationär von außen zur regelbaren Bestrahlung des Bauteils angebracht sein. Bei Bauteilen dieser Größe dürfte die Energieeinsparung im Vergleich zur Verwendung eines geschlossenen, temperierten Bauraumes enorm sein. Um die Belastungsrichtung entlang der Hochachse maschinenseitig steigern zu können, müssen echte dreidimensionale FLM-Bauteile erzeugt werden. Durch die Möglichkeit der Ablage von Bauteilsträngen in allen drei Raumrichtungen x,y und z anhand einer fünf- oder sechs-achsigen FLM-Anlage könnte dann untersucht werden, ob es auf diese Weise gelingt, die Bauteileigenschaften entlang der Hochachse in z-Richtung wesentlich zu verbessern. Um Anisotropiefaktoren unter hohen Deformationsgeschwindigkeiten ermitteln zu können, ist die Durchführung eines Zugversuches unter hohen Dehnraten gemäß ISO 18872:2007-02 anhand der neu ent-wickelten Prüfkörpergeometrie möglich. Alternativ könnte ein instru-mentierter Schlagversuch gemäß ISO 179-2:1997 anhand des Charpy-Schlagstabes gemäß ISO 179-1:2010-11 durchgeführt werden Zur einfacheren Ermittlung eines Anisotropiefaktors könnte zudem ein spröder Thermoplast wie PLA gemäß ISO 179-1:2010-11 im Schlag-versuch getestet werden. Um das Verhalten eines zäheren Thermo-plasten wie PP oder PE zu betrachten, wäre es unbedingt notwendig, die Prüfungen unter hohen Deformationsgeschwindigkeiten und instru-mentiert durchzuführen.

7. Schlussfolgerungen und Ausblick 167 FLM-Bauteile weisen den großen Vorteil auf, dass sie auch teilgefüllt hergestellt werden können. Dies verkürzt die Prozesszeit und reduziert die verbrauchte Materialmenge. Durch schnellere Schichterzeugung kühlt zudem die untere Bauteilschicht bis zum Auftrag der oben-liegenden Bauteilschicht weniger ab. Die Möglichkeit eine Teilfüllung der Bauteile zu erzeugen und die gefundenen Ergebnisse zur Haftungssteigerung durch Dichteerhöhung sollten in der Schichterzeugungssoftware in eine neue Füllstrategie überführt werden. Die Vielzahl der erzeugbaren Füllmuster des verwen-deten Slic3r 1.17 hat die Eigenschaft gemein, dass immer einzelne Bau-teilstränge in unterschiedlichen Füllmustern und -strukturen abgelegt werden. Wäre es softwareseitig möglich, zunächst zwei Perimeter wie in Abbildung 69 dargestellt abzulegen und diese anschließend anhand ei-nes überdosierten Infills vollständig zu benetzen, dürften sich hohe Haftungswerte ergeben.

Abbildung 69: Schematische Darstellung der Füllstrategie

168 Eine ortsgenaue Erwärmung der Innenseite der beiden Perimeter vor Auftrag des Infill, könnte zudem die Schichthaftung weiter steigern. Bei geringen Düsendurchmessern und Schichtdicken dürfte sich dieser Effekt noch stärker auswirken als bei größeren Düsendurchmessern und Schichtdicken.

Abbildung 70: Umsetzung der Füllstrategie für teilgefüllte Strukturen

In Abbildung 70 ist die Querschnittsfläche eines Schlagstabes von 40 mm² bei einer Verwendung eines Düsendurchmessers und einer Ex-trusionsweite von 0,2 mm sowie einer Schichtdicke von 0,1 mm dargestellt. Bei dem gezeigten Verhältnis eines geringen Strangdurch-messers zu einer relativ großen Querschnittsfläche ist der Energieeintrag des abgelegen Stranges in die bereits abgelegten Strangflächen gering. Die punktuelle Vorwärmung der Oberfläche und die optimale Benetz-ung durch Überdosierung sorgen hier theoretisch für optimale Haftbe-dingungen.

Literaturverzeichnis 169 Literaturverzeichnis

Abbott, Andrew; Tandon, Gyaneshwar; Bradford, Robyn; Koerner, Hilmar; Baur, Jeffrey (2018): Process-structure-property effects on ABS bond strength in fused filament fabrication. In: Additive Manufacturing 19, S. 29–38. DOI: 10.1016/j.addma. 2017.11.002

Adel, Mohamed; Abdelaal, Osama; Gad, Abdelrasoul; Nasr, Abu Bakr; Khalil, AboelMakaram (2018): Polishing of fused deposition modeling products by hot air jet. Evaluation of surface roughness. In: Journal of Materials Processing Technology 251, S. 73–82. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2017.07.019

Adrian Bowyer (2004): RepRap BackgroundPage. Hg. v. Adrian Bowyer. Online ver-fügbar unter http://reprap.org/wiki/BackgroundPage, zuletzt geprüft am 19.12.2017

Adrian Bowyer (2008): About RepRap. Hg. v. AdrianBowyer. Online verfügbar unter http://reprap.org/wiki/About, zuletzt geprüft am 19.12.2017

Adrian Bowyer (2018): G-code. Hg. v. Adrian Bowyer. Online verfügbar unter http:// reprap.org/wiki/G-code, zuletzt aktualisiert am 2018, zuletzt geprüft am 12.01.2018

Ahn, Sung‐Hoon; Montero, Michael; Odell, Dan; Roundy, Shad; Wright, Paul K. (2002): Anisotropic material properties of fused deposition modeling ABS. In: Rapid Prototyping Journal 8 (4), S. 248–257. DOI: 10.1108/13552540210441166

Akande, Stephen Oluwashola; Dalgarno, Kenny; Munguia, Javier (2017): Process control testing for fused filament fabrication. In: Rapid Prototyping Journal 23 (2), S. 246–256. DOI: 10.1108/RPJ-07-2015-0084

Allen, Robert J.A.; Trask, Richard S. (2015): An experimental demonstration of effect-ive Curved Layer Fused Filament Fabrication utilising a parallel deposition robot. In: Additive Manufacturing 8, S. 78–87. DOI: 10.1016/j.addma.2015.09.001

Autodesk (2016): Autodesk® Inventor® 2016. Version 2016: Autodesk. Online verfüg-bar unter https://www.autodesk.com/education/free-software/inventor-professional, zuletzt geprüft am 30.10.2017

Baier, Oliver (2016): Optimierung von FLM-Bauteilen durch chemische Nachbearbei-tung sowie deren Einsatz in der Galvanik. Duisburg, Essen, Universität Duisburg-Essen, Diss., 2016. Duisburg, Essen: Universitätsbibliothek Duisburg-Essen. Online verfügbar unter http://nbn-resolving.de/urn:nbn:de:hbz:464-20160303-103629-6

Bellehumeur, Céline; Li, Longmei; Sun, Qian; Gu, Peihua (2004): Modeling of Bond Formation Between Polymer Filaments in the Fused Deposition Modeling Process. In: Journal of Manufacturing Processes 6 (2), S. 170–178. DOI: 10.1016/S1526-6125(04)70071-7

170 Bhatia, Sujata; Ramadurai, Krish (2017): 3D Printing and Bio-Based Materials in Global Health. An Interventional Approach to the Global Burden of Surgical Disease in Low-and Middle-Income Countries. Cham: Springer International Publishing (Springer-Briefs in Materials). Online verfügbar unter https://ebookcentral.proquest.com/lib/gbv /detail.action?docID=4887252

Bodden, Eric; Dressler, Falko; Dumitrescu, Roman; Gausemeier, Jürgen; Meyer auf der Heide, Friedhelm; Scheytt, Christoph; Trächtler, Ansgar (Hrsg.) (2017): Wissenschafts-forum Intelligente Technische Systeme (WInTeSys) 2017. 11. und 12. Mai 2017, Heinz Nixdorf MuseumsForum, Paderborn. Paderborn: Heinz Nixdorf Institut (Heinz Nix-dorf Institut [Tb1]: HNI-Verlagsschriftenreihe, Band 369)

Breuninger, Jannis; Becker, Ralf; Wolf, Andreas (2013): Generative Fertigung mit Kunststoffen. Konzeption und Konstruktion für Selektives Lasersintern. Berlin Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg. Online verfügbar unter http://dx.doi.org /10.1007/978-3-642-24325-7

Castanet, G.; Caballina, O.; Lemoine, F. (2015): Drop spreading at the impact in the Leidenfrost boiling. In: Physics of Fluids 27 (6), S. 63302. DOI: 10.1063/1.4922066

Chin Ang, Ker; Fai Leong, Kah; Kai Chua, Chee; Chandrasekaran, Margam (2006): In-vestigation of the mechanical properties and porosity relationships in fused deposi-tion modelling‐ fabricated porous structures. In: Rapid Prototyping Journal 12 (2), S. 100–105. DOI: 10.1108/13552540610652447

Coogan, Timothy J.; Kazmer, David Owen (2017): Bond and part strength in fused deposition modeling. In: Rapid Prototyping Journal 23 (2), S. 414–422. DOI: 10.1108/RPJ-03-2016-0050

Costa, Sidonie (2011): Free form extrusion od 3D components using complex poly-meric systems. Semana Da Escola De Engenharia. Unter Mitarbeit von O. M. Duarte und José A. Covas. Braga

Costa, Sidonie; Duarte, Fernando; Covas, Jose (2017): Estimation of filament temperature and adhesion development in fused deposition techniques. In: Journal of Materials Processing Technology 245, S. 167–179. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2017.02.026

Cummings, John (2017): 3D printing filament. Wikimedia Foundation, Inc. Online verfügbar unter https://en.wikipedia.org/w/index.php?title=3D_printing_filament& oldid=859939138, zuletzt aktualisiert am 17.09.2018, zuletzt geprüft am 26.10.2018

D20 Committee, ASTM D638-14: Test Method for Tensile Properties of Plastics (West Conshohocken, PA, ASTM International), 2014

Literaturverzeichnis 171 D20 Committee, ASTM D790-17: Test Methods for Flexural Properties of Unreinforced and Reinforced Plastics and Electrical Insulating Materials (West Conshohocken, PA, ASTM International), 2017

Dawoud, Michael; Taha, Iman; Ebeid, Samy J. (2016): Mechanical behaviour of ABS. An experimental study using FDM and injection moulding techniques. In: Journal of Manufacturing Processes 21, S. 39–45. DOI: 10.1016/j.jmapro.2015.11.002

Dean, Sam (2018): Open Source Networking and a Vision of Fully Automated Netorks .Unter Mitarbeit von Arpit Joshipura. Hg. v. The Linux Foundation. The Linux Foun-dation. Online verfügbar unter https://www.linuxfoundation.org/blog/open-source-networking-vision-fully-automated-networks/, zuletzt geprüft am 02.03.2018

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., DIN 66025-1:1983-01: Programmaufbau für numerisch gesteuerte Arbeitsmaschinen - Allgemeines (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Januar 1983

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 527-4:1997-07: Kunststoffe - Be-stimmung der Zugeigenschaften - Teil 4: Prüfbedingungen für isotrop und anisotrop faserverstärkte Kunststoffverbundwerkstoffe (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Juli 1997

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., DIN 66025-2: Programmaufbau für numerisch gesteuerte Arbeitsmaschinen - Wegbedingungen und Zusatzfunktionen (Berlin, Beuth Verlag GmbH), September 1998

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., DIN 8580:2003-09: Fertigungsverfahren - Begriffe, Einteilung (Berlin, Beuth Verlag GmbH), September 2003

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 18872:2007-02: Kunststoffe - Bestim-mung der Zugeigenschaften bei hohen Dehnraten (Berlin, Beuth Verl. GmbH), 2007-02

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 527-5:2010-01: Kunststoffe - Be-stimmung der Zugeigenschaften - Teil 5: Prüfbedingungen für unidirektional faser-verstärkte Kunststoffverbundwerkstoffe (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Januar 2010

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 179-1:2010-11: Kunststoffe - Bestim-mung der Charpy-Schlageigenschaften – Teil 1: Nicht instrumentierte Schlagzähig-keitsprüfung (Berlin, Beuth Verlag GmbH), November 2010

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 527-1:2012-06: Kunststoffe - Bestim-mung der Zugeigenschaften – Teil 1: Allgemeine Grundsätze (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Juni 2012

172 DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 527-2:2012-06: Kunststoffe – Bestim-mung der Zugeigenschaften – Teil 2: Prüfbedingungen für Form- und Extrusions-massen (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Juni 2012

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 527-2:2012-06: Bestimmung der Zugeigenschaften – Teil 2: Prüfbedingungen für Form- und Extrusionsmassen (Berlin, Beuth Verlag GmbH), August 2012

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 180:2013-08: Kunststoffe - Bestimmung der Izod-Schlagzähigkeit (Berlin, Beuth Verlag GmbH), August 2013

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO 178:2013-09: Kunststoffe – Bestimmung der Biegeeigenschaften (Berlin, Beuth Verlag GmbH), September 2013

DIN Deutsches Institut für Normung e.V., ISO/ASTM 52921:2017-01: Normbe-grifflichkeiten für die Additive Fertigung – Koordinatensysteme und Prüfmethodo-logien (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Januar 2017

Domininghaus, Hans; Elsner, Peter; Eyerer, Peter; Hirth, Thomas (Hg.) (2012): Kunststoffe. Eigenschaften und Anwendungen. 8., neu bearb. und erw. Aufl. Berlin, Heidelberg: Springer (VDI-Buch). Online verfügbar unter http://dx.doi.org/10.1007 /978-3-642-16173-5

Du, Jun; Wei, Zhengying; Wang, Xin; Wang, Jijie; Chen, Zhen (2016): An improved fused deposition modeling process for forming large-size thin-walled parts. In: Journal of Materials Processing Technology 234, S. 332–341. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2016.04.005

DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2207-6: Schweißen von thermoplastischen Kunststoffen - Berührungsloses Heizelement-stumpfschweißen von Rohren, Rohrleitungsteilen und Tafeln - Verfahren, Maschinen, Parameter, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), September 2003

DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2207-4: Schweißen von thermoplastischen Kunststoffen Extrusionsschweißen von Rohren, Rohrleitungsteilen und Tafeln Verfahren, Anforderungen, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), April 2005

DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2207-3: Schweißen von thermoplastischen Kunststoffen Warmgaszieh- und Warmgasfächel-schweißen von Rohren, Rohrleitungsteilen und Tafeln Verfahren, Anforderungen, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), April 2005

Literaturverzeichnis 173 DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2203-2: Prüfen von Schweißverbindungen an Tafeln und Rohren aus thermoplastischen Kunststoffen – Zugversuch, 2010 (Berlin, Beuth Verlag GmbH), August 2010

DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2200-1 BB 1: Fügen von Kunststoffen – Kurzzeichen und Abkürzungen – Schweißverfahren, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), November 2013

DVS - Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e.V., DVS 2207-1: Richtlinie 2207-1 - Schweißen von thermoplastischen Kunststoffen – Heizelement-schweißen von Rohren, Rohrleitungsteilen und Tafeln aus PE, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), August 2015

Einberger, R. (2016): Weltneuheit zur K: ROBOT, 3-D-Druck mit Robotersystemen. HERZ GmbH. Online verfügbar unter https://herzgmbh1.wordpress.com/2016/09/20 /weltneuheit-zur-k-robot-3-d-druck-mit-robotersystemen/, zuletzt aktualisiert am 20. 09.2016, zuletzt geprüft am 01.02.2018

Es-Said, Omar; Foyos, J.; Noorani, R.; Mendelson, M.; Marloth, R.; Pregger, B. A. (2000): Effect of Layer Orientation on Mechanical Properties of Rapid Prototyped Samples. In: Materials and Manufacturing Processes 15 (1), S. 107–122. DOI: 10.1080 /10426910008912976

Faes, M.; Ferraris, E.; Moens, D. (2016): Influence of Inter-layer Cooling time on the Quasi-static Properties of ABS Components Produced via Fused Deposition Modell-ing. In: Procedia CIRP 42, S. 748–753. DOI: 10.1016/j.procir.2016.02.313

Fastermann, Petra (2012): 3D-Druck/Rapid Prototyping. Eine Zukunftstechnologie - kompakt erklärt. Berlin Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg (X.media.press). On-line verfügbar unter http://dx.doi.org/10.1007/978-3-642-29225-5

Fastermann, Petra (2016): 3D-Drucken. Wie die generative Fertigungstechnik funktio-niert. 2., aktualisierte Auflage: Springer (Technik im Fokus)

Fourné, Franz (Hg.) (1999): Synthetic fibers. Machines and equipment, manufacture, properties ; handbook for plant engineering, machine design and operation. Munich: Hanser

Garg, Ashu; Bhattacharya, Anirban; Batish, Ajay (2017): Chemical vapor treatment of ABS parts built by FDM. Analysis of surface finish and mechanical strength. In: Int J Adv Manuf Technol 89 (5-8), S. 2175–2191. DOI: 10.1007/s00170-016-9257-1

174 Gebhardt, Andreas (2014): 3D-Drucken. Grundlagen und Anwendungen des Additive Manufacturing (AM). [Elektronische Ressource]. München: Hanser. Online verfügbar unter http://dx.doi.org/10.3139/9783446442375

Gebhardt, Andreas (2016): Additive Fertigungsverfahren. Additive Manufacturing und 3D-Drucken für Prototyping - Tooling - Produktion. 5., neu bearbeitete und er-weiterte Auflage

Gehde, Michael (1993): Zum Extrusionsschweißen von Polypropylen. Zugl.: Erlangen, Nürnberg, Univ., Diss. Erlangen-Tennenlohe: Univ. Erlangen-Nürnberg, Lehrstuhl für Kunststofftechnik (Technisch-wissenschaftlicher Bericht / Lehrstuhl für Kunststoff-technik, Demonstrationszentrum für Faserverbundwerkstoffe, Universität Erlangen-Nürnberg)

German RepRap GmbH (2013): PRotos V2.0 3D Drucker Handbuch. Hg. v. German RepRap GmbH. Feldkirchen. Online verfügbar unter http://www.produktinfo.conrad .com/datenblaetter/1000000-1099999/001008282-an-01-de-PROTOS_V2_3D_DRUCKER _KOMPLETTBAUSATZ.pdf, zuletzt aktualisiert am 23.12.2013, zuletzt geprüft am 08.08.2018

German RepRap GmbH (2015): X400_V3_Datenblatt_DE. Future in 3D Printing. Hg. v. German RepRap GmbH. Feldkirchen, zuletzt aktualisiert am 2015, zuletzt geprüft am 08.08.2018

Górski, Filip; Kuczko, Wiesław; Wichniarek, Radosław (2014): Impact strength of parts manufactured using Fused Deposition Modeling Technology. In: Archives od Mechan-ical Technology and Automation (34)

Górski, Filip; Wichniarek, Radosław; Kuczko, Wiesław; Zawadzki, Przemysław; Buń, Paweł (2015): Strength of ABS parts produced by Fused Deposition Modelling Tech-nology - a critical orientation problem. In: Adv. Sci. Technol. Res. J. 9, S. 12–19. DOI: 10.12913/22998624/2359

Griffiths, Christian; Howarth, Jack; Rowbotham, G. de-Almeida; Rees, Andrew (2016): Effect of Build Parameters on Processing Efficiency and Material Performance in Fused Deposition Modelling. In: Procedia CIRP 49, S. 28–32. DOI: 10.1016/j.procir .2015.07.024

Habenicht, Gerd (2009): Kleben. Berlin, Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg

Hambali, Ruzy; Celik, Kursat; Smith, Paul; Rennie, Allan (2010): Effect of Build Orientation on FDM Parts: A Case Study for Validation of Deformation Behaviour by FEA. iDECON 2010. Conference Paper. In: Manufacturing Challenges Towards Global Sustainability 2010

Literaturverzeichnis 175 Hehenberger, Peter (2011): Computerunterstützte Fertigung. Berlin, Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg

Hering, Ekbert; Martin, Rolf (Hg.) (2017): Optik für Ingenieure und Natur-wissenschaftler. Grundlagen und Anwendungen : mit zahlreichen Bildern, Tabellen, Beispielen. Carl Hanser Verlag. Leipzig: Fachbuchverlag Leipzig im Carl Hanser Verlag. Online verfügbar unter http://www.hanser-fachbuch.de/9783446442818

Hesse, Manfred; Meier, Herbert; Zeeh, Bernd (2012): Spektroskopische Methoden in der organischen Chemie. 8., überarb. u. erw. Aufl. Stuttgart u.a.: Thieme

Hill, Nevin; Haghi, Mehrdad (2014): Deposition direction-dependent failure criteria for fused deposition modeling polycarbonate. In: Rapid Prototyping Journal 20 (3), S. 221–227. DOI: 10.1108/RPJ-04-2013-0039

HIWIN® (2018): Motion Control and Systems - Linearführungen. Profilschienen-führungen. Hg. v. HIWIN GmbH (GW-10-4-DE-1802-K). Online verfügbar unter https://www.hiwin.de/de/Produkte.html&downloadLink=share/public/Downloads/Kataloge/Linearfuehrungen/GW-10-4-DE-1802-K.pdf, zuletzt ge-prüft am 02.03.2018

Hoven-Nievelstein, Willy Bert (1984): Die Verarbeitungsschwindung thermoplastisch-er Formmassen. Dissertation. Technische Hochschule, Aachen

INEOS (2018): Terluran® - ABS. Hg. v. INEOS Styrolution Europe GmbH. Campus®. Online verfügbar unter https://www.materialdatacenter.com/ms/en/Terluran/Styrolu tion+Group+GmbH/367, zuletzt aktualisiert am 28.05.2018, zuletzt geprüft am 08.08. 2018

Johannaber, Friedrich; Michaeli, Walter (2004): Handbuch Spritzgießen. 2. Aufl. München: Hanser. Online verfügbar unter http://dx.doi.org/10.3139/9783446440982

Johansson, Frans (2016): Optimizing Fused Filament Fabrication 3D printing for dura-bility. Tensile properties & layer bonding. Master thesis. Blekinge Institute of Technol-ogy, Karlskrona

Jones, Rhys; Haufe, Patrick; Sells, Edward; Iravani, Pejman; Olliver, Vik; Palmer, Chris; Bowyer, Adrian (2011): RepRap – the replicating rapid prototyper. In: Robotica 29 (01), S. 177–191. DOI: 10.1017/S026357471000069X

Kief, Hans B.; Roschiwal, Helmut A.; Schwarz, Karsten (2017): CNC-Handbuch. CNC, DNC, CAD, CAM, FFS, SPS, RPD, LAN, CNC-Maschinen, CNC-Roboter, Antriebe, Energieeffizienz, Werkzeuge, Industrie 4.0, Fertigungstechnik, Richtlinien, Normen, Simulation, Fachwortverzeichnis. 30., überarbeitete Auflage. München: Hanser. On-line verfügbar unter http://dx.doi.org/10.3139/9783446452657

176 Kishore, Vidya; Ajinjeru, Christine; Nycz, Andrzej; Post, Brian; Lindahl, John; Kunc, Vlastimil; Duty, Chad (2017): Infrared preheating to improve interlayer strength of big area additive manufacturing (BAAM) components. In: Additive Manufacturing 14, S. 7–12. DOI: 10.1016/j.addma.2016.11.008

Klahn, Christoph (2015): Laseradditiv gefertigte, luftdurchlässige Mesostrukturen. Herstellung und Eigenschaften für die Anwendung. Berlin: Springer Vieweg (Light Engineering für die Praxis). Online verfügbar unter https://www.springer.com/de /book/9783662477601

KLN Ultraschall AG (2015): Materialschonend Fügen. Vorwärmen mit IR-Strahlung vermeidet Abrieb beim Schweißen. In: Plastverarbeiter online, Oktober 2015. Online verfügbar unter http://www.plastverarbeiter.de/53305/materialschonend-fuegen/, zu-letzt geprüft am 02.03.2018

Kloke, Agnes (2016): Untersuchung der Werkstoff-, Prozess- und Bauteileigenschaften beim Fused Deposition Modeling Verfahren. [1. Auflage]. Aachen (Forschungs-berichte des Direct Manufacturing Research Centers, Band 4)

Kousiatza, Charoula; Chatzidai, Nikoleta; Karalekas, Dimitris (2017): Temperature Mapping of 3D Printed Polymer Plates. Experimental and Numerical Study. In: Sensors (Basel, Switzerland) 17 (3). DOI: 10.3390/s17030456

Kousiatza, Charoula; Karalekas, Dimitris (2016): In-situ monitoring of strain and temperature distributions during fused deposition modeling process. In: Materials & Design 97, S. 400–406. DOI: 10.1016/j.matdes.2016.02.099

Kubalak, Joseph R.; Wicks, Alfred L.; Williams, Christopher B. (2017): Using multi-axis material extrusion to improve mechanical properties through surface reinforcement. In: Virtual and Physical Prototyping 13 (1), S. 32–38. DOI: 10.1080/17452759.2017.1392686

Kunststoffe –, ISO 179-2:1997: Bestimmung der Charpy-Schlageigenschaften – Teil 2: Instrumentierte Schlagzähigkeitsprüfung (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Juni 2012

Lederle, Felix; Meyer, Frederick; Brunotte, Gabriella-Paula; Kaldun, Christian; Hübner, Eike G. (2016): Improved mechanical properties of 3D-printed parts by fused deposition modeling processed under the exclusion of oxygen. In: Prog Addit Manuf 1 (1-2), S. 3–7. DOI: 10.1007/s40964-016-0010-y

Lee, Byoung; Abdullah, Emira; Khan, Zulfiqar (2005): Optimization of rapid prototyping parameters for production of flexible ABS object. In: Journal of Materials Processing Technology 169, S. 54–61. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2005.02.259

Literaturverzeichnis 177 Limper, Andreas (2013): Verfahrenstechnik der Thermoplastextrusion. München: Hanser

Mishra, Swayam Bikash; Malik, Rameez; Mahapatra, S. S. (2017): Effect of External Perimeter on Flexural Strength of FDM Build Parts. In: Arab J Sci Eng 42 (11), S. 4587–4595. DOI: 10.1007/s13369-017-2598-8

Mohamed, Omar A.; Masood, Syed H.; Bhowmik, Jahar L. (2015): Optimization of fused deposition modeling process parameters. A review of current research and future prospects. In: Adv. Manuf. 3 (1), S. 42–53. DOI: 10.1007/s40436-014-0097-7

Moilanen, Jarkko; Vadén, Tere (2013): 3D printing community and emerging practices of peer production. In: FM 18 (8). DOI: 10.5210/fm.v18i8.4271

Nanotec (2006): ST4118X0404-A. Stepping Motor. Hg. v. Nanotec Electronic GmbH & Co. KG. Feldkirchen. Online verfügbar unter https://de.nanotec.com/produkte/327-st4118x0404-a/, zuletzt aktualisiert am Februar 2016, zuletzt geprüft am 02.03.2018

Narahara, Hiroyuki; Shirahama, Yota; Koresawa, Hiroshi (2016): Improvement and Evaluation of the Interlaminar Bonding Strength of FDM Parts by Atmospheric-Pressure Plasma. In: Procedia CIRP 42, S. 754–759. DOI: 10.1016/j.procir.2016.02.314

National Institute of Standards and Technology, NISTIR 6556: The NIST RS274NGC Interpreter - Version 3, Internal Report (NIST), August 2000

Nickel, Alexander; Barnett, David; Prinz, Fritz (2001): Thermal stresses and deposition patterns in layered manufacturing. In: Materials Science and Engineering: A 317 (1-2), S. 59–64. DOI: 10.1016/S0921-5093(01)01179-0

Pandey, Pulak M.; Venkata Reddy, N.; Dhande, Sanjay G. (2003): Improvement of surface finish by staircase machining in fused deposition modeling. In: Journal of Materials Processing Technol. 132 (1-3), S. 323–331. DOI: 10.1016/S0924-0136(02)00953-6

Pollard, Dave; Ward, Carwyn; Herrmann, Guido; Etches, Julie (2017): Filament Temperature Dynamics in Fused Deposition Modelling and Outlook for Control. In: Procedia Manufacturing 11, S. 536–544. DOI: 10.1016/j.promfg.2017.07.147

Potente, Helmut (2004): Fügen von Kunststoffen. Grundlagen, Verfahren, Anwendung mit 31 Tabellen. München, Wien: Hanser

Pristavok, Radovan (2006): Analyse und Modellierung der Haftungsmechanismen bei der Beschichtung und Verklebung von Papierwerkstoffen. Dissertation, Freiberg (Sachsen)

178 Ranellucci, Alessandro (2014): slic3r. Version 1.17. Online verfügbar unter http://slic3r.org/releases/1.1.7, zuletzt geprüft am 30.10.2017

Ranellucci, Alessandro (2018): Slic3r G-code generator for 3D printers. About. Unter Mitarbeit von Joseph Lenox. Hg. v. Alessandro Ranellucci. Online verfügbar unter http://slic3r.org/about, zuletzt geprüft am 23.02.2018

Richard, Daniel (2012): Biologie im Überblick. Grundwissen in Lerneinheiten. Berlin u.a.: Springer

Rother, Hartmut (2017): 3D-Drucken … und dann? Weiterbearbeitung, Verbindung & Veredelung von 3D-Druck-Teilen. München: Hanser (#Makers do it). Online verfüg-bar unter http://dx.doi.org/10.3139/9783446452527

Rudolph, Natalie (2009): Druckverfestigung amorpher Thermoplaste. Dissertation. Erlangen, Nürnberg. LKT Erlangen. Online verfügbar unter http://www.opus.ub.uni-erlangen.de/opus/volltexte/2009/1364/pdf/NatalieRudolphDissertation.pdf

Schnieders, Joachim (2004): Analyse der Fertigungs- und Prozeßeinflüsse auf die Spannungsrißbildung beim Fügen amorpher Thermoplaste mittels Heizelement. @Paderborn, Univ., Diss., 2004. [Elektronische Ressource]. Online verfügbar unter http://ubdata.uni-paderborn.de/ediss/10/2004/schniede/

Schumacher, Christian (2017): Beurteilung der Schweißnahtfestigkeiten verschiedener Kunststoffe im FDM-Prozess. Institut für Wissenschaftliche Veröffentlichungen. In: Jahresmagazin Kunststofftechnik 2017, S. 108–114

Sculpteo (2017): Meistgenutzte 3D-Druck-Technologien im Jahr 2017. The State of 3D Printing. Hg. v. Sculpteo. Statista. Online verfügbar unter https://de.statista.com /statistik/daten/studie/760408/umfrage/meistgenutzte-3d-druck-technologie/, zuletzt geprüft am 15.01.2018

Seppala, Jonathan E.; Hoon Han, Seung; Hillgartner, Kaitlyn E.; Davis, Chelsea S.; Migler, Kalman B. (2017): Weld formation during material extrusion additive manu-facturing. In: Soft Matter 13 (38), S. 6761–6769. DOI: 10.1039/c7sm00950j

Seppala, Jonathan E.; Migler, Kalman D. (2016): Infrared thermography of welding zones produced by polymer extrusion additive manufacturing. In: Additive Manu-facturing 12, S. 71–76. DOI: 10.1016/j.addma.2016.06.007

Literaturverzeichnis 179 Shad, Michael Montero; Montero, Michael; Roundy, Shad; Odell, Dan; Ahn, Sung-hoon; Wright, Paul K. (2001): Material Characterization of Fused Deposition Modeling (FDM) ABS by Designed Experiments. In: Stratasys Inc. (Hg.): FDM) Process,” Rapid Prototyping and Manufacturing Conference, Society of Manufacturing Engineers, S. 15–17

Shojib Hossain, Mohammad; Espalin, David; Ramos, Jorge; Perez, Mireya; Wicker, Ryan (2014): Improved Mechanical Properties of Fused Deposition Modeling-Manufactured Parts Through Build Parameter Modifications. In: J. Manuf. Sci. Eng. 136 (6), S. 61002. DOI: 10.1115/1.4028538

Shubham, Pritish; Sikidar, Arnab; Chand, Teg (2016): The Influence of Layer Thickness on Mechanical Properties of the 3D Printed ABS Polymer by Fused Deposi-tion Modeling. In: KEM 706, S. 63–67. DOI: 10.4028/www.scientific.net/KEM.706.63

Sood, Anoop Kumar; Ohdar, R. K.; Mahapatra, S. S. (2010): Parametric appraisal of mechanical property of fused deposition modelling processed parts. In: Materials & Design 31 (1), S. 287–295. DOI: 10.1016/j.matdes.2009.06.016

Stratasys Inc. (2014): ABSplus-P430. PRODUCTION-GRADE THERMOPLASTIC FOR DESIGN SERIES 3D PRINTERS. Hg. v. Stratasys Inc. Eden Prairie, Minnesota. Online verfügbar unter http://usglobalimages.stratasys.com/Main/Files/Material_Spec_Sheets /MSS_FDM_ABSplusP430.pdf, zuletzt geprüft am 02.03.2018

Sun, Qian; Rizvi, Ghaus; Bellehumeur, Céline (2008): Effect of processing conditions on the bonding quality of FDM polymer filaments. In: Rapid Prototyping Journal 14 (2), S. 72–80. DOI: 10.1108/13552540810862028

Turner, Brian N.; Gold, Scott A. (2015): A review of melt extrusion additive manufacturing processes. II. Materials, dimensional accuracy, and surface roughness. In: Rapid Prototyping Journal 21 (3), S. 250–261. DOI: 10.1108/RPJ-02-2013-0017

US20040104515A1 (2004): High-temperature modeling method. Angemeldet durch Swanson, William; Turley, Patrick; Leavitt, Paul; Karwoski, Peter, LaBossiere, Joseph; Skubic, Robert, angemeldet 2003, erteilt 2004.

US4575330 (1986): Apparatus for production of three-dimensional objects by stereo-lithography. Angemeldet durch Hull, Charles W., erteilt 1986.

US5121329 (1992): Apparatus and method for creating three-dimensional objects. Angemeldet durch Crump, Steven Scott, angemeldet 1989, erteilt 1992.

US5866058 (1999): Method for rapid prototyping of solid models. Angemeldet durch Batchelder, John Samuel; Crump, Steven Scott, angemeldet 1997, erteilt 1999.

180 US6722872 (2004): High temperature modeling apparatus. Angemeldet durch Swanson, William; Turley, Patrick; Leavitt, Paul; Karwoski, Peter, LaBossiere, Joseph; Skubic, Robert, angemeldet 2000, erteilt 2004.

US7297304B2 (2007): High-temperature modeling method. Angemeldet durch Swanson, William; Turley, Patrick; Leavitt, Paul; Karwoski, Peter, LaBossiere, Joseph; Skubic, Robert, angemeldet 2003, erteilt 2007.

Valk, Giselher; Krüssmann, Helmut; Heidemann, Gerhard; Dugal, Sudhir (1971): Untersuchungen zum Mechanismus der Thermooxidation und zur Stabilisierung von Nylon 6. 1971. Aufl. Wiesbaden: VS Verlag für Sozialwissenschaften (Forschungs-berichte des Landes Nordrhein-Westfalen)

[120]VDI Gesellschaft (2014): Additive Fertigungsverfahren VDI 3405. Grundlagen, Begriffe, Verfahrensbeschreibungen = Additive manufacturing processes, rapid manu-facturing; basics, definitions, processes. Dezember 2014, Ausg. dt./engl. Berlin: Beuth Verlag GmbH (VDI-Richtlinien), 2014 (VDI 3405)

VDI Verein Deutscher Ingenieure, VDI 2222 BB2: Konstruktionsmethodik; Erstellung und Anwendung von Konstruktionskatalogen, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), Februar 1982

VDI Verein Deutscher Ingenieure, VDI 2225 BB3: Konstruktionsmethodik; Technisch-wirtschaftliches Konstruieren, Technisch-wirtschaftliche Bewertung, Richtlinie (Berlin, Beuth Verlag GmbH), November 1998

VDI Verein Deutscher Ingenieure; Gesellschaft Entwicklung, Konstruktion, Vertrieb, VDI 2221: Methodik zum Entwickeln und Konstruieren technischer Systeme und Pro-dukte, Richtlinie (Düsseldorf, VDI-Verl.)

Villalpando, L.; Eiliat, H.; Urbanic, R. J. (2014): An Optimization Approach for Components Built by Fused Deposition Modeling with Parametric Internal Structures. In: Procedia CIRP 17, S. 800–805. DOI: 10.1016/j.procir.2014.02.050

Weinlein, Roger (2010): Konstruieren mit Kunststoffen - Konstruktionslehre. KMK Script 1.1 b WS 2000/2010. Skript zur Vorlesung. Hochschule Darmstadt. Darmstadt, 2010

Weinlein, Roger (2014): Wärmetechnik II für Kunststoffingenieure. Version 1.1d WS 2013/2014. Skript zur Vorlesung. Hochschule Darmstadt. Darmstadt, 2014

Wimpenny, David Ian; Pandey, Pulak M.; Kumar, L. Jyothish (Hg.) (2017): Advances in 3D printing & additive manufacturing technologies. Singapore: Springer Singapore. Online verfügbar unter http://ebooks.ciando.com/book/index.cfm/bok_id/2185036

Literaturverzeichnis 181 Zhang, Yong; Chou, Kevin (2008): A parametric study of part distortions in fused deposition modelling using three-dimensional finite element analysis. In: Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture 222 (8), S. 959–968. DOI: 10.1243/09544054JEM990

182 Abbildungsverzeichnis

Abbildung 1: Idealisiertes Modell der Strangablage .......................................................... 3 Abbildung 2: Prozessablauf des AM [VDI Gesellschaft 2014] ........................................... 5 Abbildung 3: Verfahrensablauf des FLM [Cummings 2017] ............................................. 7 Abbildung 4: Temperaturzustände beim FLM- und FDM-Verfahren............................ 11 Abbildung 5: Verfahrensprinzip Warmgasfächelschweißen [DVS 2207-3] ................... 16 Abbildung 6: Aufbau einer V-Naht im WF [DVS 2207-3] ................................................ 16 Abbildung 7: Warmgasextrusionsschweißen kontinuierlich [DVS 2207-4] ................... 17 Abbildung 8: p-t-Diagramm Heizelementstumpfschweißen [DVS 2207-1] ................... 18 Abbildung 9: Elektromagnetisches Spektrum [Potente 2004] ......................................... 20 Abbildung 10: G-Code mit Wegpunktinterpolation [Hehenberger 2011] ..................... 22 Abbildung 11: Kerbeffekte an den Grenzflächen von FLM-Bauteilen ........................... 25 Abbildung 12: Stumpfnaht und Kerbeffekt beim HS [DVS 2207-6]................................ 25 Abbildung 13: Temperaturabhängige Änderung des spez. Volumens von Thermoplasten, v-T-Diagramm [Johannaber und Michaeli 2004, S. 49] ........................ 26 Abbildung 14: Strangquerschnitt bei Variation der Strangbreite .................................... 29 Abbildung 15: Einstellparameter b) bis d) für FDM® nach Sood et al. 2010 .................. 30 Abbildung 16: Schmelzestrang ............................................................................................ 30 Abbildung 17: Ebenen und Bauteilausrichtung im 3D-Raum in Anlehnung an ISO/ASTM 52921:2017-01 ..................................................................................................... 32 Abbildung 18: Rissbildung außerhalb der freien Einspannlänge nach Zugversuch .... 34 Abbildung 19: Vollständiger Bruch im radialen Bereich des Prüfkörpers ..................... 34 Abbildung 20: Erzeugung unidirektionaler Strangmuster im Zugstab Typ 1A in Abhängigkeit des Füllmuster und der Bauteilorientierung ............................................ 35 Abbildung 21: Rissfortpflanzung nach Stranglage [Es-Said et al. 2000]......................... 37 Abbildung 22: Aufnahmen Bruchflächen im REM [Dawoud et al. 2016] ...................... 38 Abbildung 23: Kerbeffekte in Abhängigkeit der Stranglage zur Krafteinwirkungsrichtung beim Schlagversuch ............................................................... 39 Abbildung 24: Dosierung der Filamentmenge im Slic3r 1.17 .......................................... 41 Abbildung 25: Ablauf In-Line Oberflächenaktivierung ................................................... 54 Abbildung 26: Prozessfenster der theoretisch optimalen Schichthaftung ..................... 60 Abbildung 27: FLM-Anlage Protos V2 (Bildquelle: German RepRap GmbH) .............. 64 Abbildung 28: zu aktivierende Oberflächen innerhalb einer Fertigungsebene............. 64 Abbildung 29: Modifizierter Graffiti-Maler ....................................................................... 65 Abbildung 30: Chemische In-Line-Oberflächenaktivierung............................................ 65 Abbildung 31: SMD-Heißluft-Lötstation ........................................................................... 66 Abbildung 32: Adaptiertes Heißluftgebläse in Protos V2 ................................................ 66

Abbildungsverzeichnis 183 Abbildung 33: Mikroskopieaufnahmen von Schliffbildern über die Stablänge bei unterschiedlicher chemischer Aktivierung ........................................................................ 68 Abbildung 34: Fertigung bei zu hoher Aktivierungsenergie ........................................... 70 Abbildung 35:Versagensmoment 3-Punkt-Biegeversuch unverändert .......................... 72 Abbildung 36: Versagensmoment 3-Punkt-Biegeversuch mit HV ................................. 72 Abbildung 37: Belastung der Bauteilstränge im 3-Punkt-Biegeversuch ........................ 76 Abbildung 38: Aufbau Funktionsprototyp 12 V-Heißluftgebläse ................................... 83 Abbildung 39: Erstellung der Supportstrukturen zur Fertigung des Heißluft- gebläses mittels Low-Cost-Einkomponenten-FLM (1K) .................................................. 84 Abbildung 40: Bereich A ...................................................................................................... 85 Abbildung 41: Schnitt Bereich B .......................................................................................... 85 Abbildung 42: Bereich C ...................................................................................................... 85 Abbildung 43: Schnitt Bereich D ......................................................................................... 85 Abbildung 44: Modell zur Strahlenbündelung [Hering und Martin 2017] .................... 86 Abbildung 45: CAD-Modell zur Erzeugung des Ellipsoidspiegels ................................ 86 Abbildung 46: Heißluftgebläse aus PC montiert .............................................................. 87 Abbildung 47: Heißluftgebläse in Anlage montiert .......................................................... 87 Abbildung 48: Schnitt CAD-Modell Luftkühlung ............................................................ 88 Abbildung 49: Geänderte Luftkühlung des Hot-Ends ..................................................... 88 Abbildung 50: Montierter IR-Strahler ................................................................................ 89 Abbildung 51: Servomotor und Schwenkmechanismus .................................................. 89 Abbildung 52: Intralaminare Kraft Fx und interlaminare Kraft Fz .................................. 91 Abbildung 53: FLM-Anlage X400 ....................................................................................... 98 Abbildung 54: Zugstab und Ausrichtung .......................................................................... 98 Abbildung 55: Eigenspannungen in einem seitlich (yz-Ebene) gefertigten Zugstab aus PLA sichtbar gemacht unter polarisiertem Licht ........................................ 99 Abbildung 56: Relevante Prüfkörperausrichtung im dreidimensionalen Raum in Anlehnung an ISO/ASTM 52921:2017-01 ..................................................................... 101 Abbildung 57: Schlagstab nach ISO 179-1:2010-11 in Schichtbauweise und im Detail (alle Maße in mm) .............................................................................................. 103 Abbildung 58: Prüfkörperfertigung auf FLM-Anlage X400 V2 ..................................... 108 Abbildung 59: Misslungene Fertigung ............................................................................. 108 Abbildung 60: Wärmebildaufnahme Draufsicht der 15 Stäbe....................................... 111 Abbildung 61: Automatisch generierter Verfahrweg ..................................................... 112 Abbildung 62: Optimierter Verfahrweg ........................................................................... 112 Abbildung 63: Lichtmikroskopieaufnahmen der Bruchflächen .................................... 113 Abbildung 64: Bruchflächenanalyse anhand der Software Fiji ImageJ ........................ 115 Abbildung 65: FLM-Anlage A4 der Fa. 3ntr mit temperierbarem Bauraum ............... 117 Abbildung 66: Prüfkörperfertigung von 15 Zugstäben gemäß ISO 527 1A ................. 117

184 Abbildung 67: Auftretende Brucharten im Schlagversuch ............................................ 124 Abbildung 68: Ermittlung der Fügetemperatur bei Einzelfertigung SEQ ................... 149 Abbildung 69: Schematische Darstellung der Füllstrategie ........................................... 167 Abbildung 70: Umsetzung der Füllstrategie für teilgefüllte Strukturen ...................... 168

Tabellenverzeichnis 185 Tabellenverzeichnis

Tabelle 1: Vor- und Nachteile eines temperierten Bauraumes ........................................ 12 Tabelle 2: Relevante G-Code-Befehle [NISTIR 6556] ........................................................ 23 Tabelle 3: Auswirkung der Parameter auf die Bauteilfestigkeit...................................... 31 Tabelle 4: Parameter und deren Einfluss auf die Schichthaftung ................................... 47 Tabelle 5: Verwandte Arbeiten zu Steigerung der Schichthaftung ................................. 48 Tabelle 6: Variierte Einstellparameter ................................................................................ 59 Tabelle 7: Verwendete Slic3r-Einstellungen ...................................................................... 63 Tabelle 8: Auszug der Anforderungsliste .......................................................................... 78 Tabelle 9: Morphologischer Kasten zur Variantenentwicklung ...................................... 79 Tabelle 10: Kriterienauswahl zur Variantenbewertung ................................................... 80 Tabelle 11: Finale drei Varianten nach Durchführung der Bewertung .......................... 81 Tabelle 12: Bestbewertete drei Varianten ........................................................................... 82 Tabelle 13: Verwendete Prüfkörpergeometrien ................................................................ 96 Tabelle 14: Verwendete Slic3r-Einstellungen .................................................................... 97 Tabelle 15: Aufrecht orientierte Prüfkörper gefertigt in der zx-Ebene ......................... 104 Tabelle 16: Variierte Parameter im teilfaktoriellen Versuchsplan ................................. 105 Tabelle 17: Teilfaktorieller Versuchsplan zur Parameteranalyse .................................. 106 Tabelle 18: Erwartete Streuung und Einflussabschätzung............................................. 107 Tabelle 19: Änderung der Schichtstruktur und Fertigungszeit durch DoE ................. 109 Tabelle 20: Teil 1 der weiterführenden Versuche zur Haftungssteigerung ................. 110 Tabelle 21: Verfahrwege bei der In-Line-Oberflächenaktivierung ............................... 114 Tabelle 22: Teil 2 der weiterführenden Versuche zur Haftungssteigerung ................. 116 Tabelle 23: Ergebnisse der Zugprüfungen zur Ermittlung von σx ................................ 118 Tabelle 24: Übersicht der Schlagprüfergebnisse zur Ermittlung von akz ..................... 122 Tabelle 25: Vergleich erwarteter Einfluss zu ermitteltem Einfluss ............................... 126 Tabelle 26: Übersicht der Schlagprüfergebnisse zur Ermittlung von akz ..................... 128 Tabelle 27: Ergebnisse der Zugprüfungen von σx0 und σz0 ............................................ 131 Tabelle 28: Fügezeitpunkte, -temperaturen und Schlagzähigkeitswerte ..................... 136 Tabelle 29: Übersicht der prägnanten Messwerte zur Optimumfindung .................... 141 Tabelle 30: Dichte der Versuchsreihen mit erhöhter Dosiermenge .............................. 142 Tabelle 31: Wertetabelle der optischen Bruchflächenanalyse ........................................ 145 Tabelle 32: Validierung der Oberfächenaktivierung ...................................................... 153 Tabelle 33: Eingangswerte für den finalen Isotropievergleich ...................................... 156 Tabelle 34: Isotropievergleich bei 100 % Dosiermenge ................................................... 157 Tabelle 35: Isotropievergleich bei 120 % Dosiermenge ................................................... 157

186 Diagrammverzeichnis

Diagramm 1: Vorgehensweise zur Erreichung der Zielsetzung ..................................... 52 Diagramm 2: Ablauf Methodische Konstruktion gemäß [VDI 2222 BB2] ...................... 56 Diagramm 3: 3-Punkt-Biegeversuch Ausgangszustand ................................................... 71 Diagramm 4: 3-Punkt-Biege-versuch mit HV .................................................................... 71 Diagramm 5: Schlagversuch vor und nach physikalischer Aktivierung........................ 73 Diagramm 6: Festigkeitswerte in Kraftrichtung Fx im Zugversuch .............................. 119 Diagramm 7: Normierte mechanische Eigenschaften in Kraftrichtung Fx ................... 120 Diagramm 8: Schlagversuch nach Paramatervariation Z001–Z016 .............................. 123 Diagramm 9: Haupteffekte nach Mittelwert.................................................................... 125 Diagramm 10: Schlagversuch nach Paramatervariation Z001–Z016 ............................ 127 Diagramm 11: Schlagversuch nach Parametervariation Z001-Z016 ............................. 129 Diagramm 12: Vergleich Z009, Z008, SEQ – absoluter Wert ......................................... 130 Diagramm 13: Vergleich Z009, Z008, SEQ – prozentualer Wert ................................... 130 Diagramm 14: Abkühlkurven einzelner Stäbe ................................................................ 133 Diagramm 15: Abkühlkurven innerhalb der ersten 10 Sekunden ................................ 134 Diagramm 16: Ermittlung der Fügetemperaturen TFn .................................................... 135 Diagramm 17: Schlagzähigkeit nach physikalischer Aktivierung ................................ 137 Diagramm 18: Vergleich der Schlagzähigkeitswerte zur Einzelfertigung ................... 138 Diagramm 19: Vergleich der Hauptversuche zum Vorversuch .................................... 139 Diagramm 20: Darstellung der Ergebnisse zur Optimumfindung ............................... 140 Diagramm 21: Vergleich Schlagzähigkeitswerte, Kohäsionsflächenanteil .................. 147 Diagramm 22: Schlagzähigkeit, Kohäsionsflächenanteil, IR_OWS .............................. 150 Diagramm 23: Realer Bruchquerschnitt und Kohäsionsfläche, IR_OWS ..................... 151 Diagramm 24: Schlagzähigkeitswerte nach Bruchflächenkorrektur ............................ 152 Diagramm 25: Paarweiser Vergleich der Oberflächenaktivierung ............................... 154 Diagramm 26: Vergleich der erweiterten offenen FLM-Anlage mit geschlossener FLM-Anlage und temperiertem Bauraum .............................................. 155

Formelverzeichnis 187 Formelverzeichnis

Formel 1: Kurzzeitschweißfaktor im Zugversuch............................................................. 19 Formel 2: Ansiotropiefaktor im Zugversuch: .................................................................... 92 Formel 3: Ansiotropiefaktor im Schlagversuch: ................................................................ 93 Formel 4: Spezifischer Ansiotropiefaktor im Zugversuch: .............................................. 93 Formel 5: Spezifischer Ansiotropiefaktor im Schlagversuch: .......................................... 93 Formel 6: Berechnung des Fügezeitpunktes .................................................................... 136 Formel 7: Berechnung des Kohäsionsflächenanteils ....................................................... 146

Formelzeichen

A Arithmetischer Mittelwert der Bruchquerschnittsfläche in mm² AA Querschnittsfläche im Bereich A qualitativ AAd Arithmetischer Mittelwert der Adhäsionsfläche im Bruchquerschnitt in mm² AB Querschnittsfläche im Bereich B qualitativ AC Querschnittsfläche im Bereich C qualitativ Areal Arithmetischer Mittelwert der realen Bruchquerschnittsfläche in mm² AKo Arithmetischer Mittelwert der Kohäsionsfläche im Bruchquerschnitt in mm² aFz0,x0 Anisotropiefaktor Urzustand im Zugversuch in % aFzn,x0 Spezifischer Anisotropiefaktor im Zugversuch in % aFkz0,x0 Anisotropiefaktor Urzustand im Schlagversuch in % aFkzn,x0 Spezifischer Anisotropiefaktor im Schlagversuch in % akx0 Intralaminare Schlagzähigkeit Urzustand in kJ/m² akz Interlaminare Schlagzähigkeit in kJ/m² akz0 Interlaminare Schlagzähigkeit Urzustand in kJ/m² akZ008 Interlaminare Schlagzähigkeit Versuchsreihe Z008 in kJ/m² akZ009 Interlaminare Schlagzähigkeit Versuchsreihe Z009in kJ/m²

akzHL,max Maximale Schlagzähigkeit Vorversuch Heißluft in kJ/m² akzHL,min Minimale Schlagzähigkeit Vorversuch Heißluft in kJ/m² akzHL,HV Schlagzähigkeit Versuchsreihe Heißluft Hauptversuche in kJ/m² akzHL,VV Schlagzähigkeit Versuchsreihe Heißluft Vorversuche in kJ/m² akzn Spezifische interlaminare Schlagzähigkeit in kJ/m² akz,k Korrigierte interlaminare Schlagzähigkeit in kJ/m² akz,IR_OWS Interlaminare Schlagzähigkeit Reihenversuch IR_OWS in kJ/m² akz,SEQ Interlaminare Schlagzähigkeit bei Einzelfertigung in kJ/m²

188 D Filamentdurchmesser in mm dt Zeitdifferenz in s dρ Dichteänderung in g/cm³ E Elastizitätsmodul in MPa F3PB Kraft im 3-Punkt-Biegeversuch Fx Intralaminare Kraft (in Strangrichtung) Fy Intralaminare Kraft (orthogonal zu Strangrichtung) Fz Interlaminare Kraft fz Kurzzeitschweißfaktor HLHV Reihenwerte In-Line-Aktivierung durch Heißluft Hauptversuch HLVV Einzelwerte In-Line-Aktivierung durch Heißluft Vorversuche koA Kohäsionsflächenanteil der Prüfkörper in % N Düsendurchmesser in mm n Probekörper Nummer T Hot-End-Temperatur in °C TF1 Fügetemperatur der Querschnittsfläche mittig PK 1 in °C TF2 Fügetemperatur der Querschnittsfläche mittig PK 2 in °C TF15 Fügetemperatur der Querschnittsfläche mittig PK 15 in °C TFn Spezifische Fügetemperatur der Querschnittsfläche mittig in °C Tg Glasübergangstemperatur in °C Tm Schmelztemperatur in °C Tmax Maximaltemperatur Hot-End in °C Tmin Minimaltemperatur Hot-End in °C TO Oberflächentemperatur der Querschnittsfläche mittig in °C tA Fertigungszeit der Querschnittsfläche A tB Fertigungszeit der Querschnittsfläche B tC Fertigungszeit der Querschnittsfläche C tFn Fügezeitpunkt nach Beginn der Schichtfertigung in s tProzess Fertigungszeit einer Prüfserie in h tSchicht Fertigungszeit einer Bauteilschicht von 15 Prüfkörpern in min

Formelzeichen 189 v Verfahrgeschwindigkeit Austragseinheit in mm/s W Schlagarbeit in J Wx Intralaminare Schlagarbeit in J Wz Interlaminare Schlagarbeit in J z Schichtdicke in mm

εy Dehnung bei Auftreten der Streckspannung in %

εm Dehnung bei Auftreten der Maximalspannung in % ρ Dichte in g/cm³ σ Arithmetischer Mittelwert der Maximalspannung in MPa σE,AB Qualitative Eigenspannungen in der Grenzschicht AB σE,BC Qualitative Eigenspannungen in der Grenzschicht BC

σr Bruchspannung der Bezugsprobekörper in Mpa σRp 0,2 Streckspannung bei 0,2% Dehnung in Mpa σw Bruchspannung der geschw. Prüfkörper in MPa σx0 Arithmetischer Mittelwert der intralaminaren Maximalspannung in MPa σy Streckspannung der Bezugsprobekörper in Mpa σz0 Arithmetischer Mittelwert der interlaminaren Maximalspannung in MPa σzn Arithm. Mittelw. der spezifischen interlaminare Maximalspannung in MPa % 0,5 J Prozentualer Anteil der ermittelten Schlagarbeit des 0,5J-Schlagpendels

190 Abkürzungsverzeichnis

1K Einkomponenten ABS Acrylnitril-Butadien-Styrol-Copolymer ASA Acrylnitril-Styrol-Acrylat-Copolymer AM Additive Manufacturing ASTM American Society for Testing and Materials BAAM Big Area Additive Manufacturing CAD Computer Aided Design CNC Computerized Numerical Control DoE Design of Experiments DIN Deutsches Institut für Normung DIY Do it yourself FFF Fused Filament Fabrication FLM Fused Layer Manufacturing FDM® Fused Deposition Modeling HV Haftvermittler IKD Institut für Kunststofftechnik Darmstadt IR-H Berührungsloses Heizelementstumpfschweißen IR-E Infrarotschweißen mit Emittern ISO International Organization for Standardization NC Numerical Control NIST National Institute of Standards and Technology PE Polyethylen PEEK Polyetheretherketon PEI Polyetherimid PLA Polymilchsäure PA Polyamid PP Polypropylen PPS Poyphenylensulfid

Abkürzungsverzeichnis 191 PPSU Polyphenylensulfon REM Rasterelektronenmikroskop RP Rapid Prototyoing SG Spritzgießen SLS Selektives Lasersintern SMD Surface-mount device SAV Strangablageverfahren WE Warmgasextrusionsschweißen WF Warmgasfächelschweißen

192 Anhang

1: Chronologische Auflistung der betreuten, student. Arbeiten .................................... A1 2: Datenblattauszug des verwendeten ABS [INEOS 2018] ............................................. A2 3: Datenblattauszug X400 V3 [German RepRap GmbH 2015] ........................................ A3 4: Neue Prüfkörpergeometrie in Anlehnung an ISO 527-1:2012-06 ............................... A3 5: Datenblattauszug Protos V2 [German RepRap GmbH 2013] ..................................... A4 6: Verwendeter G-Code zur Aktivierung der Staboberflächen ...................................... A4 7: Teil 1 der Anforderungsliste zur Oberflächenaktivierung.......................................... A5 8: Teil 2 der Anforderungsliste zur Oberflächenaktivierung.......................................... A6 9: Code zur Ermittlung der Ad- und Kohäsionsflächen in Fiji ImageJ .......................... A7 10: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 1 ....................................... A9 11: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 2 ..................................... A10 12: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 3 ..................................... A11 13: Durchführung der Variantenbewertung ................................................................... A12 14: Erläuterung der Funktionen des Heißluftgebläses .................................................. A13 15: Kalibrierergebnis der verwendeten Infrarot-Kamera .............................................. A14 16: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 1 ................................................. A16 17: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 2 ................................................. A17 18: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 3 ................................................. A18

A1 1: Chronologische Auflistung der betreuten, student. Arbeiten Thema

Name

Untersuchung der Eigenschaften von Aufleimer-Zugstäben hergestellt im FLM-Verfahren

Franz,V.; Ludanek, A.

Einfluss der Prozessparameter beim FLM-Verfahren im Schlagversuch

Gläßner, M.; Seifried M.

Entwicklung eines Hot-Ends zur Erzeugung eines gleichmäßigen Schmelzestranges im FLM-Verfahren

Böxler, A., Scholten, D.

Optimierung der Schichthaftung entlang der Hochachse (Z-Richtung) im FLM Verfahren

Ledwon, T.

Steigerung der Festigkeit von FLM-Bauteilen in Strangablagerichtung

Helker, R.

Verbesserung der Schichthaftung von ABS mittels Heißluft im FLM-Verfahren

Theil, A.

Konstruktive Integration eines Infrarotstrahlers in eine bestehende FLM-Anlage zur Verbesserung der Schichthaftung

Herper, M.

Verbesserung der Schichthaftung von ABS anhand von chemischer und physikalischer Oberflächenaktivierung im FLM-Verfahren

Thiel, R.

Verbesserung der interlaminaren Schichthaftung beim FLM in Z-Richtung

Eckes, M.; Friedrich, M.

Entwicklung eines regelbaren Heißluftgebläses für Open-source FLM-Anlagen

Nebel, F.

Verfahrenstechnische Untersuchung zur Verbesserung der Schichthaftung im FLM-Verfahren mittels LabView-Programmierung

Schwarzwald, J.H.

Anwendung unterschiedlicher Verfahrens-erweiterungen zur Verbesserung der Schichthaftung von ABS im FLM-Verfahren

Ludanek, A.

A2 2: Datenblattauszug des verwendeten ABS [INEOS 2018] Rheologische Eigenschaften Wert Einheit Prüfnorm

Schmelzevolumenrate, MVR 5,5 cm³/10min ISO 1133

Temperatur 220 °C -

Belastung 10 kg -

Mechanische Eigenschaften

Zug-Modul 1900 MPa ISO 527-1/-2

Streckspannung 38 MPa ISO 527-1/-2

Streckdehnung 2,8 % ISO 527-1/-2

Nominelle Bruchdehnung 9 % ISO 527-1/-2

Charpy-Schlagzähigkeit, + 23°C N kJ/m² ISO 179/1eU

Charpy-Schlagzähigkeit, - 30°C 140 kJ/m² ISO 179/1eA

Charpy-Kerbschlagzähigkeit, + 23°C 35 kJ/m² ISO 179/1eA

Charpy-Kerbschlagzähigkeit, - 30°C 13 kJ/m² ISO 179/1eU

Thermische Eigenschaften

Formbeständigkeitstemperatur, 1,80 MP

93 °C ISO 75-1/-2

Formbeständigkeitstemperatur, 0,45 MP

97 °C ISO 75-1/-2

Vicat-Erweichungstemperatur, 50°C/h 0N

90 °C ISO 306

Längenausdehnungskoeffizient, parallel 95 E-6/K ISO 11359-1/-2

Brennbarkeit bei nominal 1,5mm HB class IEC 60695-11-10 geprüfte Probekörperdicke 1,6 mm IEC 60695-11-10 Andere Eigenschaften

Wasseraufnahme 1,03 % Ähnlich ISO 62 Feuchtigkeitsaufnahme 0,21 % Ähnlich ISO 62 Dichte 1030 kg/m³ ISO 1183

Verarbeitung Extrusion Profile Massetemperatur: 200–240 °C Vortrocknung Temperatur: 80 °C Zeit: 2–4 h

A3 3: Datenblattauszug X400 V3 [German RepRap GmbH 2015]

Technische Daten Wert Einheit Druckbereich (X/Y/Z)* 390 x 400 x 330 mm Schichtdicke min. 0,1 mm Druckgeschwindigkeit 10–150 mm/s Verfahrgeschwindigkeit 10–300 mm/s Filament-Durchmesser D 1,75 mm Düsen-Durchmesser N 0,4 mm Umgebungstemperatur 15–26 °C Außenmaße (B/T/H) 700 x 700 x 770 mm Gewicht ca. 55 kg Verfügbare Düsen N 0,25 / 0,3 / 0,35 / 0,5 / 0,6 / 0,8 mm Extruder DD3 Dual Extruder Filament ABS, PLA, PS, PVA, TPU, Carbon20,

Laywood, Laybrick, PP, Bendlay, Soft-PLA, SmartABS

4: Neue Prüfkörpergeometrie in Anlehnung an ISO 527-1:2012-06

A4 5: Datenblattauszug Protos V2 [German RepRap GmbH 2013] Technische Daten Wert Einheit Druckbereich (X/Y/Z)* 220 x 220 x 130 Druckgeschwindigkeit D = 3 mm bis zu 100

D = 1,75 mm bis zu 180 mm/s Verfahrgeschwindigkeit bis zu 350 mm/s Stellfläche ca. 450 x 450 mm Betriebsspannung 220 / 115 VAC Filament ABS / PLA / HDPE / LDPE / PC / PP / PE 6: Verwendeter G-Code zur Aktivierung der Staboberflächen Zwischenlayersequenz: Aktion: G1 X90 Y107 F4800 Schwenkposition anfahren M400 Vorigen Befehl abschließen M340 P0 S1200 Servomotor auf Position 1200

(senkrechte Position) M400 Vorigen Befehl abschließen G4 S2 Pausenzeit von 2 s G1 X60 Y107 F350 Startposition anfahren G1 X0 Y107 F350 Staboberflächen überqueren und

aktivieren M340 P0 S2200 Servomotor auf Position 2200

(waagrechte Position)

A5 7: Teil 1 der Anforderungsliste zur Oberflächenaktivierung

A6 8: Teil 2 der Anforderungsliste zur Oberflächenaktivierung

A7 9: Code zur Ermittlung der Ad- und Kohäsionsflächen in Fiji ImageJ //Start des Programms print("-------------------------------------------------"); title = getTitle(); //holt sich Namen von Bild print("Bezeichnung; "+title); //gibt in die Log Datei aus: "Bezeichnung" und Name von Bild run("Set Scale...", "distance=100 known=1 pixel=1 unit=mm"); //setzt Skalierung (100 Pixel = 1 mm) run("Duplicate...", " "); //dupliziert Bild (Duplikat Nummer 1) i = roiManager("count"); //weist i zu was mengenmäßig im roiManager steht //while-Schleife ist zum leeren des roiManagers. Die erste Position wird solange gelöscht bis i=0 ist while (i>0) { roiManager("Select", 0); roiManager("Delete"); i = roiManager("count"); } run("Select None"); // Selektion wird entfernt //Kohäsionsfläche ermitteln run("Duplicate...", " "); //dupliziert Bild (Duplikat Nummer 2) run("Enhance Local Contrast (CLAHE)", "blocksize=127 histogram=256 maximum=3 mask=*None*"); //Kontrasterhöhung run("Median...", "radius=2"); //Pixelglättung durch Median run("Subtract Background...", "rolling=50"); setOption("BlackBackground", false); //gehört zu "Make Binary". run("Make Binary"); //erzeugt Binärdatei run("Create Selection"); //erzeugt Selektion aus Binärdaten getStatistics(area1, mean, min, max, std, histogram); //holt sich statistische Daten von der Selektion für die spätere Rechnung roiManager("Add"); //fügt Selektion dem roi Manager zu close(); //schließt das aktuelle Bild (Duplikat Nummer 2)

A8 run("Select None"); // Selektion wird entfernt //Querschnittsfläche (gesamt) ermitteln run("Duplicate...", " "); //dupliziert Bild (Duplikat Nummer 3) run("8-bit"); //erzeugt Schwarz-Weiß Bild (8-bit) setAutoThreshold("Default dark"); //ruft Programm Threshold auf //run("Threshold..."); setThreshold(5, 255); // setOption("BlackBackground", false); //gehört zu Threshold run("Convert to Mask"); //erstellt aus Ergebniss von Threshold eine Maske (Binär). Alles zwischen 5-255 wird schwarz, alles zwischen 0-5 wird weiß run("Create Selection"); //erzeugt Selektion aus Binärdaten getStatistics(area2, mean, min, max, std, histogram); //holt sich statistische Daten von der Selektion für die spätere Rechnung roiManager("Add"); //fügt Selektion dem roi Manager zu close(); //schließt das aktuelle Bild (Duplikat Nummer 3) //hier beginnt die Rechnung und die Ausgabe print("Stabfläche; "+area2+"; mm²"); //gibt in die Log Datei aus: "Stabfläche" und Fläche von area2 in mm² print("Kohäsionsfläche; "+area1+"; mm²"); //gibt in die Log Datei aus: "Kohäsionsfläche" und Fläche von area2 in mm² roiManager("Select", newArray(0,1)); run("Add Selection..."); roiManager("Show All"); //letzte Schritte per Hand: // Speichern des Bildes mit Selektion (Duplikat 1) // Speichern der Log-Datei als Text-Datei // Schließen aller Bilder

A9 10: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 1

A10 11: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 2

A11 12: Variantenentwicklung zur Oberflächenaktivierung Teil 3

A12 13: Durchführung der Variantenbewertung

A13 14: Erläuterung der Funktionen des Heißluftgebläses

Teil Bezeichnung. Funktion

a) Platinenhalter Das Mainboard Ramps 1.6 arbeitet standardmäßig mit Thermistoren, die maximal bis 270 °C eingesetzt werden können. Für Heißlufttemperaturen > 300 °C wird ein Thermoelement Typ J verwendet, dessen Signale über eine Zusatzplatine transformiert werden müssen.

b) Zuluft An diese Stelle wird der Radiallüfter 50 x 50 x 15 mm montiert. Welcher in 255 Schritten von 0–100 % regelbar ist. G-Code Befehl S0–S255.

c) Luftführung Transport der kalten Luft hin zum Heizelement und nach Überströmen dessen zur Düse.

d) Heizkörper LED Kühlköper aus Aluminium Ø 20 x 20 mm. In den Kühlkörper wird eine Heizpatrone Ø 6 x 20 mm, sowie das Thermoelement eingebracht.

e) Heizmantel Der Heizmantel ist das einzige Funktionsteil, das nicht per FLM gefertigt werden kann. Es handelt sich um ein Edelstahl-Drehteil. Es trägt den Heizkörper und den Düsenaufsatz.

f) Düsenhalterung Die Düsenhalterung fixiert den jeweils aufgesteckten Düsenaufsatz.

g) Abluft An dieser Stelle verlässt die erhitzte Luft über die Düse die Vorrichtung

h) Düsenaufsatz Der Düsenaufsatz kann getauscht werden. Der Auslassdurchmesser beträgt 3–12 mm.

A14 15: Kalibrierergebnis der verwendeten Infrarot-Kamera Während der Bestimmung der Oberflächentemperaturen wurde stören-de Strahlung von außen durch Schirmung des Messbereiches gegen Lichteinfall eliminiert. Zu Beginn der Ermittlung der Oberflächentemperaturen wird eine Kali-brierung der Infrarotkamera vorgenommen. Die Ergebnisse der Ver-gleichsmessungen zwischen der Infrarotkamera und dem Thermoele-ment sind nachstehend in 15 gezeigt.

Temperatur Heißluft

in °C

Temperatur Thermoelement

in °C

Temperatur Infrarotkamera

in °C

Messabweichung in °C

60 48 47 -1 90 62 61 -1

110 70 70 0 140 78 76 -2 190 88 83 -5 220 99 97 -2 240 105 103 -2 260 108 111 3 280 115 120 5 300 119 126 7 320 125 131 6 340 132 137 5 360 138 145 7 380 146 153 7 400 153 162 9 420 158 164 6 440 165 172 7

Wie die Ergebnisse zeigen, entstehen bei der Infrarotkamera Messabweichungen im Bereich höherer Temperaturen. Da das Thermo-element nicht direkt an der Oberfläche misst, sondern in die ABS-Platte

A15 eingebracht wurde, können dadurch die Abweichungen entstehen. Die Abweichungen können auch durch das Plastifizieren der ABS-Platte unter den hohen Lufttemperaturen und der damit verbundenen Änderung der Oberfläche verbunden sein. Der Emissionsfaktor ändert sich bei glänzenden Oberflächen. Da sämtliche Vorkehrungen zur korrekten Erfassung der Messwerte wie die Schirmung des Messaufbaus vor Umgebungsstrahlung, die korrekte Einstellung des Emissionsfaktors, sowie eine Wiederholung der Aus-wertung berücksichtigt wurden, werden die erhaltenen Messwerte als valide betrachtet.

A16 16: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 1

A17 17: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 2

A18 18: Ergebnis der optischen Bruchflächenanalyse Teil 3

Schriftenreihe Kunststoff-Forschung der Technischen Universität Berlin Herausgegeben von Helmut Käufer ISSN 0174-4003 ___________________________________________________________________________________________________ 01: Biangardi, Harald J.: Bestimmung der Orientie- rung und molekularen Ordnung in Polymeren. - 1980. - 145 S. ISBN 3-7983-0737-7 vergriffen 02: Kristukat, Peter: Verhalten von teilkristallinen Thermoplasten beim Pressrecken und dabei erreich- bare Eigenschaften von POM. - 1980. - 137 S. ISBN3-7983-0738-5 vergriffen 03: Arnold, Gerhart: Pressrecken zum Einbringen orientierter Bereiche für Konstruktionsteile aus teil-kristallinen Thermoplasten. - 1980. - 140 S. ISBN 3-7983-0739-3 vergriffen 04: Käufer, Helmut; Burr, August; Hüppe, Reinhard u. a.: Wissenschaftliche Arbeiten und Einrichtung der Kunststofftechnik. - 1980. - 118 S. ISBN 3-7983-0740-4 vergriffen 05: Hofbauer, Lothar: Entwicklung einer Kalander-ausformtheorie und beispielhafte technische und wirt-schaftliche Erprobung an PVC-Folien. - 1981. - 210 S. ISBN 3-7983-0750-4 vergriffen 06: Jitschin, Michael: Entwicklung eines Konstrukti- onskatalogs mit Lösungssammlungen schnappbarer Form- und Kraftschlussverbindungen an Kunststoff- teilen und beispielhafte Anwendungen. - 1981. - 129 S. ISBN 3-7983-0763-6 vergriffen 07: Zapf, Wolfgang: Verhalten und Beurteilung stoß- belasteter Kunststoffbauteile. - 1981. - 127 S. ISBN 3-7983-0764-4 vergriffen 08: Naranjo-Carvajal, Alberto; Burr, August: Abküh-lungsbeschreibung bei Thermoplasten im Spritzgieß-Prozess durch Kombinierung experimenteller und rechnerischer Methoden in FORTRAN IV. - 1981. - 49 S. ISBN 3-7983-0771-7 vergriffen 09: Rautenberg, Lutz: Walzgereckte Thermoplastplat-ten, ihre Technologie, Eigenschaften und Strukturen. - 1982. - 205 S. ISBN 3-7983-0810-1 vergriffen 10: Burr, August: Spritzgießpressrecken thermoplas-tischer Formteile am Beispiel von Zahnrädern aus Polyoximethylen. - 1983. - 148 S. ISBN 3-7983-0811-X vergriffen

11: Käufer, Helmut; Huppe, Reinhard; Mähler, Dieter u. a.: Anwendungstechnische Arbeiten aus der Polymer-technik. - 1983. - 123 S. ISBN 3-7983-0835-7 vergriffen 12: Käufer, Helmut; Thomssen, Udo u. a.: Verarbei-tungstechnische und konstruktive Arbeiten aus der Polymertechnik. - 1983. - 127 S. ISBN 3-7983-0938-8 vergriffen 13: Käufer, Helmut; Fischer, Klaus D.; u. a.: Erarbei- tung von Beurteilungsverfahren für angeklebte Fassa-den-Verkleidung. - 1984. - 90 S. ISBN 3-7983-0965-5 vergriffen 14: Woite, Bernd F.: Beitrag zur Dimensionierung sta-tisch und stoßartig belasteter Platten und Sandwich-platten aus Thermoplasten. - 1984. - 275 S. ISBN 3-7983-0966-3 vergriffen 15: Thomssen, Udo: Gestaltung gewölbter Körper am Beispiel spritzgegossener Halbkugelschalen aus Ther-moplasten. - 1984. - 186 S. ISBN 3-7983-1033-5 vergriffen 16: Hüppe, Reinhard: Sensoreinsatz zur direkten, konti-nuierlichen Erfassung und Regelung von Produkteigen-schaften beim Spritzgießen. - 1985. - 252 S. ISBN 3-7983-1034-3 vergriffen 17: Lemke, Hans-Jürgen: Qualitätsabhängige Rege- lung und Überwachung des Spritzgießprozesses mit- tels Rechnereinsatz. - 1985. - 190 S. ISBN 3-7983-1063-7 vergriffen 18: Fischer, Klaus-Dieter: Stahl-Thermoplast-Leicht- bauträger in wirtschaftlicher recycling-freundlicher Verbundkonstruktion mit Belastungs- und Anwendungs-analyse. - 1986. - 173 S. ISBN 3-7983-1111-0 vergriffen 19: Bonau, Hugo: Recycling von Alt-Thermoplasten mit Aufwertung für gezielte Anwendungen am Beispiel von Polypropylen. - 1988. - 126 S. ISBN-10: 3-7983-1112-9 vergriffen 20: Fischer, Hans-Joachim: Versteifungswirkung ge-wölbter Flächen am Beispiel von Halbkugelschalen aus faserverstärkten Kunststoffen. - 1989. - 186 S. ISBN 3-7983-1238-9 vergriffen 21: Münnich, Janos: Prozessorientierte Untersuchungen zum Walzpreßrecken von teilkristallinen Thermoplas- ten. - 1989. - 142 S. ISBN 3-7983-1285-0 vergriffen

22: Kipfelsberger, Christian: Fertigung und Schrumpf-verhalten spritzgießpressgereckter Flachstäbe und Fol-gerungen für Schrumpfteile. - 1989. - 174 S. ISBN 978-3-7983-1286-9 vergriffen 23: Jahnke, Joachim: Federelemente aus eigenver- stärkten Thermoplasten, ihre Optimierung und Her-stellung. - 1989. - 196 S. ISBN 978-3-7983-1287-7 vergriffen 24: Frey, Gerhard: Eigenverstärken des Gesamtvolu-mens von komplexen Bauteilen aus teilkristallinen Thermoplasten durch Umformen. - 1990. - 180 S. ISBN 978-3-7983-1288-5 vergriffen 25: Leyrer, Karl-Hans: Verfahrensentwicklung für dickwandige, eigenverstärkte Präzisionsformteile (Thermoplastische Zahnräder). - 1990. - 170 S. ISBN 978-3-7983-1355-5 vergriffen 26: Tiemann, Uwe: Plastographie von teikristallinen Thermoplasten am Beispiel von Polypropylen-Recyc-laten. - 1990. - 124 S. ISBN 978-3-7983-1356-3 vergriffen 27: Mokrani, Gerhard: Kontinuierliches Walzpress-recken eigenverstärkter Thermoplastbleche. - 1991. - 166 S. ISBN 978-3-7983-1426-8 vergriffen 28: Elsner, Helmut: Grundlegende Untersuchungen an Kunststoff-Metall-Klebungen als Basis einer Entwick-lungsmethodik. - 1991. - 133 S. ISBN 978-3-7983-1436-5 vergriffen 29: Chemnitius, Reiner: Das wissensbasierte CAD-Sys-tem ICX zur Entwicklung von Kunststoff-Klebeverbin-dungen. - 1991. - 183 S. ISBN 978-3-7983-1437-3 vergriffen 30: Voßhenrich, Bruno: Verarbeitung flüssigkristalli- ner Thermoplaste zu hochfesten technischen Teilen. - 1991. - 162 S. ISBN 978-3-7983-1454-3 vergriffen 31: Piotter, Volker: Flüssigkristalline Thermoplaste und Blends verarbeitet zu optimal eigenverstärkten Teilen. - 1994. - 158 S. ISBN 978-3-7983-1552-3 vergriffen 32: Heschke, Peer: Demontage von Klebverbindungen für eine praktikablere Instandhaltung und ein optimier-tes Recycling. - 1995. - 160 S. ISBN 978-3-7983-1663-8 vergriffen 33: Karras, Wolf: Differenzierte Aufbereitung zum wirtschaftlichen Recycling von Polyolefinen. - 1996. - 204 S. ISBN 978-3-7983-1671-3 vergriffen 34: Kämmler, Georg: Fixierzeitmodulierte Präzisions-einstellung von Kunststoffgleitlagern. - 1996. - 172 S. ISBN-13: 978-3-7983-1679-9 vergriffen

35: Xing, Zhijie: Verarbeitung, Struktur und Eigen-schaften von hochgefüllten teilkristallinen Thermo-plasten. - 1996. - 152 S., zahlr. Photos, z.T. farbig. ISBN 978-3-7983-1675-1 vergriffen 36: Quast, Oliver von: Universelle Methode zur Deha-logenierung von Thermoplasten. - 1996. - 197 S. ISBN 978-3-7983-1689-8 vergriffen 37: Weinlein, Roger: Vergleichende Umweltanalyse von Thermoplast-Bauteilen aus Recyclat und Neuware. - 1996. - 224 S. ISBN 978-3-7983-1697-3 vergriffen 38: Martin, Jan: Kunststoff und Holz als Werkstoffe für den Baubereich – ein technischer Vergleich. - 1996. - 140 S. ISBN 978-3-7983-1704-8 vergriffen 39: Wagenblast, Joachim: Verfahrens- und maschinen-technische Verbesserungen bei der Verarbeitung von Thermoplasten mit Schneckenmaschinen. - 1997. - 188 S. ISBN 978-3-7983-1718-5 vergriffen 40: Zoll, Günther B.: Entwicklung von Kunststoffpro- dukten mit systemtechnischen Methoden. - 1997. - 170 S. ISBN 978-3-7983-1729-1 vergriffen 41: Siebert, Martin: Entfärben von Thermoplasten beim Recycling über Lösen. - 1997. - 140 S. ISBN 978-3-7983-1723-9 vergriffen 42: Giese, Dagmar: Recycling über Lösen von Elastome-ren und faserverstärkten Thermoplasten. Konzeption einer Technikumsversuchsanlage. - 1998. - 160 S. ISBN 978-3-7983-1770-3 vergriffen 43: Bongers, Alexander: Polymere Implantate durch spezielle Oberflächenfibrillierung. - 1997. - 132 S. ISBN 978-3-7983-1756-7 vergriffen 44: Sambale, Harald: Recycling von Thermoplasten durch Direktverarbeitung von Lösungen. - 1999. - 120 S. ISBN 978-3-7983-1797-0 vergriffen 45: Tief, Kerstin: Variable Kalkulationsmethodik zur Analyse von Kunststoffrecyclingverfahren anhand von wirtschaftlichen und umweltrelevanten Kriterien. - 1998. - 206 S. ISBN 978-3-7983-1777-2 vergriffen 46: Bosewitz, Stefan: Kapselungstechnik zur Optimie-rung der Aufstellung von Anlagen am Beispiel Recyc- ling über Lösen. - 1999. - 192 S. ISBN 978-3-7983-1807-6 vergriffen 47: Shaik-El-Eid, Sliman: Biokompatibilität und Zell-zahlbestimmung von Fibroblasten auf integralen und normalen Polymerimplantaten. - 1998. - 132 S. ISBN 978-3-7983-1788-8 vergriffen

48: Klein, Frank: Verfahrensentwicklung, Werkstoff-eigenschaften und Wirtschaftlichkeitsbetrachtung für das Kunststoffrecycling über Lösen von Mischthermo- plasten. - 1999. - 152 S. ISBN 978-3-7983-1811-3 vergriffen 49: Kaya, Yasar: Kunststoffanwendungen bei der Ent-wicklung extrakorporaler Medikalprodukte und Im-plantate. - 1999. - 152 S. ISBN 978-3-7983-1795-6 vergriffen 50: Karras, Wolf; Bosewitz, Stefan; Weinlein, Roger; Tief, Kerstin; Seifert, Daniel; Glandorf, T.: Verglei-chende Normierende Betrachtung bei der Verwertung von Abfällen aus Kunststoffverkaufsverpackungen. - 1999. - 200 S. ISBN 978-3-7983-1817-5 vergriffen 51: Müller, Thomas: Polymere Implantate mit Formge-dächtnis am Beispiel von Stents. - 2000. - V, 128 S. ISBN 978-3-7983-1843-4 vergriffen

52: Bedekar, Aravind: Verbund von polymeren Zahn-wurzelimplantaten mit Knochen. - 2001. - 184 S. ISBN 978-3-7983-1844-1 vergriffen 53: Seifert, Daniel: Quantitative Analyse von Polyolefin-blends zur Prozeßregelung einer Recyclingsanlage. - 2002. - 125 S. ISBN 978-3-7983-1898-4 vergriffen 54: Käufer, Helmut: Highlights unbekannt? Kunststoffe. Trilogie der Kunststofftechnik [1]. - 2001. - 120 S. ISBN 978-3-7983-1874-8 vergriffen 55: Ziesche, Bernhard Dieter: Dimensionierung von großen Rechteckbehältern aus Thermoplasten. - 2003. - 168 S. ISBN 978-3-7983-1899-1 vergriffen

Schriftenreihe Kunststoff-Forschung Hrsg.: Univ.-Prof. Dr. Manfred Wagner, Fachgebiet: Werkstoffwissenschaften und -technologien Fakultät: Prozesswissenschaften der Technischen Universität Berlin ISSN 0174-4003 1. 1980. ff. ___________________________________________________________________________________________________ 56: John, Ingo: Beurteilung von vernetztem UHMWPE hinsichtlich seiner Eignung als Implantatwerkstoff für Hüftgelenksschalen. - 2003. - 124 S. ISBN 978-3-7983-1934-9 vergriffen 57: Käufer, Helmut: Highlights - unbekannt? Kunst-stoff-Entstehung. Trilogie der Kunststofftechnik [2]. - 2004. - 154 S. ISBN978-3-7983-1929-5 vergriffen 58: Zygalsky, Frank: Herstellung und Charakterisie-rung von oxidischen hochtemperatursupraleitenden dünnen Filmen aus Polymer-Metall-Precursoren. - 2004. - 111 S., zahlr. Tab. u. Abb. ISBN 978-3-7983-1946-2 vergriffen 59: Yu, Erkang: Herstellung und Charakterisierung von Blends aus technischen und hochtemperaturbe-ständigen Thermoplasten. - 2004. - 104 S. ISBN 978-3-7983-1947-9 vergriffen 60: Wache, Hans-Martin: Optimierung des Memory-Verhaltens von Kunststoffen am Beispiel eines poly-meren Stents. - 2004. - IV, 116 S. ISBN 978-3-7983-1954-7 vergriffen 61: Prockat, Jan: Developing Large Structural Parts for Railway Application using a Fibre Reinforced Polymer Design. - 2005. - XII, 139 S. ISBN 978-3-7983-1955-4 vergriffen

62: Tartakowska, Diana Joanna: Degradationskinetik von medizinisch relevanten bioabbaubaren Copoly-meren unter statischen und dynamischen Bedingung-en. - 2005. - 123 S. ISBN 978-3-7983-1967-7 EUR 5,00 63: Hentrich, Axel: Herstellung von polymeren Stents als Drug Delivery Systeme durch Tauchen aus der Polymerlösung. - 2005. - III, 139 S. ISBN 978-3-7983-1975-2 EUR 5,00 64: Kabaha, Eiad: Kleinprüfstäbe zur Charakterisie-rung der mechanischen Eigenschaften thermoplas-tischer Polymere. - 2005. - 151 S. ISBN 978-3-7983-1980-6 EUR 5,00 65: Käufer, Helmut: Highlights - unbekannt? Kunst-stoff-Zukunft. Trilogie der Kunststofftechnik [3]. - 2005. - 158 S., zahlr. farb. Abb. ISBN 978-3-7983-2018-5 EUR 5,00 66: Kheirandish, Saeid: Constitutive Equations for Linear and Long-Chain-Branched Polymer Melts. - 2005. - IV, 186 S. ISBN 978-3-7983-1997-4 EUR 5,00 67: Hetschel, Martin: Abformung von Nanostrukturen im Spritzgießverfahren zur Erzeugung von Antireflex-oberflächen. - 2005. - 132 S. ISBN 978-3-7983-2003-1 EUR 5,00

68: Rolón Garrido, Víctor Hugo: Molecular Structure and Constitutive Modelling of Polymer Melts. - 2007. - VII, 147 S. ISBN 978-3-7983-2064-2 EUR 5,00 69: Müller, Marco: Thermoplastische Elastomere als neuartige Additive für die Kunststoffverarbeitung. - 2009. - 161 S. ISBN 978-3-7983-2172-4 EUR 5,00 70: Navarro Gonzáles, Manuel: Rheology and engineering parameters of bitumen modified with polyolefins, elastomers and reactive polymers. - 2010. - VIII, 187 S. ISBN 978-3-7983-2229-5 EUR 5,00 71: Kübler, Michael: Verfahrensentwicklung zur Her-stellung gebrauchsbeständiger kleinststrukturierter Kunststoffbauteile. - 2010. - XVIII, 136 S. ISBN 978-3-7983-2270-7 EUR 5,00 72: Schubert, Mario: Biopolymere als definierte Per-meationsschicht für aktive Lebensmittelverpackungen. - 2010. - 180 S. ISBN 978-3-7983-2271-4 EUR 5,00 73: Akier, Amer H.: Untersuchungen zum Material-verhalten von Rapsstroh-Polypropylen Compounds. - 2011. - XII, 93 S. ISBN 978-3-7983-2309-4 (online) ISBN 978-3-7983-2308-7 (print) EUR 5,00 74: Greger, Marcus: Entwicklung einer verstellbaren Dispergierringtechnik für Planetwalzenextruder. - 2012. - 136 S., zahlr. Abb. ISBN 978-3-7983-2386-5 (print) EUR 5,00 75: Kismet, Yilmaz: Entwicklung eines Verfahrens für die Verwertung von Pulverlackrecyclaten. - 2012. - 164 S. ISBN 978-3-7983-2480-0 (online) ISBN 978-3-7983-2479-4 (print) EUR 5,00

76: Himmel, Tobias: Über die Wirkung thermoplasti-scher Elastomere als Additive zur Unterdrückung des sharkskin-Effekts. - 2013. - VIII, 119 S. ISBN: 978-3-7983-2515-9 (online) ISBN: 978-3-7983-2514-2 (print) EUR 12,00 77: Kurz, Alexander: Rheologische Untersuchungen zum Einfluss des TBPMN-Netzwerkes auf die scherin-duzierte Kristallisation von Polypropylen. - 2013. - VIII, 149 S. ISBN 978-3-7983-2643-9 (online) ISBN 978-3-7983-2642-2 (print) EUR 12,90 78: Taufertshöfer, Thomas: Einfluss der Verfahrens-technik eines Planetwalzenextruders auf die elektrische Leitfähigkeit rußgefüllter Polyolefine. - 2014. - VII, 147 S. ISBN 978-3-7983-2690-3 (online) ISBN 978-3-7983-2689-7 (print) EUR 12,00 79: Scheuerle, Volker: Verbesserung der Haltbarkeit von Dokumenten mit Hilfe polymerer Schichten. - 2014. - 176 S. ISBN 978-3-7983-2680-4 (online) ISBN 978-3-7983-2679-8 (print) EUR 18,00 80: Mohammed, Nabilah Adel: Rheology, Processing and Properties of Polymer Nanocomposites Based on POSS and Boehmite. - 2014. - 225 S. ISBN 978-3-7983-2681-1 (online) 81: Kruse, Matthias: From linear to long-chain branched poly(ethylene terephthalate) – reactive extrusion, rheology and molecular characterization. - 2017. - XVI, 169 S. ISBN 978-3-7983-2892-1 (online) ISBN 978-3-7983-2891-4 (print) EUR 12,00 82: Rohnstock, Falk: Über den Wirkmechanismus von Polyethylenglykol als Additiv zur Gefügeverdichtung im Rotationsformverfahren. - 2018. - 116 S. ISBN 978-3-7983-2961-4 (online) ISBN 978-3-7983-2960-7 (print) EUR 12,00

Schriftenreihe Kunststoff-Forschung Hrsg.: Prof. Dr.-Ing. Dietmar Auhl Fakultät: III – Prozesswissenschaften der Technischen Universität Berlin Institut für Werkstoffwissenschaften und -technologien Fachgebiet: Polymertechnik/-physik ISSN 0174-4003 (print) ISSN 2197-814X (online) ___________________________________________________________________________________________________ 83: Ai, Qingfeng: Variotherme Verarbeitung von Epoxidharz zur Zyklusverkürzung im RTM Prozess. - 2018. - XIII, 100 S. ISBN 978-3-7983-2982-9 (print) EUR 11,00 ISBN 978-3-7983-2983-6 (online) DOI 10.14279/depositonce-6664

84: John-Müller, Astrid: Analytische Charakterisie-rung und Modifizierung von Pulverlack-Overspray zum Einsatz als Füllstoff für Polyethylen. - 2018. - 201 S. ISBN 978-3-7983-2990-4 (print) EUR 14,00 ISBN 978-3-7983-2991-1 (online) DOI 10.14279/depositonce-6859

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Universitätsverlag der TU Berlin

Universitätsverlag der TU Berlin

Schriftenreihe Kunststoff-Forschung Band 85

Generative Fertigungsverfahren sind im industriellen Umfeld seit mehr als 30 Jahren ein weit-verbreitetes Werkzeug zur Herstellung von Prototypen. Das Fused Layer Manufacturing (FLM) generiert im 2½-dimensionalen Strangablageverfahren Anschauungsmuster aus thermoplasti-schen Filamenten. Dass dieses Verfahren sich nur sehr eingeschränkt für die Herstellung von Funktionsmustern eignet, liegt in der starken Anisotropie der Schichtbauteile begründet. Die Schwachstelle der Bauteile mit Mesostruktur stellt die Haftung der einzelnen Bauteilebenen zueinander dar. Verringerte Hafteigenschaften in den Fügenähten werden in den Randzonen zusätzlich von fortwährend eingebrachten Spannungskonzentrationen überlagert. Eine räumlich wie auch softwareseitig offene Low-Cost-FLM-Anlage mit Investitionskosten von ca. 1000 €, wird um eine In-Line-Oberflächenaktivierung erweitert. Durch diese Erweiterung mit Kosten von unter 250 € ist es gelungen, die Schichthaftung wesentlich zu verbessern.

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Verfahrenstechnische Weiterentwicklung des Fused Layer Manufacturing zur Reduzierung der Anisotropie im Bauteil

http://verlag.tu-berlin.de

ISBN 978-3-7983-3041-2 (print)ISBN 978-3-7983-3042-9 (online)

9 783798 330412I S B N 9 7 8 - 3 - 7 9 8 3 - 3 0 4 1 - 2

Jens Butzke

Verfahrenstechnische Weiterentwicklung des Fused Layer Manufacturing zur Reduzierung der Anisotropie im Bauteil