Entwicklung
einer rotierenden Bearbeitungsoptik zur
Lasermikrobearbeitung
von
Diplom-Ingenieur orbert Müller
aus Koblenz
der Fakultät V - Verkehrs- und Maschinensysteme
der Technischen Universität Berlin
zur Erlangung des akademischen Grades
Doktor der Ingenieurwissenschaften
- Dr. - Ing. -
genehmigte Dissertation
Tag der wissenschaftlichen Aussprache:
27.10.2011
Berlin 2011
D 83
Promotionsausschuss:
Vorsitzender: Prof. Dr. - Ing. Henning Meyer (TU Berlin)
1. Gutachter: Prof. Dr. rer. nat. Heinz Lehr (TU Berlin)
2. Gutachter: Dr. - Ing. Alexander Binder (Ingenieurbüro Dr. Binder)
- für meinen Sohn Jannis -
Vorwort
Die vorliegende Dissertation entstand neben meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbei-
ter an der Laser- und Medizin-Technologie GmbH Berlin und am Institut für Konstruktion
Mikro - und Medizintechnik der Technischen Universität Berlin.
Herrn Professor Dr. rer. nat. Heinz Lehr möchte ich für die Aufnahme als Doktorand am Insti-
tut und für die Unterstützung und Betreuung meiner Arbeit danken. Ebenso denke ich gerne
an die vielen interessanten und aufschlussreichen Gespräche, die auch abseits des Fachlichen
entstanden. Frau Helena Lehr gilt mein Dank für die ausführlichen Korrekturen des Manu-
skripts und vor allem für ihre Erfahrung und Unterstützung bei allen verwaltungstechnischen
Abläufen. Als Externer fühlte ich mich in der sehr angenehmen Atmosphäre des Instituts be-
sonders wohl, was mich auch immer wieder motivierte.
Die Laser- und Medizin-Technologie GmbH Berlin gab mir die Möglichkeit, mich mit diesem
Thema zu beschäftigen und auf diesem Gebiet zu arbeiten. Mein besonderer Dank gilt hier der
Arbeitsgruppe Angewandte Lasertechnik, die durch ihre konstruktive und unermüdliche Un-
terstützung den Erfolg erst möglich machte.
An dieser Stelle sei hier Herrn Dr. David Ashkenasi und Herrn Dipl.-Phys. Andreas Lemke
für die zahlreichen Diskussionen zu physikalischen Problemstellungen gedankt. Herrn Dipl. -
Ing. Tristan Kaszemaikat danke ich für die Unterstützung und die Geduld bei der Montage,
Inbetriebnahme und der Durchführung erster Applikationen. Herrn Reinhardt Dietrich möchte
ich für seine fachlich wertvollen Anregungen und die Realisierung der elektronischen Steuer -
und Regelkomponenten danken.
Auch danke ich Herrn Daniel Jahns, der während seiner Bachelorarbeit viele hervorragende
Applikationsergebnisse erzielte.
Ein besonderer Dank gilt Frau Dipl.-Kfr. Anja Baum für die Durchsicht und die redaktionelle
Unterstützung während der Entstehung dieser Arbeit.
1
Inhaltsverzeichnis
1 Einleitung.................................................................................................................. 3
2 Stand der Forschung und Technik ......................................................................... 7
2.1 Mikromaterialbearbeitung..........................................................................................7
2.1.1 CO
2
- Laserschneiden................................................................................................. 8
2.1.2 Feinstanzen................................................................................................................. 8
2.1.3 Ultraschallschwingläppen .......................................................................................... 8
2.1.4 Sandstrahlen (Powder Blasting)................................................................................. 9
2.2 Grundlagen der Strahlentechnik................................................................................. 9
2.2.1 Wechselwirkung zwischen Laserstrahl und Materie................................................ 14
2.2.2 Bearbeitungsprozess am Beispiel einer Laserbohrung............................................. 15
2.3 Bearbeitungsverfahren .............................................................................................17
2.4 Strahlrotationssysteme .............................................................................................19
2.4.1 Scannersysteme ........................................................................................................ 21
2.4.2 Außermittig rotierende Linsen ................................................................................. 22
2.4.3 Rotierende Keilplatten (Diffraktiv - Scanner).......................................................... 23
2.4.4 Rotierende Keilplatten mit Anstellwinkel................................................................ 24
2.4.5 Bildrotationssysteme................................................................................................ 24
2.4.6 Strahleinstellung vor der Fokussierung.................................................................... 25
2.4.7 Strahleinstellung nach der Fokussierung.................................................................. 26
3 Das optische System ............................................................................................... 28
3.1 Anforderungen an das optische System ................................................................... 28
3.2 Komponenten und Bewegungsoptionen................................................................... 29
3.3 Funktionsweise und Einstellparameter..................................................................... 30
3.4 Optische Fehler und Fokusqualität........................................................................... 31
3.4.1 Sphärische Aberration.............................................................................................. 32
3.4.2 Koma........................................................................................................................ 32
3.4.3 Astigmatismus..........................................................................................................33
3.4.4 Wellenoptische Betrachtung ....................................................................................33
3.4.5 Bildfeldwölbung....................................................................................................... 35
3.4.6 Auswahl optischer Gläser für den Strahlengang...................................................... 37
3.5 Kompensation der optischen Fehler durch Rotation................................................ 38
3.6 Vibration des optischen Systems.............................................................................. 38
3.7 Erreichbare Strahlwerte............................................................................................ 40
4 Konstruktion und Aufbau der Bearbeitungsoptik.............................................. 42
4.1 Anforderungen an die Konstruktion......................................................................... 42
4.2 Konstruktion und Aufbau von System 1.................................................................. 43
4.2.1 Technische Daten System 1 ..................................................................................... 46
4.3 Konstruktion und Aufbau von System 2.................................................................. 46
4.3.1 Konstruktion und Aufbau des Messsystems ............................................................ 49
4.3.2 Technische Daten System 2 ..................................................................................... 51
4.4 Ansteuerung der Systeme......................................................................................... 52
2
5 Applikation ............................................................................................................. 55
5.1 Versuchsbeschreibung.............................................................................................. 55
5.2 Systemtechnik .......................................................................................................... 56
5.3 Transparente Werkstoffe.......................................................................................... 59
5.3.1 Einfluss der Wellenlänge .........................................................................................61
5.3.2 Bearbeitungsstrategie und Wirkungsweise .............................................................. 63
5.3.3 Abtragsspur und Kantenqualität............................................................................... 66
5.3.4 Puls - zu Puls - Verteilung........................................................................................ 67
5.3.5 Pulsdauereinfluss...................................................................................................... 68
5.4 Keramische Werkstoffe............................................................................................ 71
5.4.1 Eigenschaften keramischer Werkstoffe.................................................................... 72
5.4.2 Polarisationseigenschaften ....................................................................................... 75
5.4.3 Herstellung definierter Bohrlochgeometrien............................................................ 76
5.4.4 Bohrwandqualität ..................................................................................................... 79
5.4.5 Erreichbare Bohrlochgeometrien ............................................................................. 80
6 Zusammenfassung.................................................................................................. 84
7 Ausblick................................................................................................................... 86
8 Literaturverzeichnis............................................................................................... 87
9 Symbolverzeichnis.................................................................................................. 91
10 Veröffentlichungen und Vorträge im Verlauf dieser Arbeit.............................. 94
11 Aus dieser Arbeit hervorgegangene Patente........................................................ 96
12 Anhang .................................................................................................................... 97
12.1 Systementwicklung .................................................................................................. 97
12.2 Bearbeitungsbeispiele transparenter Werkstoffe...................................................... 99
12.3 Bearbeitungsbeispiele keramischer und anderer Werkstoffe................................. 102
3
1 Einleitung
Eine der ersten Applikationen der Lasermaterialbearbeitung betraf in den frühen siebziger
Jahren des letzten Jahrhunderts das Bohren von synthetischen Rubin-Lagersteinen für die Uh-
renindustrie mittels gepulstem Rubinlaser. Die eingebrachte Bohrung diente als Start einer
Reihe von Bearbeitungsschritten, die zum fertigen Lagerstein mit Ölsenkung und polierter
Lagerbohrung führte. Seitdem wurde durch intensive Forschung und Entwicklungsarbeit die
Präzision, Oberflächenrauheit und Effizienz enorm verbessert. Heute werden in Bauteilen aus
PKD (polykristalliner Diamant) Bohrungen mittels Laser in Fertigqualität eingebracht.
Im Mittelpunkt dieser Bemühungen standen lange die Laser, die durch die Entwicklung von
Festkörpersystemen mit kurzer Pulsdauer, hoher Strahlqualität und kürzeren Wellenlängen
einen wesentlichen Beitrag zur Verbesserung der Bearbeitungsqualität lieferten. So konnte der
Bohrungsdurchmesser beim Einzelpuls- und Perkussionsbohren in einen Bereich unterhalb
100 µm verringert werden [Rohd99] [Alve94]. Die Erarbeitung angepasster Prozessstrategien
wie die Einzelpulsdiagnostik führten zu einer Qualitätsverbesserung der Bohrung [Bahm00],
die Intensitätsmodulation zu einer gewissen Steuerbarkeit der Bohrgeometrie [Treu99]. Prob-
lematisch bei dieser Art der Bearbeitung ist der Abtransport des abgetragenen Materials.
Bei metallischen Werkstoffen überwiegt bis in den Bereich von mehreren hundert Nanose-
kunden Pulsdauer der schmelzförmige Anteil. Verkürzt man die Pulsdauer bis in den heute
industriell verfügbaren Femtosekundenbereich, reduziert sich der Schmelzanteil erheblich,
kann aber nicht vollständig eliminiert werden. Trotz Verwendung von Ultrakurzpulslasern,
bei denen der Materialabtrag hauptsächlich dampfförmig stattfindet, wodurch sich die Rund-
heit von Bohrungen sowie die Rauhigkeit der Bohrwand verbessern lassen, bestimmt die er-
starrende Schmelze die Geometrie der Bearbeitung [Nolt99]. Bei nichtmetallischen Werkstof-
fen wie bestimmten Keramiken, Gläsern und Kristallen, bei denen keine Schmelze entsteht,
muss dafür Sorge getragen werden, dass die aus dem Material ausgeschlagenen Partikel, de-
ren geometrische Abmessungen bis ca. 100 µm betragen können und sehr scharfkantig sind,
nicht den Bearbeitungskanal verstopfen und so zum Totalausfall des Bauteils führen. Bei die-
ser Art von Werkstoffen sind nicht nur die Laserparameter für eine erfolgreiche Bearbeitung
von Bedeutung, sondern auch die Strahlführung, da die Energie so in das Werkstück einge-
bracht werden muss, dass ein lokaler thermischer Stress vermieden, jedoch die notwendige
Schwellenergie zum Abtrag erreicht wird.
Diese Art der Strahlführung muss einerseits eine hohe Dynamik in der Verteilung der Laser-
pulse aufweisen, andererseits über die nötige Präzision verfügen, um Kanäle und Bohrungen
in gewünschter Form und Qualität auszuführen. Etabliert haben sich hier Trepanieroptiken
oder auch eine Sonderform der Trepanieroptiken: die Wendelbohroptiken. Bei dieser Art von
Strahlführungssystemen wird der Laserstrahl von einem rotierenden Linsensystem in die ge-
wünschte Position gelenkt und führt eine Kreisbewegung um die optische Achse aus. Dies
ermöglicht einen schonenden Abtrag bei Werkstoffen mit schmelzfreier Bearbeitung, wobei
in Strahlrichtung die Fokuslage je nach Bearbeitungsfortschritt nachgestellt wird. Verläuft die
Nachstellung wendelförmig, z. B. über die Helixsteuerung einer CNC-Maschine, und wird der
4
Durchbruch erst nach einer Vielzahl von Umläufen erreicht, spricht man von einer Wendel-
bohroptik. Zusätzlich lässt sich das Werkstück bewegen, um Formbohrungen oder Kanäle in
Keramiken oder Gläsern herzustellen. Bei aufschmelzenden Materialien ähnelt das Trepanier-
bohren dem Laserschneiden. Während der Bearbeitung wird der Schmelzaustrieb durch Rota-
tion zur Außenseite realisiert. Hierdurch wird, anders als bei der Perkussions- und Einzelpuls-
bohrung die Schnittkante geglättet und die Schmelzschichtdicke minimiert. Das Wendelboh-
ren ähnelt in seinem Ablationsmechanismus dem Laserstrahl-Abtragen. Wird hierzu das
Werkstück bewegt, um Formbohrungen einzubringen, spricht man vom Laser-Erodieren
[Daus99]. Die Pulsdauer für Trepanierbohrungen bzw. Wendelbohrungen liegen je nach Ap-
plikation der verwendeten Materialien und Anforderungen im Bereich von ns bis ps. Diese
Bearbeitungsart zeichnet sich besonders durch eine hohe Geometrietreue und gute Wand-
qualität aus.
In der Abbildung 1-1 sind die jeweiligen Prozessstrategien bildlich dargestellt. Beim Einzel-
pulsbohren (Single-Shot) werden durch hohe Pulsenergie und Pulsdauer Sacklöcher oder
Durchbohrungen in das Material eingebracht. Der Abtrag wird durch die Wahl der Laserpa-
rameter sowie dessen Strahlqualität bestimmt.
Will man die Bohrung durch dickere Werkstücke (einige mm) führen, greift man zum Perkus-
sionsbohren. Hierbei werden mehrere Laserpulse auf die gleiche Stelle im Material einge-
bracht, um so durch Ablation die Bohrung durch das Werkstück zu treiben.
Beim Trepanieren wird im Bohrmittelpunkt eingestochen, der Laserstrahl auf einer Spiralbahn
zum Außendurchmesser gelenkt und dort entlang einer Kreiskontur geführt. Hierdurch kann
die Präzision der Bohrung deutlich erhöht werden.
Abb. 1-1 Prozessstrategien zur Erzielung von Strukturen hoher Präzision [Daus99]
5
Diese Verfahren eignen sich nicht für Werkstoffe mit schmelzfreier Bearbeitung, hier würde
ein großer Teil der eingebrachten Energie als Wärme in das Werkstück übergehen und durch
thermischen Stress zum Bruch oder durch Abschattung und der damit verbundenen Leis-
tungsminderung zum Abtragsstop führen.
Einzig beim Wendelbohren ist die Kontrolle über Energieeintrag und Verteilung der Einzel-
pulse ausreichend hoch, um eine schonende und präzise Bearbeitung in die Tiefe des Werk-
stücks und letztendlich eine Durchbohrung auszuführen.
Der Nachteil dieses Verfahrens gegenüber dem Einzelpuls,- Perkussions - und Trepanierver-
fahren ist die hohe Bearbeitungsdauer.
Das Laser-Erodieren lässt sich ebenso mit einem Trepaniersystem realisieren. Zusätzlich zur
Helixbewegung wird das Werkstück unter dem Laserstrahl bewegt, um die gewünschte Form
auszuarbeiten. Die Bearbeitungskontrolle ist mit der beim Wendelbohren vergleichbar.
Industriell nachgefragt werden immer mehr Werkstoffe, die aufgrund ihrer besonderen Eigen-
schaften in die Produktherstellung einfließen. So sind Gläser, keramische und kristalline
Werkstoffe in vielen Produkten zu Standardbauteilen avanciert, welche die Funktionalität und
Qualität erhöhen. Hierzu zählt die Solarbranche, die Glas als preiswertes Basismaterial für
Schichtsysteme verwendet und die Emitter-Wrap-Through-Zellen-Kontaktierung mit Mikro-
bohrungen nutzt. Ebenso dienen Gläser als Basisträger für Fluidsysteme in der Medizin - und
Analysetechnik oder als Display sowie Gehäuseabdeckungen für mobile Geräte. Keramische
und kristalline Werkstoffe finden ihre Anwendung bei der Herstellung von Werkzeugen, wie
z.B. PKD in Verwendung mit Erodierstempeln oder bei Werkzeugen für die mechanische
Glasbearbeitung. Andererseits lassen sich Keramiken mit ihren außergewöhnlichen elektri-
schen Eigenschaften auch als Träger hochbeanspruchter Schaltkreise oder als Isolationswerk-
stoff nutzen.
Allein dieser kleine Einblick lässt erahnen, welches Potential mit geeigneten Fertigungsme-
thoden umgesetzt werden kann. Bei diesen oft sehr speziellen Applikationsanforderungen
reicht die Flexibilität der auf dem Markt befindlichen Bearbeitungsoptiken bezüglich Parame-
terraum, Handhabung und Robustheit nicht aus, um auf alle Anforderungen reagieren zu kön-
nen. Allen gemeinsam ist, dass die Strahlmanipulation vor der eigentlichen Fokussierung
stattfindet, und der aus der optischen Achse ausgelenkte Strahl im Nachgang auf die sphäri-
schen Flächen der Fokussieroptik trifft. Die Parameterverstellung muss an die Sphären ange-
passt werden und erlaubt somit keine unabhängige Verstellung, da eine Durchmesseränderung
immer eine Winkelverstellung nach sich zieht und umgekehrt. Dies erschwert die Parameter-
suche und Handhabung bei der Applikation erheblich. Außerdem muss die Fokussieroptik so
ausgelegt sein, dass der außermittig auftreffende Strahl, der im Durchmesser und in der
Winkelanstellung variabel ist, die entstehenden optischen Fehler korrigiert. Eine stationär
feststehende Fokussieroptik kann diese nicht zur Bearbeitungsebene ausrichten wie unter Ka-
pitel 3.5 beschrieben. Zwar sind auf den Markt Systeme mit Bildrotator erhältlich, jedoch
drehen diese nur das Strahlprofil des einfallenden Laserstrahls, nicht jedoch die in der Bear-
beitungsoptik entstehenden optischen Fehler. Will man die erreichbaren Durchmesser des
Perkussionsbohrens mit der Qualität der Wendelbohrung erhalten, ist ein Eingangsstrahl mit
6
hoher Qualität und Rundheit notwendig, da auch ein Bildrotator das Strahlprofil nur um die
Achse dreht und so bestenfalls die größte Achse eines elliptischen Strahls als Durchmesser
projiziert, wobei die entstehenden optischen Fehler noch nicht berücksichtigt sind. Eine große
Anzahl von optischen Elementen und damit lange Glaswege charakterisieren diese Systeme,
die sie für Ultrakurzpulssysteme ungeeignet und teuer machen, da ihre Optiken aufgrund der
Dispersion an diese Situation angepasst werden müssen.
In dieser Arbeit wird ein optisches System vorgestellt, das sowohl einen großen Parameter-
raum abdeckt, als auch den hohen Präzisionsansprüchen bei der Mikrobearbeitung gerecht
wird. Außerdem erlaubt es, die Masse und die Geometrie der auf dem Markt erhältlichen Be-
arbeitungssysteme mehr als zu halbieren. Die Konstruktion kann somit auf die unterschiedli-
chen Anforderungen aus der Industrie reagieren und angepasste Lösungen anbieten. Hierzu
werden zwei unterschiedliche Konstruktionsvarianten beschrieben und ihre Funktionsfähig-
keit erläutert. Zur Überwachung der Stellparameter wird eine Onlinelösung präsentiert, wel-
che die Reproduzierbarkeit der Applikation gewährleistet. Bei den Verfahrensuntersuchungen
werden die unterschiedlichen Bearbeitungsstrategien für transparente, keramische und kristal-
line Werkstoffe gezeigt, die je nach Anforderung an Effizienz und / oder Präzision angepasst
sind. Die aus dieser Arbeit hervorgegangenen Patente und Veröffentlichungen sind in Kapitel
zehn und elf aufgelistet.
7
2 Stand der Forschung und Technik
2.1 Mikromaterialbearbeitung
Die Laserfertigungsverfahren finden sich nach DIN 8580 in der dritten Hauptgruppe „Tren-
nen“ unter „Abtragen“ DIN 8590 in Teil 1 „Thermisches Abtragen“ wieder. Hierbei versteht
man unter Trennen das Aufheben des Werkstoffzusammenhalts an der Bearbeitungsstelle. Zur
Bearbeitung von spröden -, keramischen -, kristallinen - und Glaswerkstoffen scheiden Ver-
fahren wie das elektrochemische oder das funkenerodierende Abtragen aus, da diese nur mit
elektrisch leitenden Werkstoffen realisiert werden können. Die spanenden Verfahren üben
eine gewisse Kraft auf das Werkstück aus, das bei dünnen, sensiblen Bauteilen problematisch
werden kann. Außerdem unterliegen hier die Werkzeuge, aufgrund der Härte des Materials,
einem großen Verschleiß. Das chemische Abtragen ist ein Verfahren, welches durch eine
ganze Reihe von Fertigungsschritten gekennzeichnet ist. Hierbei werden Bauteile im Parallel-
prozess für die Massenproduktion hergestellt. Dieses Verfahren ist schwer in die Fertigungs-
kette von makroskopischen Bauteilen zu integrieren, um Mikrostrukturen einzubringen. Den-
noch soll hier auf einige Verfahren, wie das CO
2
- Laserschneiden, das Feinstanzen, das Ultra-
schallschwingläppen sowie das Sandstrahlen, kurz eingegangen werden.
Abb. 2-1 Verfahrenseingliederung DIN 8580, nach [Dubb07]
DIN 8580 Stoffeigenschaft ändern Beschichten Fügen Umformen Urformen Trennen
Abtragen
(DIN 8590)
Zerteilen Spanen Zerlegen Reinigen Evakuieren
Thermisches Abtragen Chemisches Abtragen Elektrochemisches Abtragen
(EC-Bearbeitung VDI 3401)
TA durch Reibung
TA durch Wärmezufuhr
EC-Formabtragen (Formelysieren)* Ätzabtragen
chemisch- thermisches Abtragen
thermisch-chemisches Entgraten EC-Oberflächenabtragen
(Badelysieren)*
EC-Ätzen (Metallätzen)*
mit festen Körpern
mit Flüssigkeiten
mit Gasen
mit Lichtbogen
mit Funken*
mit Plasmastrahlen
TA durch energiereiche Strahlung
mit Photonenstrahl*
mit Elektronenstrahl*
* wichtige Fertigungsverfahren der Feinwerktechnik
Bemerkung: Ultraschallverfahren* werden zum
Spanen, Reinigen und Fügen eingesetzt
8
2.1.1 CO
2
- Laserschneiden
Das CO
2
- Laserschneiden findet bei der Bearbeitung von Flachglas mit einigen Millimetern
Dicke Anwendung. Unter Bestrahlung von CO
2
- Laserlicht wird das Glas lokal aufgeheizt,
um im Nachgang mit Gas gekühlt zu werden. Der so entstehende thermische Stress lässt das
Glas mit einer Schnittkante in optischer Qualität brechen. Um Konturen auszuschneiden,
müssen Entlastungsschnitte eingebracht werden, damit Formteile entstehen. Außerdem ist das
Ausarbeiten von Innenkonturen nur begrenzt möglich. Ein weiterer Nachteil ist, dass zum
Schneiden genügend Material (einige Millimeter) überstehen muss, um den Prozess des ther-
mischen Schocks einzuleiten. Somit ist man mit diesem Verfahren, trotz der hervorragenden
Kantenqualität, geometrisch stark eingeschränkt [Herm09].
2.1.2 Feinstanzen
Das Feinstanzen findet unter anderem seine Anwendung in der Fertigung von Einspritzdüsen
für den Benzinottomotor. Hier werden Bohrungen mit einem Aspektverhältnis (Durchmesser
zu Materialstärke) bis zu 1,3 in Edelstahl mit höchster Präzision eingebracht. Die Bewertung
der Bohrung findet an fluidtechnischen Kenngrößen, wie Abstrahlwinkel und Tröpfchengröße
des versprühten Kraftstoffs statt, die dann auf die einzubringende Geometrie übertragen wer-
den muss. Geometrische Änderungen im Submikrometerbereich wirken sich gravierend auf
die Strahlqualität aus. Typische Kenngrößen sind hier Durchmesser von ca. 100 µm bei 40-80
µm Materialstärke und Taktzeiten von unter drei Sekunden. Die Grenzen dieses Verfahrens
liegen bei Formbohrungen, Hartmetallen und höheren Aspektverhältnissen.
2.1.3 Ultraschallschwingläppen
Beim Ultraschallschwingläppen werden metallische Abformwerkzeuge in Schwingungsreso-
nanz (ca. 20 kHz) versetzt. Mit Hilfe einer abrasiven Schleifmittelsuspension (meist Borkar-
bid oder Siliziumkarbid) sowie dem physikalischen Effekt der Kavitation durch Ultraschall
tritt eine Mikrozerspanung sowohl am Werkstück als auch am Werkzeug auf. Der Werkzeug-
verschleiß liegt hierbei je nach Art der zu bearbeitenden Werkstoffe zwischen 2-30 Prozent
vom Zerspanungsvolumen. Präzision, Reproduzierbarkeit und Verschleißfestigkeit konnten
durch den Einsatz von laserstrukturierten Diamantkörperstempeln erheblich verbessert wer-
den. Beim Bohren von Al
2
O
3
wurden Bearbeitungsgeschwindigkeiten von 3-5 µm / s erreicht
[Gill00]. Obwohl im Labor mit dieser Technik Bohrungen mit 150 µm Durchmesser bei 500
µm Materialstärke in Borosilikatglas (Pyrex, Corning 7740) gezeigt wurden [Yan02], wird das
Verfahren heute in der industriellen Fertigung bei Strukturen nur bis ca. 300 µm eingesetzt.
Vorteile dieser Technik sind zylindrische Bohrungen, bzw. senkrechte Kanten im Seriellen-
wie Parallelprozess. Außerdem lassen sich mit angepassten Stempeln beliebige Formen aus-
arbeiten.
Abb. 2-2 Bohrstempel aus PKD ∅
∅∅
∅ 0,2 mm und Bohrungen in AL
2
O
3
[Gill00]
9
2.1.4 Sandstrahlen (Powder Blasting)
Industriell findet das Powder Blasting seine Anwendung bei der Strukturierung von Gläsern
zur Herstellung von Fluidsystemen und bei der Bearbeitung von Glaswafern. Bei diesem Ver-
fahren werden Partikel aus Al
2
O
3
mit einer Größe von 3-30 µm in den Luftstrom im Bereich
der Düsengeometrie eingebracht und mit hoher Geschwindigkeit auf das Werkstück geschos-
sen. Auf dem Werkstück befindet sich eine Maske, die dafür sorgt, dass nur die Stellen getrof-
fen werden, die bearbeitet werden sollen. Die Partikel sorgen beim Auftreffen dafür, dass das
Werkstück abgetragen wird. Beim weiteren Abtrag entsteht ein typischer Bohrtrichter wie in
der Abbildung 2-3 dargestellt. Die Vorschubgeschwindigkeiten liegen hier bei 25 µm / min
und die Oberflächenrauheit bei unter 2,5 µm. Dieses Verfahren ist trotz seiner offensichtli-
chen Nachteile eine sehr preiswerte Alternative zum Einbringen von Mikrostrukturen in
spröde Werkstoffe. Bei der Bearbeitung von sehr dünnen Targets und Bohrungen unter 100
µm Durchmesser werden die Grenzen dieser Technologie deutlich.
Abb. 2-3 Schematische Darstellung des Powder - Blastings - Fertigungsprozesses, links
Bohrung in 500 µm starkes Pyrex bei einer Austrittsbohrung von ∅
∅∅
∅ 200 µm, rechts [Wens02]
2.2 Grundlagen der Strahlentechnik
Zur Lasermikromaterialbearbeitung werden nicht nur Festkörperlaser, sondern auch Gaslaser
eingesetzt. Zu nennen ist hier der Excimerlaser, der auf Grund seiner Intensitätsverteilung
über Maskenabbildung zum Einsatz kommt. Diese Verfahren unterscheiden sich deutlich von
den fokussierenden und werden in [Jasp02] beschrieben. Hier sollen jedoch nur die fokussie-
renden Verfahren betrachtet werden.
Für den Abtragprozess wird die Laserstrahlung durch ein optisches System auf das Werkstück
fokussiert. Neben der Art der Fokussierung und den Eigenschaften des Materials ist dabei die
Charakteristik der Laserstrahlung von entscheidender Bedeutung für das Abtragsergebnis.
Diese lässt sich nach [Herz94] durch folgende Parameter beschreiben:
10
• Wellenlänge
• örtliche Intensitätsverteilung
• Strahllage, Strahlabmessung, Strahlausbreitung
• Strahlqualitätskennzahl, Beugungsmaßzahl
• Strahlleistung
• Polarisationszustand
• Pulsdauer, Pulsform, Repetitionsrate
Einer der Festkörperlaser, der am häufigsten eingesetzt wird, ist der Nd:YAG-Laser mit einer
Wellenlänge von 1.064 nm, andere auf Neodym-dotierte Kristalle basierende Systeme sind
Nd:YVO
4
, Nd:YLF, Nd:YTR und Nd:YER, die je nach Anforderung an die Systeme wegen
ihrer thermischen Linsenwirkung, ihrer Doppelbrechung oder ihrer Polarisationseigenschaft
Verwendung finden. Allen gemein ist ihre Grundwellenlänge bei rund 1.000 nm. Abhängig
vom Absorptionsgrad der zu bearbeiteten Materialien lässt sich die Wellenlänge durch Fre-
quenzverdopplung (Nd:YAG 532 nm) oder Frequenzverdreifachung (Nd:YAG 355 nm) bzw.
- vervierfachung (Nd:YAG 266 nm) in den gewünschten Wellenlängenbereich bringen. Kür-
zere Wellenlängen finden nicht nur aufgrund ihrer höheren Absorption (z.B. bei Gold, Silber
und Kupfer) eine immer größere Nachfrage, sondern auch durch ihre bessere Fokussierbarkeit
gegenüber langwelligen Systemen. Dies lässt sich aus dem Produkt Taillenradius und Öff-
nungswinkel ableiten und wird auch als Strahlparameterprodukt SPP bezeichnet, Gleichung
(2-6), [Hodg92].
In der Abbildung 2-4 ist das Absorptionsverhalten der gängigsten Metalle aufgezeigt. Beson-
ders interessant sind die Metalle Kupfer und Gold, da sie bei der Herstellung von Elektronik-
bauteilen eine große Rolle spielen. Mit der Grundwellenlänge des Nd:YAG-Lasers (λ = 1.064
nm) lassen sich kaum befriedigende Ergebnisse bei diesen Metallen erzielen. Deutlich verbes-
sert wird dies durch Frequenzverdopplung (λ = 532 nm).
Abb. 2-4 Absorption in Abhängigkeit der Wellenlänge für ausgewählte Metalle, nach [Bimb91]
11
Die Fokussierbarkeit der Laserstrahlung nach der ISO-Norm 11146 wird durch die Beu-
gungsmaßzahl M
2
beschrieben. Diese gibt den Divergenzwinkel eines Laserstrahls im Ver-
hältnis zur Divergenz eines idealen Gaußstrahls mit gleichem Durchmesser an der Strahltaille
an. Der Grundmode TEM
00
besitzt eine gaußförmige Intensitätsverteilung, die als Funktion
der Ausbreitungsrichtung z wie folgt lautet:
( )
−
=
22
0
0
)z(w
r
2exp
)z(w
w
Iz,rI
(2-1)
Hierbei ist w der Abstand, bei dem die Intensität um den 1 / e
2
- fachen Wert abgefallen ist.
Die Berechnung des Strahlradius w(z) in Abhängigkeit der Ausbreitungsrichtung z ergibt sich
aus:
2
R
0
z
z
1w)z(w
+=
(2-2)
Hier steht z
R
für die Rayleighlänge, die als Abstand von der Strahltaille, bei der sich der
Strahldurchmesser um den Faktor
2
vergrößert hat, definiert ist. Diese errechnet sich aus:
λ
⋅π
=
2
0
R
w
z
(2-3)
Im Fernfeld (z >> z
R
) wächst der Strahlradius linear mit der Entfernung z, und es ergibt sich
der Divergenzwinkel θ
0
0R
0
0
wz
w
⋅π
λ
==θ
(2-4)
Für den Grundmode wird das Strahlparameterprodukt aus dem Taillenradius w
0
und dem Di-
vergenzwinkel θ
0
wie folgt errechnet (d
0
= 2∙w
0
, θ = 2 θ
0
):
πλ=
θ
⋅
=⋅θ= /
4
d
wSPP
0
00
(2-5)
Abb. 2-5 Strahlausbreitung des Gaußstrahls [Lehr11]
w
0
Strahltaille
z = 0
z
R
w(z)
R
1/e
2
Begrenzung
x, y
z / z
R
z
θ
0
3
2
1
12
Für höhere transversale Moden in einem Laserresonator oder Modengemische sind sowohl die
Strahltaille (w
0
, d
0
) als auch der Divergenzwinkel (θ
0
, θ) um den Faktor M größer als bei der
Grundmode TEM
00
. In diesem Fall erhält man somit für das Strahlparameterprodukt
[Eich04]:
π
λ
=
θ
⋅
=⋅θ
2
0
00
M
4
d
w
(2-6)
Das Strahlparameterprodukt SPP und die Beugungsmaßzahl M
2
ändern sich bei der Ausbrei-
tung durch aberrationsfreie, paraxiale Systeme nicht. In der Abbildung 2-6 sind zwei Gauß-
strahlen mit unterschiedlichen M
2
dargestellt, dabei steht der innere Strahl für M
2
= 1, der
äußere Strahl für M
2
> 1. Beide Strahlen haben die gleiche Taillenposition z
0
sowie den glei-
chen Durchmesser d
0
.
Abb. 2-6 Strahlausbreitung des Gaußstrahls für unterschiedliche M2 [Eich04]
Für gaußförmige Strahlprofile entspricht der Varianzdurchmesser dem durch den 1 / e
2
- Ab-
fall definierten Strahldurchmesser. Durch eine Blende mit der Breite des Varianzdurchmes-
sers fallen 95,4 Prozent eines zentrierten Gaußprofils. Das Besondere am Varianzdurchmesser
ist, dass nur für diese Strahldurchmesserdefinition ein allgemein gültiges Ausbreitungsgesetz
formuliert werden kann.
Die Ausbreitung des Varianzdurchmessers beliebiger Strahlen lässt sich auf die Ausbreitung
des Gaußstrahldurchmessers zurückführen: Der Varianzdurchmesser beträgt an allen Position
das
2
M
- fache des Durchmessers eines kohärenten Gaußstrahls bei der gleichen Strahltail-
lenposition und der gleichen Rayleighlänge, dem so genannten eingebetteten Gaußstrahl
[Eppi10].
Für die Mikromaterialbearbeitung sind die Anforderungen an die Laser zur Herstellung präzi-
ser Strukturen hoch. Anstelle der Beugungsmaßzahl M
2
kann auch die Strahlqualitätskennzahl
M
2
> 1
M
2
= 1
d
0
z
θ
2
θ
1
z
R2
z
R1
13
bzw. die Gütezahl K (M
2
= 1/K) verwendet werden. Heute sind Lasersysteme mit einem M
2
unter 1,5 industriell verfügbar und finden in der Mikromaterialbearbeitung ihre Anwendung.
Ausgehend von der Gleichung (2-1) zur Berechnung der Intensität entlang der z - Richtung
lässt sich die Gleichung (2-7) entwickeln, mit der sich nach [Herz94] die Isophoten der Inten-
sitätsverteilung in der Strahlkaustik in Abhängigkeit der Ausbreitungsrichtung z des Gauß-
strahls für unterschiedliche Intensitätsverhältnisse darstellen.
( )
−
−=
2
0
P
0
2
0
0
z
z
1
I
I
ln
z
z
1
2
w
zr
(2-7)
Abb. 2-7 Isophoten des Gaußstrahls für ausgewählte Intensitätsverhältnisse, nach [Herz94].
Von Innen nach Außen: I
0
/ I
P
= e
0,7
; = e
1,0
; = e
1,5
; = e
2,0
Ein wesentlicher Punkt in der Lasermaterialbearbeitung ist die Polarisation, d.h. die Ausrich-
tung des elektrischen Felds senkrecht zur Ausbreitungsrichtung der transversalen Lichtwelle.
Grundsätzlich lassen sich drei Polarisationsarten unterscheiden: linear, zirkular und elliptisch.
Für die Materialbearbeitung spielt die zirkular polarisierte Welle eine wichtige Rolle und ent-
steht dann, wenn die Phasenverschiebung des Feldes in E
x
- und E
y
- Richtung gerade ein
Viertel der Wellenlänge beträgt (ϕ = π / 2). Sie lässt sich aus einer linear polarisierenden Wel-
le durch Verwendung eines so genannten λ / 4 Verzögerungsplättchens erzeugen. Verzöge-
rungsplättchen weisen zur optischen Achse unterschiedliche Brechungsindizes n
x
und n
y
auf.
Hergestellt sind diese meist aus doppelbrechenden Kristallen wie CaCO
3
, Quarz, ZnO, CaSe
oder BaTiO
3
. Wird die optische Achse des Kristalls um 45° zur Polarisationsrichtung der ein-
14
fallenden Welle ausgerichtet, erfahren die beiden in x - und y - Richtung polarisierten Kom-
ponenten der Welle eine unterschiedliche Phasenverzögerung, welche bei geeigneter Dicke
des Kristalls genau λ / 4 beträgt [Hüge09].
Auf Pulsdauer, Pulsform, und Repetitionsrate wird in Kapitel 5, Applikation eingegangen
Abb. 2-8 Zirkulare Polarisation als Summe zweier um λ
λλ
λ / 4 phasenverschobener Komponenten
[Hüge09]
2.2.1 Wechselwirkung zwischen Laserstrahl und Materie
Trifft der Laserstrahl senkrecht auf die Werkstückoberfläche, so wird immer ein Teil R reflek-
tiert. Kann bei entsprechender Dicke des Werkstoffs keine Transmission erfolgen, wird der
gesamte verbleibende Strahlungsanteil A absorbiert und es gilt:
R
1
A
−
=
(2-8)
Im Absorptionsverhalten ist dabei eine Abhängigkeit sowohl von den optischen Eigenschaften
des Werkstoffs (Brechungsindex n, Absorptionsindex κ) als auch von der Wellenlänge λ der
Strahlung zu erkennen. Der Absorptionskoeffizient µ
a
als beschreibende Kenngröße setzt sich
wie folgt zusammen [Hüge92]:
λ
κ
⋅
⋅
π
⋅
=µ n4
a
(2-9)
Der weitere Verlauf des absorbierten Anteils der Intensität im Werkstoff entlang der Ein-
dringtiefe z kann mit dem Beer`schen Gesetz beschrieben werden:
(
)
(
)
z
0
z
0
aa
eR1IeAIzI
µ−µ−
⋅−⋅=⋅⋅=
(2-10)
I
0
⋅ A kennzeichnet hierbei den absorbierten Anteil der einfallenden Strahlungsintensität I
0
.
Zur Charakterisierung der Absorption wird oft auch die Absorptionslänge l
a
herangezogen,
welche definiert ist als die Strecke, nach der die Intensität im Werkstück auf einen Bruchteil
15
von 1 / e des ursprünglichen Werts I
0
abgefallen ist. l
a
resultiert aus dem Kehrwert des Absorp-
tionskoeffizienten µ
a
:
a
a
1
lµ
=
(2-11)
Die während der Absorption erzeugte Wärme fließt in das Werkstück ab. Ein Maß für den
Weg, den eine Isotherme innerhalb der Zeit t im Werkstück zurücklegt, ist die Diffusionslän-
ge l
th
(auch thermische Eindringtiefe). Die Diffusionslänge lässt sich bei Pulsdauern größer als
10 ps durch die Pulsdauer τ
P
und die Temperaturleitfähigkeit D beschreiben [Daus99]:
Pth
D2l τ⋅=
(2-12)
Somit setzt sich die gesamte Eindringtiefe l der Laserstrahlung in das Werkstück aus der opti-
schen (Absorptionslänge l
a
) und der thermischen Einwirktiefe (Diffusionslänge l
th
) zusammen:
tha
lll
+
=
(2-13)
2.2.2 Bearbeitungsprozess am Beispiel einer Laserbohrung
Für die Herstellung von Bohrungen, bzw. Strukturen von hoher Präzision, mit dem Laser-
strahl als Werkzeug sind mehrere Verfahrensvarianten bekannt [Föhl00], [Daus99]. Das Ein-
bringen tiefer Mikrobohrungen in Keramik soll hier am Beispiel des Perkussionsbohrens er-
läutert werden. Beim Perkussionsbohren führt eine Serie von Einzelpulsen auf die gleiche
Stelle des Werkstücks zur Ausbildung des Bohrlochs. Auf diese Art lassen sich gegenüber
dem Einzelpuls-Bohren größere Lochtiefen realisieren, die im Bereich mehrerer Millimeter
liegen können. Durch die Auflösung des Bohrprozesses in Einzelschritte (Verringerung der
Pulsenergie) reduziert sich das pro Puls abgetragene Volumen, welches bestimmt wird durch
den Fokusdurchmesser und die Einwirktiefe l, (2-13). Ebenso führt die Verkürzung der Puls-
dauer τ
P
zu einer Verringerung des pro Puls abgetragenen Volumens vgl. (2-12 und (2-13).
Dieser geringere Materialabtrag begünstigt das Abströmverhalten des Materialdampfes und
des Plasmas, was eine höhere Präzision der Bohrungen zur Folge hat. Basierend auf einer
Modellvorstellung sollen die wesentlichen Wechselwirkungsvorgänge zwischen Laserstrahl
und Materie erläutert werden, welche zur Ausbildung der Bohrlochgeometrie in Keramik bei-
tragen. Der Bohrprozess wird durch das so genannte „Hirschegg - Modell“ in vier Phasen
unterteilt. Bei der Herstellung eines Sacklochs sind diese einzelnen Phasen jedoch nicht im-
mer klar voneinander trennbar und die Übergänge zwischen ihnen fließend. Außerdem wer-
den bei Durchgangsbohrungen durch dünne Materialschichten nicht alle vier Phasen durch-
laufen [Föhl00], [Somm01], [Daus99].
I. Planare Ablation
In der Startphase des Bohrprozesses herrschen die unter (2-8) beschriebenen Wechselwir-
kungsmechanismen (Fresnelabsorption) vor. Dabei bestimmen die Absorptionslänge l
a
und
der Fokusdurchmesser d
F
das Absorptionsvolumen V
A
. Abhängig von der Wellenlänge dringt
16
die Laserstrahlung um eine gewisse Tiefe in das Material ein, wobei durch Absorption Ener-
gie verloren geht, welche die angrenzenden Gebiete erwärmt. Ist die Wärmeabfuhr durch
Wärmeleitung geringer als der erneute Energieeintrag des Laserstrahls, kommt es zu einer
fortschreitenden Erhitzung der Bearbeitungszone. Je nach Art des Materials und Höhe der
Energie wird der Werkstoff an der entsprechenden Stelle aufgeschmolzen, verdampft oder
zersetzt. Im Vergleich zum weiteren Bohrfortschritt wird in dieser ersten Phase der höchste
Abtrag pro Zeit erlangt. Es lassen sich bereits nach wenigen Pulsen Ablagerungen im Ablati-
onsbereich erkennen, die zu einer Erhöhung der Energieeinkopplung führen. Ursache der ho-
hen Abtragsrate zu Beginn ist jedoch die große Einwirktiefe der Laserstrahlung in Keramik,
die eine Verdampfung eines entsprechend großen Materialvolumens zur Folge hat. Ist die
Intensität hoch genug, kommt es bereits in dieser ersten Phase zur Ausbildung eines Plasmas
an der Werkstückoberfläche.
II. Ausbildung der Bohrkapillare
Setzt sich der Bohrprozess fort, so wandert die Abtragsfront in die Tiefe. An den steilen Sei-
tenwandungen wird weniger Energie absorbiert, und es kommt zu einer vermehrten Reflexion
des Laserstrahls in den Bohrgrund hinein. Durch diese Art Selbstfokussierung werden die
Seitenwände weniger abgetragen, und es bildet sich eine konische Bohrspitze aus.
Das im Bohrkanal durch ionisierten Materialdampf entstandene Plasma erzeugt einen Dampf-
druck, der abgetragenes Material aus dem Bohrgrund und auch Plasma bis über die Werk-
stückoberfläche mitreißt. Aufgrund der Wärmeleitung und Defokussierung durch das Plasma
werden am Bohrgrund die Seitenwände noch mehr aufgeweitet. Die Bohrrate nimmt im Ver-
gleich zur ersten Phase trotz höherer Energieeinkopplung und Selbstfokussierung durch Viel-
fachreflexion ab, was auf eine abschirmende Wirkung des Plasmas zurückzuführen ist
[Kilm99], [Kono97].
III. Phase konstanter Bohrgeschwindigkeit
Nimmt die Bohrtiefe zu, steigen die Energieverluste des in den Bohrgrund hineinreflektierten
Laserstrahls. Die Ursache hierfür liegt in der bei jedem Reflexionsvorgang auftretenden Ab-
sorption an den Seitenwänden. Trotz der Verluste durch Wandabsorption bleibt bei ausrei-
chender Leistung in dieser Bohrphase die Abtragsrate nahezu konstant. Das am Bohrgrund
weniger stark ionisierte Plasma wird zunehmend transparenter und hat aufgrund der geringe-
ren Plasmaabsorption einen höheren Energieeintrag an dieser Stelle zur Folge. Somit wirkt
das Plasma als Regler für die Leistung am Bohrgrund und für die konstante Bohrrate.
Die vom Plasma absorbierte Energie wird auch weiterhin an die Bohrungswand abgegeben,
weitet diese auf und glättet den Bohrkanal. Mit wachsender Bohrtiefe tritt immer weniger
Plasma auf, und die Aufweitung des Bohrkanals nimmt ab. Auf diese Weise entsteht der ty-
pisch konische Verlauf der Tiefenbohrung wie in der Abbildung 2-9 dargestellt. Zudem ist in
dieser Phase erkennbar, dass mit kürzeren Pulsen höhere Bohrraten erreichbar sind. Das
Plasma, das während des Pulses entsteht, baut sich nur zeitverzögert auf, womit dem Laser-
puls weniger Energie entzogen werden kann.
17
IV. Stopp des Bohrfortschritts
Sollte die Energiedichte, die durch Vielfachreflexion bis in den Bohrgrund gelangt, nicht
mehr hoch genug sein, um den Schwellwert für eine Materialverdampfung zu überschreiten,
so kommt der Bohrprozess zum Erliegen. Die vom Laserstrahl weiterhin eingebrachte Energie
führt dann lediglich zu einer stärkeren Erwärmung der angrenzenden Zonen, bzw. zu einer
Aufweitung des Bohrungseintritts.
In der Abbildung 2-9 ist der Querschnitt einer Perkussionsbohrung in einen Stapel unter-
schiedlich starker Aluminiumnitridkeramiken dargestellt. Im oberen Bereich wird an der ver-
zerrten Darstellung der für Perkussionsbohrungen typische unruhige Verlauf deutlich. Im un-
teren Bereich sind charakteristische Mikroskopaufnahmen aus unterschiedlichen Bohrtiefen
zu sehen, welche die Unrundheit solcher Bohrungen illustrieren. Bestimmend für die Qualität
einer solchen Bohrung sind Fokusgeometrie, Pulsenergie (Pulsdauer) sowie die Schmelzbe-
wegung aus der Bohrung. Aspektverhältnisse von 1:200 wurden in Extremfällen mit speziel-
len, gütegeschalteten Festkörperlasern (MOPA - System) erreicht [Bind06].
Abb. 2-9 Verlauf einer Perkussionsbohrung in Aluminiumnitrid-Keramik [Bind06]
2.3 Bearbeitungsverfahren
In der Abbildung 1-1 sind die einzelnen Prozessstrategien zur Erzielung von Strukturen hoher
Präzision dargestellt. Einzelpuls- und Perkussionsbohren bestechen durch ihre hohe Effizienz,
leiden jedoch unter der mangelnden Präzision. Trepanier - und Wendelbohrungen erreichen
die notwendige Präzision, haben jedoch den Nachteil der geringen Prozessgeschwindigkeit.
Präzision und Form der Bohrung sind in vielen Fällen jedoch Grundvoraussetzung für die
Funktion eines Bauteils, so dass die Prozessgeschwindigkeit eher eine sekundäre Rolle spielt.
Eine Erhöhung der Rundheit wird erreicht, wenn eine Relativbewegung zwischen Laserstrahl
und Werkstück hergestellt wird. Eine solche Bewegung lässt sich auch werkstückseitig reali-
18
sieren, jedoch reichen dafür weder Geschwindigkeit noch Präzision zur effizienten Bearbei-
tung heutiger CNC - Maschinen aus. Eine Bewegung der Laserstrahlung ist daher besser und
einfacher zu realisieren. Beim Trepanierbohren wird mit dem Perkussionsbohren eine Durch-
gangsbohrung geschaffen, woran sich eine kreisförmige Schnittbewegung anschließt.
Der Unterschied zu anderen Laserbohrverfahren liegt in der Kombination von Bohr- und
Schneidverfahren. Außer der kreisförmigen sind auch andere Schnittbewegungen zwischen
Werkstück und Laserstrahl möglich und erlauben so konturierte Bohrungen. Der Schmelzaus-
trieb wird analog zu Laserstrahlschneiden mit Hilfe eines koaxial zum Laserstrahl geführten
Gasstroms unterstützt und nach unten ausgeblasen. Dies bewirkt einen deutlich reduzierten
Schmelzanteil gegenüber dem Perkussionsbohren, wodurch die Rundheit sowie die Bohr-
wandrauheit verbessert werden. Mit dem Trepanierbohren lassen sich zylindrische Bohrungen
mit minimalem Kantenradius auf der Ein - und Austrittseite herstellen. Anwendung findet
dieses Verfahren bei Bohrungen von Durchmessern größer als 120 µm und ± 10 µm Genauig-
keit. Die Materialstärken liegen bei einigen Millimetern und entsprechen denen des Perkussi-
onsbohren[Wawa04].
Abb. 2-10 Verfahren und Herstellung von Trepanierbohrungen [Popr05]
Im Unterschied zum Trepanierbohren wird beim Wendelbohren die Fokuslage des Laser-
strahls auf einer wendelförmigen Bahn (realisiert durch eine zweite Achse) in das Werkstück
geführt, der Durchbruch wird erst nach mehreren Umläufen erreicht. Durch die bessere Ver-
teilung der Laserpulse und der Verringerung der Pulsenergie (ähnlich dem des Perkussions-
bohrens) kann bei geringerer Rauheit der Bohrwand sowie besserer Rundheit der Bohrung die
Präzision nochmals erhöht werden. Die Schmelze wird durch die Relativbewegung zur Au-
ßenwand gedrückt und glättet dadurch die Bohrwand. Zum Einsatz kommen meist kurz ge-
pulste Lasersysteme im Bereich von Piko - bis Nanosekunden. Anwendung findet dieses Ver-
fahren überall dort, wo höchste Präzision bei großen Aspektverhältnissen erforderlich ist. Das
Feinstanzen endet bei Materialstärken von ca. 0,3 mm und Aspektverhältnissen von 1,3 und
lässt sich bei Hartmetallen nicht durchführen. Mit dem Wendelbohren ist hier eine Anschluss-
technologie gefunden, die einerseits die Präzision, andererseits die gewünschten Aspektver-
hältnisse, z.B. für Einspritzdüsen im Dieselmotor (Durchmesser von etwa 100 µm in 1 mm
Edelstahl) ermöglicht. Außerdem lassen sich mit diesem Verfahren Formbohrungen mit un-
terschiedlichem Konuswinkel herstellen, die Einfluss auf das Strömungsverhalten von Flüs-
sigkeiten oder Gasen nehmen können.
19
2.4 Strahlrotationssysteme
Charakteristisch beim Wendelbohren ist die Relativbewegung zwischen Laserstrahl und
Werkstück, außerdem verfügen solche Systeme über hohe Rotationsgeschwindigkeiten (eini-
ge tausend U / min), die den gewünschten Puls - zu Puls - Überlapp für hochrepetierende Sys-
teme zum Erreichen der nötigen Präzision realisieren. Ebenso lassen sich mit solchen Syste-
men Winkelverstellungen des einfallenden Laserstrahls zum Werkstück ausführen, die variab-
le Bohrlochgeometrien erzeugen. In Abbildung 2-11 sind die unterschiedlichen Bohrlochge-
ometrien dargestellt. Beim Laserbohren hängt die Form der Bohrung auch immer von der Art
und Weise der Fokussierung und der Lage des Strahls zum Werkstück ab. Standardmäßig
trifft der Laserstrahl im rechten Winkel zur Oberfläche auf das Werkstück auf und hinterlässt
bei der Bearbeitung eine positiv konische Bohrung, bei welcher der Eintrittsdurchmesser grö-
ßer als der Austrittsdurchmesser ist. Gefragt sind jedoch Bohrungen, wie aus anderen Bear-
beitungsverfahren bekannt, mit parallelen Bohrwandverlauf, also Bohrungen mit gleichem
Aus - und Eintrittsdurchmesser. Um dies zu erreichen, wird der Winkel zwischen einfallen-
dem Strahl und Werkstück angestellt und um die Achse rotiert. Der Außenstrahl steht dadurch
im 90° - Winkel zur Werkstückoberfläche, wobei der Anstellwinkel mit ε = 0° definiert ist.
Dies gewährleistet einen zylindrischen Verlauf in die Tiefe. Der Innenstrahl bildet dabei einen
spitzen Winkel zum Werkstück, was aber nicht weiter von Bedeutung ist, da dieser zur Form-
gebung nicht beiträgt. Vergrößert man die Einstellung weiter, bildet der Außenstrahl einen
stumpfen Winkel zum Werkstück, und es kommt zu negativ konischen Bohrungen. Das heißt,
der Eintrittsdurchmesser ist kleiner als der Austrittsdurchmesser. Das Verhältnis Austritts- zu
Eintrittsbohrung kann jedoch nicht beliebig gesteigert werden, da der Innenstrahl, je nach
Fokussierung und Bohrfortschritt, den Eintrittsdurchmesser abträgt.
Abb. 2-11 Verfahrensbedingte Bohrlochgeometrien
Eintritt
Austritt
∅
1
∅
1
∅
1
∅
2
∅
2
∅
2
<
∅
1
positver Konuswinkel zylindrisch negativer Konuswinkel
Systeme mit Anstellwinkel
Standardsysteme
∅
2
=
∅
1
∅
2
>
∅
1
ε > 0°
∅
2
ε = 0°
ε < 0°
Anstellwinkel ε
Außenstrahl
Innenstrahl
20
Systeme, die durch eine Relativbewegung zwischen Werkstück und Laserstrahl gekennzeich-
net sind, und bei denen das Werkstück stillsteht, lassen sich in zwei Gruppen einteilen:
Strahleinstellung vor der Fokussierung
Scannersystem mit f - Theta - Objektiv, telezentrischem f - Theta - Objektiv
außermittig rotierende Linsen
rotierende Keilplatten
Bildrotationssysteme
Strahleinstellung nach der Fokussierung
Scannersystem ohne f - Theta - Objektiv
Bei f - Theta - Objektiven wird verlangt, dass die Ablage zur optischen Achse y´ in der Ab-
tastebene proportional zum Schenkelwinkel θ auf der Eingangsseite ist
Θ
⋅
′
=
′
fy
(2-17)
während für die verzeichnungsfreie Abbildung sonst gilt
Θ
⋅
′
=
′
tanfy
(2-18)
Diese Verzeichnungseigenschaften sind charakteristisch für eine derartige Objektivkonstruk-
tion. In der Abbildung 2-12 wird ein solches Objektiv gezeigt, das in diesem Fall für einen
großen Scan - Winkel (2θ
max
= 100°) ausgelegt ist. Außerdem verläuft hier der Strahlengang
nahezu telezentrisch, d. h. die Ausgangsbündel sind ausreichend parallel zur Achse. Dadurch
ergeben sich bei geringfügiger axialer Verlagerung der Bildebene keine Maßstabsänderungen.
Das Bildfeld ist gut geebnet, d. h. alle Bündel werden in der achsensenkrechten Brennebene
F` fokussiert. In der Abbildung 2-12 zeigen drei unterschiedliche Scan - Winkel θ mit glei-
chem Abstand (16,67°, 33,33°, 50°) eine entsprechende Zunahme der Bildhöhe y´ mit glei-
chem Abstand. Am Ort der Eintrittspupille liegt der Drehspiegel, der die kontinuierliche θ -
Änderung bewirkt [Naum92].
Abb. 2-12 Telezentrisches f - Theta - Objektiv, EP = Eintrittspupille (Ort des Drehspiegels),
y
1
´ = Bildhöhe zum Winkel θ
1
[Naum92]
θ
1
EP
y
1
`
21
2.4.1 Scannersysteme
Bei Scannersystemen mit f - Theta - Objektiven befindet sich der Scannerkopf im Strahlen-
gang vor dem Objektiv. Zur Anwendung kommen hier zwei Systeme: zum einen das Plan-
feldobjektiv, das den Strahlfokus im gesamten Scannerfeld in einer Ebene hält, zum anderen
das telezentrische Objektiv, welches einen schräg auf das Objektiv auftreffenden Strahl (üb-
lich) nicht nur in der Ebene des Scannerfelds hält, sondern auch senkrecht zu dieser. Beide
Systeme eignen sich nicht zur Herstellung von zylindrischen - bzw. Unterschneidungsbohrun-
gen. Beim Planfeldobjektiv winkelt der Strahl nach Durchtritt des Objektivs nach außen ab, in
der Mittelstellung steht er senkrecht. Beim telezentrischen Objektiv steht der Strahl stets senk-
recht zur Ebene, das heißt, eine Strahlanwinklung mit Durchmessereinstellung ist damit nicht
möglich.
Bei Scannersystemen ohne f - Theta - Objektiv kann der Scannerkopf auch hinter dem Objek-
tiv angeordnet sein, hierbei trifft der fokussierte Strahl auf zwei Ablenkspiegel (für X - und
Y - Richtung), die körperlich nicht am selben Ort sein können. Daraus ergibt sich eine Ver-
zeichnung in der Ebene, das heißt, die Fokusfläche ist gekrümmt und muss kompensiert wer-
den. Dies erreicht man durch die Nachführung einer Linse (in Z - Richtung), welche die
Brennweitenkorrektur vornimmt. Auch wenn mit diesem System die Herstellung der ge-
wünschten Bohrungen möglich wäre, ist man aufgrund der Bauraumbedingungen auf große
Brennweiten angewiesen.
a b c d
Abb. 2-13 Mögliche Scannerverfahren, a = Planfeldobjektiv, b = telezentrisches Objektiv, c = Fokus-
sierung vor dem Scannerkopf, d = Fokussierung vor dem Scannerkopf mit Kompensation
[Arge11]
Zum Abfahren einer Bahnkurve wird die Rotation der Laserstrahlung in X - und Y - Richtung
zerlegt (Mikrovektoren). Die Zeit, die zur Steuerung der Mikrovektoren benötigt wird, be-
stimmt die Umlaufzeit der Laserstrahlung. Demnach bestimmt sich die Rotationsgeschwin-
digkeit aus dem Ausgabe- und Einstellintervall der Spiegelsteuerung, dem Bohrungsdurch-
messer und der Bohrungstoleranz, die wiederum die Rundheitstoleranz der Bohrung be-
stimmt. In der Abbildung 2-14 ist die Verfahrspur eines Scannersystems dargestellt. Unter der
Annahme einer Bahntoleranz von 0,5 µm (entspricht einer Durchmessertoleranz der Bohrung
von 1 µm) ergeben sich für einen Umlauf mit dem Radius von 50 µm rund 3.200 Mikro-
22
vektoren. Die Grenzfrequenz ergibt sich aus dem Trägheitsmoment des Spiegels, dessen Grö-
ße auf den Durchmesser des Eingangsstrahls abgestimmt wird, sowie den Steuerimpulsen.
Eine schnelle, handelsübliche Steuerkarte benötigt ca. 10 µs für das Steuerintervall eines Mik-
roschritts. Daraus ergibt sich eine Umlaufzeit von 0,032 s, was einer Drehfrequenz von 32,25
Hz oder 1.860 U / min entspricht. Diese begrenzte Rotationsfrequenz reicht zur Herstellung
präziser Mikrobohrungen mit geringer Temperaturenflusszone nicht aus [Wawe08].
Abb. 2-14 Bahnkurve mit einem Scannersystem [Wawe08]
2.4.2 Außermittig rotierende Linsen
Im Patent US 4,461,947 aus den 70er Jahren ist ein Verfahren beschrieben, bei dem mittels
einer exzentrisch zur optischen Achse angeordneten Linse der Strahl durch deren Drehung in
eine rotierende Bewegung zur optischen Achse versetzt wird. Linsen besitzen die Eigenschaft,
Randstrahlen weitest gehend auf die optische Achse zu fokussieren, so dass zur Beschreibung
einer Umlaufbahn mit Durchmesser der Strahl relativ weit außerhalb der optischen Achse auf
die Linse treffen muss. Dies erfordert große Linsen und damit große Massen. Außermittig
angeordnete Massen wirken als Unwucht und lassen keine hohen Drehzahlen zu. Erreicht
werden hier einige 100 U / min bei vibrationsarmer Strahlführung. Eine Strahlanwinklung ist
nicht unabhängig von der Durchmessereinstellung möglich. Trotz vieler Unzulänglichkeiten
fand dieses System Einsatz beim Verschweißen fertigungsbedingter Bohrungen an Turbinen-
schaufeln mit Verschlussstopfen. Aufgrund der Legierungszusammensetzung sind Verfahrge-
schwindigkeiten von ca. 100 mm / s bei einem Durchmesser von 4 mm notwendig, um dies
rissfrei zu realisieren. Die Strahlanwinklung spielt hier keine Rolle. Der einfache Aufbau und
der unkomplizierte Betrieb sprechen für den Aufbau eines solchen Systems.
Bahnradius
∆ Y
∆ X
Bahntoleranz
23
2.4.3 Rotierende Keilplatten (Diffraktiv - Scanner)
Von der Firma Optra Inc. USA wird ein System mit zwei rotierenden Prismen angeboten,
welche in zwei ineinander geschachtelten Hohlwellenantrieben angeordnet sind. Zur Verstel-
lung der Prismen zueinander wird über einen Hohlwellenantrieb und den dazu gehörigen
Winkelencoder die Differenzeinstellung zum zweiten Antrieb und seinem Prisma vorgenom-
men. Im Betrieb kann so jeder Punkt einer Fokusebene, ähnlich wie beim Scanner, angespro-
chen werden. Vorteil bei diesem Diffraktiv - Scanner ist die räumliche Unabhängigkeit der
X - und Y - Verstellung. So wird die Fokusnachstellung nur durch die Weglängenänderungen
des optischen Materials bestimmt. Außerdem können höhere Drehzahlen realisiert werden, da
die Kreisbewegung systembedingt erzwungen wird und die Steuerungstechnik nur bei einer
Einstellungsänderung benötigt wird (im Gegensatz zum Scanner). Laut Herstellerangaben
sind Umdrehungen von 6.000 U / min möglich. Unsymmetrische Massenverteilung je nach
Einstellung des Systems wirken auch hier drehzahlbegrenzend. Eine Einstellung des Anstell-
winkels unabhängig vom Durchmesser ist nicht realisierbar, der Strahl winkelt, je nach Stel-
lung, stets nach außen ab, es sei denn die Prismenflächen stehen genau parallel zueinander,
dann ergibt sich wie bei einer, unter einem Winkel stehenden, planparallelen Platte ein Strahl-
versatz. Die Fokussierung kann mit Objektiven, wie unter 2.4.1 Scannersysteme beschrieben,
vorgenommen werden.
Abb. 2-15 Diffraktiv - Scanner, oben: mechanischer Aufbau, unten: optische Funktionsweise [Schw01]
24
2.4.4 Rotierende Keilplatten mit Anstellwinkel
Ein weiteres Keilplattensystem wurde von der Forschungsgesellschaft für Strahlwerkzeuge
FGSW in Stuttgart entwickelt und ist in Abbildung 2-16 dargestellt. Dieses System arbeitet
mit drei Keilplatten, die durch die Verdrehung der Platten zueinander sowie die Verschiebung
gegeneinander eine Einstellung der Bohrlochgeometrie ermöglichen. Durchmesser bis zu 400
µm mit Anstellwinkel von ± 5° können damit hergestellt werden. Zur Einstellung der Parame-
ter muss die Optik angehalten werden. Trotz recht guter Bearbeitungsergebnisse ist der volu-
minöse Aufbau des Systems mit ca. 500 x 440 x 255 mm
3
und einem Gewicht von ca. 50 kg
nachteilig und macht es für eine Integration in eine CNC - Anlage praktisch unbrauchbar.
Ebenso ist eine hohe Strahlstabilität erforderlich, da sich geringste Veränderungen gravierend
auf das Ergebnis auswirken und einen hohen Justageaufwand erfordern. Außerdem ist das
System aufgrund der großen Kugellagerdurchmesser und des externen Zahnriemenantriebs
auf eine Drehzahl von 3.000 U / min begrenzt. Eine ausführliche Beschreibung des Systems
findet sich unter [Müll03].
Abb. 2-16 Automatisch verstellbares Trepaniersystem, links: mechanischer Aufbau,
rechts: optische Funktionsweise [Müll03]
2.4.5 Bildrotationssysteme
Eine Laserbearbeitungsoptik mit Bildrotator wurde am Fraunhofer-Institut für Lasertechnik,
ILT in Aachen aufgebaut und ist in der Abbildung 2-17 dargestellt. Grundidee bei diesem
System ist die Drehung des vom Laser kommenden Strahlprofils zur Erhöhung der Bohrungs-
rundheit. Dies wird mit einem rotierenden Doveprisma und dessen Totalreflexion im Innern
erreicht. Vorteilhaft bei diesem Aufbau ist der Einbau des Prismas in einen Hohlwellenmotor,
der trotz der ungleichen Massenverteilung eine hohe Laufruhe erwarten lässt. Sämtliche Ein-
stellungen lassen sich von außen an ruhenden Bauteilen vornehmen, was ebenso für dieses
System spricht. Nachteilig ist hier, wie auch beim Vorgängersystem, die Empfindlichkeit ge-
25
gen äußere Einflüsse sowie der hohe Justageaufwand. Dies erklärt auch die vielen Kompensa-
tionselemente, die dafür sorgen, dass die Prismenfehler, die aus fertigungstechnischen Grün-
den auftreten, korrigierbar sind. Ist das System erst einmal justiert, liefert es mit einem Nano-
sekundensystem recht gute Ergebnisse. Eine weitere Einschränkung zeigt sich in der Verwen-
dung von Kurzpulssystemen. Hier treten durch die langen Glaswege und dem Browning -
Effekt, auf den unter 3.4.6, Auswahl der optisch Gläser, noch näher eingegangen wird, Ver-
färbungen im Glas auf, die dieses System für solche Anwendungen unbrauchbar machen. Mit
einem solchen System sind Applikationen mit Drehzahlen bis 12.000 U / min realisiert wor-
den, theoretisch wird das System mit einer Drehzahl von 40.000 U / min angegeben. Erreich-
bare Durchmesser bis 300 µm und ein Anstellwinkel bis zu 4° sind möglich. Die geometri-
schen Abmessungen sowie das Gewicht liegen auch hier mit 660 x 285 x 193 mm
3
und 20 kg
außerhalb des akzeptablen Bereichs. Die ausführliche Beschreibung hierzu findet sich unter
[Wawe08].
Abb. 2-17 Bildrotationssystem mit Dove-Prisma, oben: optische Funktionsweise
unten: idealisierter mechanischer Aufbau [Wawe08]
2.4.6 Strahleinstellung vor der Fokussierung
Allen diesen Systemen gemeinsam ist die Strahlmanipulation vor der eigentlichen Fokussie-
rung. Dadurch trifft der Laserstrahl außermittig auf die Linse, die diesen auf das Werkstück
fokussiert, siehe Abbildung 2-18. Optische Fehler wie Astigmatismus, Koma und Verzeich-
26
nung müssen im Objektiv kompensiert werden. Das heißt, das Fokussiersystem muss generell
auf das jeweilige System angepasst werden und besteht aus einer ganzen Reihe von optischen
Bauteilen, die eigens hierfür angefertigt werden müssen. Dadurch lässt sich die Anpassung
der Brennweite an bestimmte Applikationsaufgaben nur mit einem erheblichen Aufwand be-
werkstelligen, der sich in den Kosten niederschlägt. Außerdem werden solche Systeme eher
für spezielle Anforderungen in Einzelstücken gefertigt, das die Kosten nochmals steigen lässt.
Ein weiteres Augenmerk sollte hierbei auch auf UV - Wellenlänge und Kurzpulslaser gelegt
werden, da die Materialkombination für Objektive stark eingeschränkt wird. Zusätzlich wirkt
sich der bereits erwähnte Browning - Effekt bei langen Glaswegen negativ aus.
Eingestellte Durchmesser oder Anstellwinkel sind nie unabhängig voneinander zu betrachten,
da eine Winkelverstellung immer eine Durchmesserverstellung und umgekehrt nach sich
zieht. Dies bedeutet aufwendige und langwierige Justagearbeit, die dem Anwender viel Erfah-
rung abverlangt.
Abb. 2-18 Einstellung der Bohrgeometrie nach [Müll03]
2.4.7 Strahleinstellung nach der Fokussierung
Die in dieser Arbeit vorgestellte Bearbeitungsoptik hat zum Ziel, einerseits eine hohe Präzisi-
on und Verlässlichkeit bei der Applikation zu erfüllen, andererseits jedoch die Handhabung
und Einsatzbreite nicht aus dem Auge zu verlieren. Daher wurde von Anfang an bei der Ent-
wicklung daran gedacht, ein möglichst großes Anwendungsfeld abzudecken. Optisch wird der
mit hoher Qualität fokussierbare Laserstrahl erst nach der Fokussierung abgelenkt und einge-
stellt. Dies führt dazu, dass sich die aus dieser Manipulation auftretenden Fehler auf dem
Werkstück mitdrehen und immer in derselben Ausrichtung zur Bearbeitungsebene stehen.
Alle optischen Elemente, bis auf eine, werden aus Standardelementen, die als Katalogware
angeboten werden, zusammengesetzt und garantieren somit eine hohe und gleich bleibende
Qualität. Die Fokussieroptik wirkt nur indirekt auf die Stellgrößen ein und kann problemlos
gewechselt werden, ohne eine komplette Neujustierung vorzunehmen. Winkel - und Durch-
messereinstellung sind weitestgehend unabhängig voneinander und gewährleisten eine schnel-
le und unkomplizierte Einrichtung des Systems. Mechanisch hat das System die Größe heuti-
optische
Achse
optische
Achse
Lase
r
strahl
Lase
r
strahl
Lase
r
strahl
Auslenkpunkt
Objektiv
(ortsfest)
Objektiv
(ortsfest)
Objektiv
(ortsfest)
27
ger Scanneroptiken und ist in der Handhabung ähnlich. Hieraus ergibt sich die Möglichkeit,
unterschiedliche Systeme mit gleichem Grundaufbau für verschiedene Industriezweige aufzu-
bauen. Durch Beachtung der Massenverteilung bei sich drehenden Teilen konnten Drehzahlen
für bestimmte Applikationen in Verbindung mit kurzgepulsten hochrepetierenden Systemen
mit bis zu 40.000 U / min realisiert werden. Für hochpräzise Anwendungen lässt sich ein
Messsystem integrieren, welches die optischen Stellglieder in ihrer Lage überwacht und,
wenn nötig, nachstellt. Dies gewährt eine hohe Sicherheit in der Fertigung. In der Abbildung.
2-19 ist der Funktionsverlauf des optischen Strahlengangs schematisch dargestellt und die
Wirkungsweise illustriert.
Der kollimiert einfallende Strahl wird erst fokussiert. Als optische Fehler tritt hier ausschließ-
lich sphärische Aberration auf, die mit einfachen Mitteln wie der Flächenaufteilung kompen-
sierbar ist. Anschließend wird unter Verwendung einer planparallelen Platte der Strahlengang
aus der Systemachse parallel versetzt, hier entsteht Astigmatismus. Durch die Drehung der
planparallelen Platte bleibt jedoch die Ausrichtung dieses Fehlers zur Bearbeitungsebene im-
mer gleich und kann in gewissen Grenzen akzeptiert werden. Dies findet in Kapitel 3.4 noch
nähere Betrachtung. In der Folge trifft der Strahl auf einen Keil, der ihn anwinkelt und über
die Systemachse hinweg auf das Werkstück auftreffen lässt. Der Keil ist in der Achse gegen
Verdrehung mit der planparallelen Platte gekoppelt und in der Ausrichtung fixiert. Die auftre-
tenden optischen Fehler sind hier hauptsächlich Koma und Astigmatismus und aufgrund der
Konstruktion des Keils (siehe hierzu Kapitel 3.2 und 3.3) von ihrem Wert her eher gering.
Ebenso wie der von der planparallelen Platte erzeugte Astigmatismus sind diese Fehler zur
Bearbeitungsebene ausgerichtet. Nur durch Überschreitung der Systemachse und Drehung um
diese lassen sich negativ konische Bohrungen realisieren.
Abb. 2-19 Funktionsdarstellung der Strahlmanipulation
Parallelversatz
Winkelverstellung
Werkstück
ε < 0
Laserstrahl
ε = Anstellwi
n
kel
S
S = Radius
Fokussierung
Außenstrahl
Innenstrahl
Systemachse
28
3 Das optische System
3.1 Anforderungen an das optische System
Das Konzept, wie auch das Design des optischen Systems, ergibt sich aus den Anforderungen
der Industrie an eine präzise und schnelle Strahlablenkung mit einstellbaren Parametern sowie
den systembedingten Problemen einer optischen Strahlführung, die möglichst einfach gehal-
ten werden sollten. Außerdem unterliegt das System einigen fertigungstechnischen Restrikti-
onen, die bei der Ausführung zu berücksichtigen sind. In der Tabelle 3-1 sind die wesentli-
chen Anforderungen aufgeführt.
r. Forderung Auswirkung
1 schwingungsunanfällige Stellkomponen-
ten
geringe mechanische Anforderungen an das
Antriebssystem
2 tolerante Strahleinkopplung vereinfachte Justage, unkomplizierte Ma-
schineneinrichtung
3 entkoppelte Stellparameter
Anstellwinkel und Bohrdurchmesser frei
einstellbar, dies ermöglicht große Flexibili-
tät
4 Durchmesser „0“ bis < 500 µm erhöht die Vielfalt und die Einsatzmöglich-
keiten in der Applikation
5 massensymmetrischer Aufbau erlaubt vibrationsarm hohe Drehzahlen und
verringert den mechanischen Aufwand
6 Standardkomponenten erlaubt eine hohe Fertigungsqualität bei ge-
ringen Kosten
7 Einsatz variabler Fokussiersysteme Anpassung der optischen sowie der laser-
technischen Parameter möglich
8 kurze Brennweite
vorteilhaft bei Lasersystemen mit geringer
Leistung zur Erzeugung hoher Intensitäts-
spitzen
9 hohe Fokussierungsqualität Erhöhung der Bearbeitungsqualität, Bearbei-
tung von Mikrostrukturen
Tabelle 3-1 Anforderungen an das optische System
29
3.2 Komponenten und Bewegungsoptionen
Bevor hier auf die Funktionsweise eingegangen wird, sollen erst anhand der Abbildung 3-1
die Elemente und ihre Bewegungsoptionen vorgestellt werden. Es wurde darauf geachtet, dass
möglichst wenige optische Bauteile in den Strahlengang eingebracht werden, um die Laser-
strahlung nicht unnötig zu schwächen. Das Doppel - Linsensystem erlaubt aufgrund der Flä-
chenaufteilung eine deutliche Verringerung der Aberration und damit eine verbesserte Fokus-
sierung gegenüber einer einfachen Linse [Thor07]. Die planparallele Platte sorgt für den ge-
wünschten Strahlversatz zur optischen Achse und nimmt Einfluss auf die Einstellung des ge-
wünschten Bearbeitungsdurchmessers. Aus der Kombination von Plankonkav - und Plankon-
vexlinse ergibt sich die Möglichkeit eines variablen Keils (Abat' scher Keil), der in Grenzen
den Strahlwinkel beeinflusst und damit den Auftreffwinkel zum Werkstück bestimmt. Zum
Schutz der Optik vor Rückständen aus der Applikation dient das Schutzglas, welches auch
den Arbeitsabstand zum Werkstück festlegt.
Abb. 3-1 Optisches System mit Komponenten und Bewegungsoptionen
Zur schnellen Verteilung von Laserpulsen auf einer präzise eingestellten Kreisbahn rotieren
die planparallele Platte und der variable Keil um die Systemachse. Hierdurch beschreibt der
ausgelenkte und fokussierte Strahl auf dem Werkstück eine Kreisbahn. Das Fokussiersystem
steht hierbei still, dies wird im Kapitel 3.6, Vibration des optischen Systems, noch näher be-
trachtet. Mit dem Anstellwinkel ε wird der Winkel zwischen äußerem Randstrahl (nach Über-
schreitung der Systemachse, siehe Abbildung 3-1) und der Systemachse bezeichnet. Dieser ist
verantwortlich für den Konuswinkel der sich bei großen Aspektverhältnissen (Durchmesser
zu Materialstärke) in der Applikation einstellt.
Doppel-
Linsen-
Fokussier-
system
plan-
parallele
Platte
einstell-
bare
Keilplatte
kollimierter
Laserstrahl
Fokusebene
Bewegungsoptionen
Schutz-
glas
Arbeits-
abstand
z
S
ε Anstellwinkel ε
Strahlablenkung S
30
3.3 Funktionsweise und Einstellparameter
Die ZEMAX - Simulation zeigt die Variabilität der Einstellparameter in der Abbildung 3-2.
Auf der linken Seite ist die Funktionsweise der planparallelen Platte mit konstantem Winkel
und variablen Bearbeitungsdurchmessern zu sehen. Hierzu wird die planparallele Platte zur
optischen Achse gekippt. Beim Durchlaufen des Laserstrahls durch eine planparallele Platte
tritt eine Parallelverschiebung S auf. Die Größe von S΄ wird durch den Einfallswinkel α des
einfallenden Strahls auf die planparallele Platte, die Dicke d der planparallelen Platte und dem
Brechungsindex n der planparallelen Platte bestimmt. Daraus folgt für den Strahlversatz
[Berg87]:
S΄ = f (α, d, n)
(3-1)
α−
α
−α⋅=
′
22
sinn
cos
1sindS
(3-2)
Abb. 3-2 Varation der Einstellparameter, links: Durchmesserverstellung, rechts: Winkelverstellung
In der Abbildung 3-2 ist auf der linken Seite das Verfahren der Durchmessereinstellung dar-
gestellt. Der Anstellwinkel
ε
wird dabei so eingestellt, dass dieser parallel zur optischen Ach-
se verläuft (
ε
= 0°). Hierzu wird der variable Keil ausgelenkt und zieht den fokussierten Strahl
um den halben Öffnungswinkel aus der Systemachse. Dies stellt die maximal erreichbare
Durchmesserverstellung dar. Zur Verringerung des Durchmessers wird die planparallele Plat-
te gekippt. Der Parallelversatz sorgt nun für die Reduzierung. Diese Einstellung wird genutzt,
um Bearbeitungen mit einem Konuswinkel von 0°, bzw. zylindrische Bohrungen herzustellen.
Auf der rechten Seite ist der variable Anstellwinkel
ε
bei konstantem Durchmesser dargestellt.
Ø = 1.400 µm
Ø = 700 µm
Ø = 10 µm ε = +1,5°
ε = 0°
ε = - 6°
variabler Anstellwinkel
ε
εε
ε
Durchmesser konstant
variabler Durchmesser
Anstellwinkel 0° (zylindrische Bohrung)
n
d
α β
γ δ
Ø =
2·S
χ
α = 0
α >> 0
α > 0
χ > 0
χ > 0
χ > 0 χ = 0
α > 0 χ > 0
α > 0
α >>> 0 χ >>> 0 ε
31
Je weiter der variable Keil ausgelenkt wird, umso größer ist die Winkelverstellung und damit
auch die Durchmesserverstellung. Durch die Verstellung der planparallelen Platte kann der
Durchmesser bei gegebenem Winkel auf den gewünschten Wert eingestellt werden. Trifft ein
Laserstrahl auf die gezeigte Anordnung, wird er um den Winkel
δ
=
χ
+
γ
-
β
abgelenkt. Ist
die Anordnung mit der Brechzahl n von Luft umgeben, so erhält man bei gegebenen Winkeln
χ
und
γ
für den Austrittswinkel [Naum92] folgendes:
(
)
β−χ−β⋅χ=δ
22
sinnsinsincos arcsin
(3-3)
Der Anstellwinkel
ε
ist abhängig von der gewählten Fokussieroptik, die je nach Brennweite
bei konstantem Strahleintrittsdurchmesser einen anderen Öffnungswinkel erzeugt. Zusam-
mengefasst lässt sich sagen, dass die Durchmesserverstellung unabhängig von der Winkelver-
stellung vorgenommen werden kann, bei der Einstellung des Winkels muss der Durchmesser
jedoch auf den jeweiligen Wert angepasst werden. Der Arbeitsabstand spielt bei der Bearbei-
tung mit Winkeleinstellung ebenso eine Rolle, da sich ein größerer Abstand in einem größe-
ren Durchmesser wiederspiegelt. Größere Arbeitsabstände sind daher eher mit einer größeren
Brennweite der Fokussieroptik zu realisieren. Zu große Verstellungen ziehen steigende opti-
sche Fehler nach sich.
3.4 Optische Fehler und Fokusqualität
In der Lasermikromaterialbearbeitung ist das Strahlparameterprodukt für die Fokussierung
und damit die Fokusqualität von zentraler Bedeutung. Dies lässt sich auch mit optischen Ele-
menten zwischen der Strahlquelle (hier einer Laserstrahlquelle) und dem Fokus nicht zu
verbessern, [Hodg92]. Eine Verbesserung der Fokusqualität ist nur über die Resonatorkonfi-
guration des verwendeten Lasers zu erreichen. Daher wird bei allen Fokussier- und Strahlfüh-
rungssystemen angestrebt, die optischen Fehler so gering wie möglich zu halten. In der Ab-
bildung 3-3 ist eine ZEMAX - Berechnung mit dem dazu gehörigen Spotdiagramm des hier
verwendeten optischen Systems zu sehen, dabei sind die Parameter so eingestellt, dass eine
von der Automobilindustrie häufig geforderte Applikation (Eintrittsbohrung 70 µm, Austritts-
bohrung 110 µm, Materialstärke 1 mm) durchgeführt werden kann [Höch10]. Entlang der Z -
Achse sind die Intensitätsverteilungen bis ± 500µm vom Fokus für die hier gewählte Einstel-
lung dargestellt.
Abb. 3-3 Spotdiagramm mit ausgewählten Einstellparametern
z
32
Der RMS - Radius ergibt dabei einen Wert, der um den Faktor fünf kleiner ist als der der wel-
lenoptischen Berechnungen. Das bedeutet, dass für diese Einstellung das System ausreichend
korrigiert ist. Jedoch wird deutlich, was aus der Abbildung 3-2 bereits erkennbar ist: die Ab-
bildung 3-3 zeigt Astigmatismus und Koma. Der Öffnungsfehler ist in der Folge zu klein, um
aus der Darstellung hervorzutreten. Der Bildwölbungsfehler wird noch genauer betrachtet.
3.4.1 Sphärische Aberration
Die sphärische Aberration (Öffnungsfehler) stellt einen Fehler 2. Ordnung dar und wird durch
die unterschiedlich starke Brechung der Lichtstrahlen an der jeweiligen Linsenposition her-
vorgerufen. Kompensiert wird dieser Fehler durch das Aufteilen der Brechung auf mehrere
Flächen sowie die Anpassung der Radien. Diese sind durch die Brechkraft beeinflussbar. So
lassen sich mit hochbrechenden Gläsern große Radien realisieren und damit die sphärische
Aberration verringern [Zügg10]. Für eine sehr große Objektweite erreicht bei gegebener
Brennweite und Linsenöffnung die sphärische Aberration nach dem Gesetz von Euler ein Mi-
nimum, wenn das Verhältnis r
1
/ r
2
der Krümmungsradien der folgenden Bedingung genügt
[Berg87]:
nn2
n2n4
r
r
2
2
2
1
+
−+
=
(3-4)
Achromate finden zur Kompensation der sphärischen Aberration oft Anwendung. Hierbei ist
darauf zu achten, dass keine verkitteten Systeme benutzt werden, da diese den Intensitätsspit-
zen bei Kurzpulssystemen in der Lasermaterialbearbeitung nicht standhalten. Standardmäßig
werden hier Systeme mit Luftspalt genutzt. Die Abbildung. 3-4 stellt den Verlauf einer typi-
schen sphärischen Aberration, unabhängig von der Größenordnung des Strahls im Spotdia-
gramm dar.
Abb. 3-4 Spotdiagramm einer typischen sphärischen Aberration
3.4.2 Koma
Koma tritt immer dann in Erscheinung, wenn achsnahe Lichtstrahlen eine Linse unter einem
Winkel zur optischen Achse treffen. Bei der Koma verschiebt sich das Zentrum zum Rand hin
und weist hier ein kometenhaftes Bild auf (Koma, vom griechischen
Κοµα
oder
Κοµη
=
Haar). Die Kompensation gelingt wie bei der sphärischen Aberration über Flächenaufteilung
und Radienanpassung. Ein gutes Ergebnis erreicht man mit einer Blendenanordnung zwischen
Gegenstandseite und Linse. Ist es notwendig, die Koma auf Null zu reduzieren, und lässt dies
der optische Aufbau zu, ist es erforderlich, ein streng symmetrisches System aufzubauen, in
deren Mitte sich eine Blendenanordnung befindet. Solche Systeme kompensieren sich gegen-
z
33
seitig und finden daher in vielen Objektiven Verwendung. Die Abbildung. 3-5 stellt den Ver-
lauf eines typischen Koma-Fehlers, unabhängig von der Größenordnung des Strahls im Spot-
diagramm dar.
Abb. 3-5 Spotdiagramm eines typischen Koma-Fehlers
3.4.3 Astigmatismus
Von Astigmatismus (Punktlosigkeit) wird gesprochen, wenn der Hauptstrahl eines Strahlbün-
dels außerhalb und unter einem Winkel zur optischen Achse, ein optisches System durchtritt.
Hierbei ergeben sich in der Bildebene zwei unterschiedliche Brennpunktlagen. Die Brenn-
punkte liegen in Ausbreitungsrichtung hintereinander. In der Meridionalebene werden die
zentrumsnahen Strahlen fokussiert, in der Sagittalebene die periphereren Strahlen. Beide
Brennpunkte sind elliptisch und ihre Hauptachse ist um 90° zueinander gedreht. Zwischen
Meridionalebene und Sagittalebene befindet sich der Bereich des kleinsten Strahldurchmes-
sers, der eigentliche Brennpunkt. Kompensieren lässt sich der Astigmatismus durch Wahl der
entsprechenden Radien, da diese auf den Hauptstrahl wirken. Liegt der Hauptstrahl jedoch auf
der optischen Achse, wirkt diese Korrekturmaßnahme nicht. Die Abbildung 3-6 stellt den
Verlauf eines typischen Strahls mit Astigmatismus, unabhängig von der Größenordnung des
Strahls im Spotdiagramm dar.
Abb. 3-6 Für Astigmatismus typisch Spotdiagramm
3.4.4 Wellenoptische Betrachtung
Im Gegensatz zur geometrischen Optik, wo sich vom Gegenstand weg Kugelwellen ausbrei-
ten, deren Krümmungsradien linear mit dem Abstand wachsen, gilt dieses nicht für den Gauß-
strahl. Hier nimmt das Abbildungsgesetz für die Taille eine andere Form an. Wenn man da-
von ausgeht, dass am Ort der Taille die Phasenfläche eben ist, also R =
∞
, dann erhält man
nach [Hodg92]:
[ ]
zfzzz
z
f
1
z
1
z
1
2
R
2
2
R
−+
+=
′
+
(3-5)
geometrische Optik
z
z
34
wobei z’ der Abstand der Taille von dem Linsenscheitel ist und positiv ausfällt, falls wie in
der Abbildung 3-7 dargestellt, die Taille rechts der Linse liegt. Für die gezeigten Größen gilt:
(3-6)
(3-7)
2
2
R
2
RR
)fz(z
f
z'z −+
=
(3-8)
Abb. 3-7 Verlauf eines Gaußstrahls durch eine Linse [Hodg92]
Aus (3-5) und (3-8) erkennt man, dass große Rayleighlängen z’
R
und ein kleiner Fokusradius
w’
0
nicht vereinbar sind. Die Division der beiden Gleichungen liefert:
π
λ
==
RR
z
w
z
w
0
2
2
0
'
'
(3-9)
Neben dem Strahlparameterprodukt ist das Verhältnis Fokusfläche zu Rayleighlänge eine
Konstante des Gaußstrahls. Versucht man den Fokusradius möglichst klein zu wählen, indem
man z.B. die Brennweite der Linse klein wählt, so wird die beidseitige Rayleighlänge mit der
Fokusfläche abnehmen. Man kann aus diesem Grund nicht beliebig enge und gleichzeitig tiefe
Schnitte in ein Werkstück machen.
Die Abbildung 3-8 zeigt die graphische Darstellung der Abbildungsgleichung (3-5). Der
Grenzfall der Abbildungsgleichung der geometrischen Optik wird nur erreicht für z
R
/ z = 0,
d.h. wenn die Strahltaille, in Einheiten der Rayleighlänge gemessen, sehr weit entfernt ist. In
diesem Fall verhält sich der Gaußstrahl gerade wie eine Kugelwelle.
0f
fw
θ
⋅
=
( )
2
2
R
00
fzz
f
w'w
−+
=
35
Abb. 3-8 Zusammenhang zwischen dem Abbildungsmaßstab w’
0
/ w
0
, der Gegenstandsweite z
und der Rayleighlänge z
R
nach (3-5), nach [Hodg92]
Die Abbildungsgleichung der geometrischen Optik gilt nach wie vor, nur liefert sie nicht die
Strahltaille, sondern den Ort des „Bildes“ w’ der Taille. Dieses Bild der Taille ist keine Taille
und besitzt auch keine ebene Phasenflächen. Ihre Bezeichnung Bild ist jedoch zutreffend, da
alle von w
0
ausgehenden Strahlen im Bild w
0
’ vereinigt werden [Hodg92]. Sind die Beträge
von Taillenabstand z und Brennweite f gleich, also 1, und ist die Rayleighlänge z
R
im Ver-
hältnis zur Brennweite f klein (für große Brennweiten), nähern sich die Phasenfronten der
geometrischen- und der Wellenoptik an.
3.4.5 Bildfeldwölbung
Bei der Bildfeldwölbung handelt es sich um einen Fehler, der in der Bildebene auftritt. Hier-
bei wird der Fokus in der Bildebene in Achsrichtung, in Abhängigkeit vom Abstand der opti-
schen Achse, verschoben. Diese Verschiebung verläuft auf einem Radius, dem „Petzvalradi-
us“, dessen Scheitelpunkt sich in der optischen Achse befindet. Für dünne Linsen gilt folgen-
de Bedingung:
n
f
1
`
n
R
1
⋅
′
−=
φ
−=
′
(3-10)
Für ein beliebiges System ist die Größe f’ / R’ ein von der Brennweite unabhängiges Maß für
die Petzvalkrümmung. Korrigieren lässt sich dieser Fehler durch Verwendung von negativer
Brechkraft bei kleiner Randstrahlhöhe. Die größte Wirkung erzielt man, wenn eine negative
Feldlinse in die Gegenstands- und Bildebene gelegt wird. Dies scheidet für den vorliegenden
Fall jedoch aus, da die Lasermaterialbearbeitung in der Bildebene stattfinden soll. Meniskus-
geometrische
Optik
z
R
/ f
0
0,4
0,5
1
5
-1 0 1 2 3
w
0
` / w
0
1
2
3
z / f
36
linsen haben aufgrund ihrer ähnlichen Radien und ihrer Dicke meist eine reduzierende Wir-
kung auf die Petzvalkrümmung [Zügg10].
Abb. 3-9 Darstellung der Petzvalkrümmung anhand einer Linse [Zügg10]
Die Abbildung 3-10 zeigt die Verschiebung der Fokuslage bei Veränderung der Einstellpara-
meter des Gesamtsystems. Hierbei wird der Anstellwinkel
ε
bei konstantem Durchmesser von
100 µm variiert. Die Fokussieroptik, die mitverantwortlich ist für die Rayleighlänge ist, wird
mit 100 mm Brennweite festgelegt. Die Verschiebung ergibt sich maßgeblich aus den unter-
schiedlichen optischen Weglängen, die durch die Einstellung hervorgerufen werden.
In der Abbildung 3-2 ist die Wirkung der Einstellparameter dargestellt. Hierbei wird ersicht-
lich, dass sich die größten Weglängenunterschiede aus den jeweiligen Winkelpositionen der
planparallelen Platte ergeben. Die Fokuslage erfährt hierbei je nach Weglängenunterschied
durch die planparallele Platte und deren Brechungsindex eine Verschiebung. Die Verschie-
bung im variablen Keil ist durch den kompensierenden Aufbau vernachlässigbar. Ebenso der
Einfluss des Schutzglases, da dessen Dicke gering ist. Die Lageverschiebung zeigt größere
Werte als der Betrag der Rayleighlänge. Dies bedeutet, dass die Fokuslage in Z- Richtung für
die jeweilige Einstellung angepasst werden muss.
Abb. 3-10 Z - Verschiebung der Fokuslage bei Parameterverstellung
0
1
2
3
4
5
6
7
0 4 6 1 0 3 1 7 7 2 6 9 3 8 0 5 1 0 6 6 1
F o k u s lag e n v e rs c h ie b u n g in Z -R ic h tu n g [µ m ]
Anstellwinkel [°]
A n s te llw in k e l
Rayleighlänge w
0
= 271 µm
bei f = 100 mm
λ = 1.064 nm
Linse
Petzvalschale
R’ = - n · f’
Gaußebene
37
3.4.6 Auswahl optischer Gläser für den Strahlengang
Bekannt ist, dass durch ionisierende Strahlung Gläser und Kristalle verfärbt werden. Anwen-
dung findet dies bei der Einfärbung von Edelsteinen. Dieser Effekt lässt sich auch bei kurzge-
pulsten Lasersystemen, die heute im industriellen Einsatz sind, beobachten. Problematisch
wird dies, wenn diese Systeme mit Wellenlängen im VIS - oder im UV - Bereich ausgestattet
werden. Hier baut sich die Verfärbung durch die Dauerbestrahlung schnell auf und absorbiert
so die Laserstrahlung. Bei Kurzpulssystemen muss bei der Wahl von gläsernen Optiken genau
auf deren Einsatz geachtet werden. So können z.B. bei Wellenlängen von 532 nm keine BK7-
Optiken mehr verwendet werden, die Folge wäre die Zerstörung des Systems [Lemk10]. Dies
schränkt die Auswahl an optischen Gläsern stark ein, da die begrenzte Zahl an hochbrechen-
den Gläsern, die ein Design mit geringen Massen und verbesserter Fehlerkompensation er-
laubt, dadurch noch schwieriger wird. Hochbrechende Kristalle sind oft stark doppelbrechend
und daher für die Verwendung ungeeignet. Die Abbildung. 3-11 zeigt das Transmissionsver-
halten der laserinduzierten Verfärbung von Kalk - Natron - Glas (Optiwhite) und BK 7
(Schott).
Abb. 3-11 Laserinduzierte Verfärbung [Lemk10]
38
3.5 Kompensation der optischen Fehler durch Rotation
Die bedeutendsten Fehler sind Koma und Astigmatismus, sie werden in erster Linie von den
optischen Elementen planparallele Platte und variabler Keil (Plankonkav - und Plankonvex-
linse) erzeugt. Dies sind auch die Elemente, die in Rotation versetzt werden. Um die Rotation
der Fehler deutlich zu machen, wurde das System weit aus dem Arbeitsbereich bewegt. In
dieser Einstellung können Durchmesser von bis zu 6 mm (innerhalb des Arbeitsbereiches bei f
= 100 mm max. 1.400 µm) realisiert werden. Bei großen Verstellungen wird der Strahl „weit“
aus der Systemachse weg bewegt. Je weiter die Auslenkung, desto größer die Fehler, d. h. die
optischen Fehler Astigmatismus und Koma wurden verstärkt. Um die Rotation der Fehler
noch besser zu erkennen, wurde an unterschiedlichen Positionen der Strahltaille auf den
Durchmesser eine Reihe von Laserpulsen gesetzt. Die Materialperforation liefert dabei einen
Abdruck der jeweiligen Fokuslage mit ihren optischen Fehlern. Die Abstände wurden dabei
so gewählt, dass die Einschüsse, anders als später in der Applikation, nicht überlappen. In der
Abbildung. 3-12 zeigt das Spotdiagramm der ZEMAX - Rechnung die jeweiligen Einstellung.
In den Applikationsbildern ist auf 3, 6, 9 und 12 Uhr eine Vergrößerung des Fokusabdruck
zur besseren Erkennung dargestellt. Hier lässt sich nun zeigen, dass der Fehler mitrotiert und
die Lage zur Schnittkante immer gleich bleibt. Dies ist für die Applikation von großer Bedeu-
tung, da dies symmetrisch runde Bohrungen und hochwertige Schnittkanten erlaubt. Zur Ver-
wendung kam ein Laser mit einer Strahlqualität von M
2
kleiner als 2, bei einer Wellenlänge
von 1.064 nm und einer Pulsbreite von 30 nsek.
Abb. 3-12 Fokusabdruck
3.6 Vibration des optischen Systems
Um die Laserpulse präzise auf einer Kreisbahn verteilen zu können, werden die Stellelemente
in Rotation versetzt. Erreicht wird dies durch die Verwendung eines Hohlwellenantriebs, auf
39
dessen Achse die optischen Stellelemente montiert sind. Der Strahl kann dadurch durch das
Innere des Motors geführt werden, und die Elemente müssen nicht von extern angetrieben
werden. Hierdurch lassen sich schwingungsarm hohe Drehzahlen erreichen. Jedoch erzeugt
jedes mechanische System, welches in Bewegung versetzt wird, auch Schwingungen, die sich
im ungünstigsten Fall überlagern und aufaddieren. Diese Resonanzschwingungen haben eine
hohe Amplitude und sind schwer zu dämpfen. Um die Auswirkungen dieser Schwingungen
auf das optische System zu untersuchen, wurden mit einem Laservibrometer Messungen vor-
genommen.
Der hier verwendete Drei - Phasen - Asynchronmotor hat den Vorteil, dass die Schwingungs-
ausrichtung (aufgrund seines magnetischen Feldes) in X - Y-Richtung erfolgt, in Z - Richtung
treten nur vernachlässigbar kleine Werte auf. In der Abbildung 3-13 ist die Auswertung einer
solchen Messung dargestellt. Deutlich zu sehen ist die Erhöhung der Amplitude bei 2.000
U / min und 9.000 U / min. Hier liegen Resonanzstellen vor.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
1.000 2.000 3.000 4.000 5.000 6.000 7.000 8.000 9.000 10.000
Drehzahl [U/min]
Amplitude [µm]
maximale - Auslenkung
0 - Stellung
Abb. 3-13 Auswertung der Laservibrationsmessung
Die maximale Amplitude wird mit 16 µm, das heißt
±
8 µm aus der Null - Lage erreicht. Zur
Berechnung der Fokuslagenverschiebung dient dieser Wert als Grundlage. Des Weiteren sind
die Vorgaben aus der Industrie ein guter Anhaltspunkt für die zu erreichenden Werte. Tole-
ranzanforderungen von 1 - 2 Prozent vom Bohrungsdurchmesser werden immer wieder ge-
nannt. Dies bedeutet bei einer 100 µm - Bohrung eine maximale Verschiebung der Fokuslage
um 1 µm.
Mit ZEMAX lassen sich danach die Fokuslagenverschiebungen berechnen. Die in Rotation
versetzten Elemente (planparallele Platte und variabler Keil, mechanisch gekoppelt) werden
in Y - Richtung (transversal zur Lichtausrichtung) verschoben und ihre Fokuslage berechnet.
Die Fokusqualität wird hierdurch kaum beeinflusst, da sich die optischen Weglängen durch
das System kaum verändern. Bei der planparallelen Platte bleibt die Weglänge konstant, beim
40
variablen Keil sind die Änderungen aufgrund der ausgleichenden Wirkung der Plankonkav -
und der Plankonvexlinse sehr klein. Selbst die Winkelverstellung lässt sich vom Einfluss der
transversalen Verschiebung zur Strahlrichtung kaum beeinflussen, der Winkel zwischen den
wirkenden Flächen bleibt konstant. In der Abbildung. 3-14 ist die errechnete Fokusverschie-
bung im Diagramm dargestellt.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
8 16 32 40 48
Auslenkung der Stellelemente [µm]
Fckusverschiebung [µm]
Abb. 3-14 Fokusverschiebung durch Vibration
Wesentlich für das Erreichen von guten Ergebnissen ist die Trennung von Fokussiereinheit
und Stellelementen, die mechanisch entkoppelt aufgebaut, voneinander schwingungsisoliert
sind. Hierauf wird im Kapitel 4, Konstruktion und Aufbau der Bearbeitungsoptik, näher ein-
gegangen. Grundlage für die Berechnung waren 70 µm Eintrittsbohrungen bei einem Anstell-
winkel von 3°.
3.7 Erreichbare Strahlwerte
In der Tabelle 3-2 sind die Parameter des optischen Systems dargestellt. Die Fehler der opti-
schen Elemente, die im RMS - Radius der Bildgröße in der Bildebene abgebildet werden,
liegen unterhalb derer der wellenoptischen Berechnungen des Taillenradius’. Das heißt, dass
das optische System nicht durch die Elemente, sondern durch die verwendete Strahlquelle
begrenzt wird. Bei der richtigen Wahl der Strahlquelle können dadurch qualitativ hochwertige
Bearbeitungsergebnisse realisiert werden. Bohrungsdurchmesser, Anstellwinkel sowie die
Vielzahl der verwendbaren Fokussierobjektive geben Aufschluss über die Breite der Anwen-
dungsmöglichkeiten des Systems in der Applikation.
Außer bei einer Brennweite von f = 50 mm wurde der Arbeitsabstand mit 20 mm festgelegt.
Bei f = 50 mm begrenzen die mechanischen Bauteile den Arbeitsabstand. Da in dem hier vor-
gestellten System die Manipulation des Strahls hinter der Fokussierung geschieht, ist die
Brennweite ein Maß für den verwendbaren Bauraum. Aber auch hier reicht der Raum zur
Verschiebung
durch Vibration
maximal
zulässige
Verschiebung
41
Verwendung einer Gasdüse noch aus. Der Strahldurchmesser wurde mit 5 mm gewählt, um
die optischen Fehler in Grenzen zu halten. Größere Strahldurchmesser ergeben nicht, wie bei
klassischen Bearbeitungsoptiken, einen kleineren Fokusdurchmesser, sondern wirken durch
das rapide Ansteigen der Aberrationen eher vergrößernd. Die hier ermittelten Werte wurden
auf Grundlage eines Lasersystems mit guter Strahlqualität M
2
< 1,3 und einer Wellenlänge
λ
= 1.064 nm errechnet. Zur Bestimmung der optischen Parameter diente das Berechnungspro-
gramm Win ABCD aus dem Ferdinand - Braun - Instituts, welches auf der Matrizenmultipli-
kation basiert. Andere Werte wurden mit ZEMAX bestimmt.
Brennweite / f bei Strahldurchmesser
∅
∅∅
∅
5 mm
und Arbeitsabstand ca. 20 mm
Parameter 50 [mm] 75 [mm] 100 [mm] 150 [mm]
-
ε
εε
ε
[°]
4,4 4,8 5,8 6,1
Anstell-
winkel
ε
εε
ε
bei
∅
∅∅
∅
100 µm +
ε
εε
ε
[°]
2,9 1,9 1,4 1,0
RMS
∅
∅∅
∅
100 r
max.
[µm]
1,7 1,0 0.5 0,2
Bohrung
∅
∅∅
∅
[µm] 0°
2.100 1.800 1.400 900
Fokus w
0
[µm]
3,5 5,1 6,8 10,2
Rayleighlänge
Z
R
[µm]
73 157 271 617
Tabelle 3-2 Erreichbare Einstellwerte bei einer Wellenlänge λ
λλ
λ von 1.064 nm und einer Laserstrahl
quelle von M
2
< 1,3
Arbeitsabstand 12 mm
42
4 Konstruktion und Aufbau der Bearbeitungsoptik
4.1 Anforderungen an die Konstruktion
Das optische System wird in zwei unterschiedlichen Aufbauten eingesetzt. Einerseits in einer
Bearbeitungsoptik, die zur Bearbeitung von transparenten Materialien bei feinmechanischen
Abmessungen dient (System 1). Hier liegt das Interesse bei der Erreichung hoher Drehzahlen,
die für eine schonende und sichere Bearbeitung sorgt. Bei diesen Applikationen liegen die
Anforderungen an die Genauigkeit im Bereich der Freimaßtoleranzen (DIN 7168 fein), die in
der Feinwerktechnik üblich sind. Daher reicht eine einmal eingestellte Parameterkombination
in der Regel aus, um Bearbeitungen dauerhaft in hinreichender Präzision durchführen zu kön-
nen.
Ganz anders stellt sich die Situation in der Mikromaterialbearbeitung bei System 2 dar. Hier
werden sehr hohe Anforderungen an die Applikation gestellt. Toleranzen im Bereich weniger
Mikrometer sind keine Seltenheit. Parameterverstellungen während der Bearbeitung zur Her-
stellung von Formbohrungen (Shape hole) oder zur Ausarbeitung bzw. zur Veredelung der
Bohrwand sind oft geäußerte Wünsche. Um diesen Anforderungen gerecht zu werden, reicht
es nicht aus, ein System mit manueller Verstellung zu konzeptionieren, hier müssen alle Pa-
rameter über Stellglieder ansprechbar und in ein Regelsystem eingebunden sein, welches eine
Online - Überwachung der optischen Stellglieder gewährleistet. In den Tabellen 4-1 und 4-2
sind die wesentlichen Forderungen an die Systeme aufgelistet.
System 1
Nr. Forderung Auswirkung
1 schwingungsentkoppelte Halterung der
Fokussieroptik mit Wechselvorrichtung Erhöhung der Bearbeitungsqualität
2 manuelle Verstellung der Systemparameter
vereinfachter Aufbau
3 rotationssymmetrische Massenverteilung
bei der Halterung der optischen Elemente
Reduktion der systembedingten
Schwingungen
4 Drehzahlregelung der Antriebskomponen-
ten
Anpassung des Puls - zu Puls - Über-
lapps
5 Erreichen hoher Drehzahlen bei geringen
Schwingungen schonende Bearbeitung
Tabelle 4-1 Forderungen an System 1
43
System 2
Nr. Forderung Auswirkung
1 schwingungsentkoppelte Halterung der Fo-
kussieroptik mit Wechselvorrichtung Erhöhung der Bearbeitungsqualität
2 betriebsunabhängige Ansteuerung der Stell-
glieder komplexer Aufbau
3 rotationssymmetrische Masseverteilung bei
der Halterung der optischen Elemente
Reduktion der systembedingten
Schwingungen
4 Drehzahlregelung der Antriebskomponenten
Anpassung des Puls - zu Puls - Über-
lapps
5 Regelung der Stellelemente Integration eines Online-Messsystems
Tabelle 4-2 Forderungen an System 2
Vergleicht man die beiden Tabellen 4-1 und 4-2 miteinander, wird ersichtlich, dass sich einige
Punkte wiederholen. So ist nicht nur das optische System gleich, sondern auch Teile des me-
chanischen Aufbaus können auf eine gemeinsame Basis gestellt werden. Der mechanische
Aufbau der schwingungsentkoppelten Fokussieroptik wird in beiden Systemen gefordert, hin-
zu kommt der Wunsch, die Optik unkompliziert wechseln zu können. Diese Baugruppe wird
so aufgebaut, dass sie für beide Systeme nutzbar ist. Analog hierzu wird auch bei Punkt 3 und
Punkt 4 verfahren. Auf die sich unterscheidenden Punkte wird nachfolgend eingegangen.
4.2 Konstruktion und Aufbau von System 1
In der Abbildung 4-1 ist das System 1 im Viertelschnitt dargestellt. In diesem Zusammenhang
wird nicht auf konstruktive Einzelheiten eingegangen, sondern in erster Linie auf die Erläute-
rung der Funktionsweise. Der Antriebsmotor ist hierbei vereinfacht dargestellt. Die schwin-
gungsentkoppelte Justageaufnahme (01) ist fest mit der Grundplatte (02) verbunden, diese
dient später auch zur Befestigung an der Maschinenachse. Die Schwingungsentkopplung
wurde über die Befestigung des Drei - Phasen - Hohlwellenmotors (03) realisiert, dessen Be-
festigungspunkte in Schwingungsdämpfern gelagert, mit der Grundplatte (02) verbunden sind.
Die Justage und die Einstellung der Fokussieroptik (01) lässt sich mit auf Wellen sitzenden
Achsspannern (04) und einer Gewindeeinstellung (05) bewerkstelligen. Die durch die Motor-
welle geführte Optik (06) kann in ihrer Lage justiert sowie im Abstand zu den folgenden opti-
schen Elementen eingerichtet werden.
44
Abb. 4-1 Darstellung der manuell einstellbaren Bearbeitungsoptik
Die Verwendung von Wechseloptiken ist problemlos möglich, hierzu steht der komplette
Bauraum der Hohlwelle zur Verfügung. Die manuelle Verstellung der optischen Elemente
wurde - in einer Einheit (07) zusammengefasst - auf der Hohlwelle des Motors montiert. Die
Verstellung wird bei entferntem Gehäuse (08) an den Stellringen vorgenommen. Hierzu wird
der jeweilige Konterring (09), der zur Arretierung der Einstellung dient, gelöst, um anschlie-
ßend am Stellring die gewünschte Parametereinstellung vornehmen zu können.
Das System erlaubt die unabhängige Wahl von Durchmesser und Winkelverstellung. Die
Durchmesserbeeinflussung erreicht man über die Verdrehung des oberen Stellrings (10),
welcher dann auf einen Stößel (11) drückt, der anschließend auf die Einfassung (12) der plan-
parallelen Platte wirkt und diese im Winkel auslenkt. Stößel (11) und Einfassung (12) sind
hinterfedernd gelagert. Dies ermöglicht eine spielfreie Einstellung. Die gelagerte Einfassung
(12) und ihre Massen sind so berechnet, dass sich diese bei jeder Einstellung rotationssym-
metrisch verteilen. Bei Rotation wirken die Fliehkräfte so, dass die Einfassung (12) gegen den
Stößel (11) drückt und in Richtung der Federn arbeitet. Eine ähnliche Funktionsweise zeigt
die Verstellung des Anstellwinkels (13), hier sind Plankonvex - und Plankonkavlinse ineinan-
dergeschachtelt, in einem gemeinsamen Drehpunkt hinterfedernd gelagert, so dass ihre Ra-
dien mit einem Luftspalt versehen ineinander laufen. Auch hier arbeiten die Federn gegen den
Durchmesser-
Verstellung 10
Drei-Phasen-Hohl-
Wellenmotor 03
Grundplatte und
Maschinenschnitt-
Stelle 02
schwingungsent-
koppelte
Fünf-Achs-
Justageaufnahme für
Fokussieroptik 01
Gasanschluss
Linsengruppe
zur Fokussierung 06
Arretierung der
Einstellung 09
Verstellung des
Anstellwinkels 14
Achse mit
Achsspanner zur
Justage 04
Stößel 11
planparallele
Platte 12
variabler
Keil 13
Gasdüse 17
Schutzglas mit
Aufnahme und
Stelleinheit Ge-
windeeinstellung 05
Schutzvorrichtung
gegen Ölabscheidung
und Aufnahme für das
Gehäuse
Schutzglas 16
Verstelleinheit 07
Gehäuse 08
Gasverteile 15
45
Stellring (14) und realisieren damit eine spielfreie Einstellung. Die Fliehkräfte wirken wie bei
der Durchmessereinstellung in Richtung der Federn. Ebenso sind die Linsenfassungen auf
Massensymmetrie hin untersucht und ausgeglichen worden. Auch bei hoher Drehzahl und
großen Fliehkräften bleiben die Einstellungen unverändert.
Das Gehäuse (08) ist mit einem Bajonettverschluss versehen, welcher ein problemloses Öff-
nen und Verändern der Einstellwerte erlaubt. Außerdem dient das Gehäuse zum Schutz vor
drehenden Teilen. Am Gehäuse ist der Gasverteiler (15) befestigt, der das Schutzglas (16)
sowie die Düse (17) trägt und mit dem zugeführten Prozessgas die Applikation unterstützt.
Vorteilhaft ist, dass der Motor quasi kontaktfrei im Leerlauf betrieben werden kann.
In der Abbildung 4-2 sind die Einstellschrauben (10), (14) von System 1 (links) gezeigt. Das
Gehäuse (08), welches
zur Aufnahme des Gasverteilers (15) dient, wurde entfernt. Mit den
Einstellschrauben (10), (14) wird die jeweilige Verstellung der optischen Elemente, wie im
Funktionsprinzip dargestellt (rechts), realisiert. Dabei zeigen die Blockpfeile die Wirkung der
mechanischen Verstellung. Die Einrichtung des Fokussiersystems lässt sich in der Justage-
gruppe (01) vornehmen und ist in der Abbildung 4-1 gezeigt. Die Lage der optischen Elemen-
te in der Funktionsskizze entspricht annähernd der der konstruktiven Umsetzung.
Abb. 4-2 Darstellung der Einstellschrauben mit Funktionsprinzip
Durchmesser-
verstellung 10
Arretierung der
Einstellung 09
Verstellung des
Anstellwinkel 14
Laserstrahl
Werkstück
Einstellung,
Fokussier-
system
Stellrichtung,
plan parallele
Platte
Stellrichtung,
einstellbare
Keilplatte
Drehpunkte
der optischen
Elemente
46
4.2.1 Technische Daten System 1
In der Tabelle 4-3 sind die wesentlichen technischen Daten von System 1 dargestellt. System
1 kann in zwei Ausführungsformen realisiert werden, hier spielt die Hohlwellenausführung
eine bedeutende Rolle. Bei großen Motorleistungen und hohen Drehzahlen wirken die magne-
tischen Kräfte sowie die Fliehkräfte auf den Rotor und bringen die Hohlwelle zum Durchbie-
gen. Aus diesem Grund muss zum Erreichen der Maximaldrehzahl die Hohlwelle verstärkt
ausgeführt werden, wodurch sich der Innendurchmesser verkleinert. Dies wirkt sich in der
Konstruktion auf die freie Apertur und somit auf die verwendeten Optiken aus.
System 1
Parameter Ausführung A Ausführung B
Drehzahl [U / min] 1.000 - 20.000 1.000 - 40.000
Optik [∅ in “] ½ ¼
freie Apertur [mm] 10 5,5
Empfohlener Strahldurchmesser [mm] < 5 < 3
elektrischer Anschluss [V] / [VA] 230 / 425 230 / 425
geometrische Abmaße H x B x T [mm]
200 x 100 x 120 200 x 100 x 120
Tabelle 4-3 Technische Daten der manuell einstellbaren Bearbeitungsoptik
4.3 Konstruktion und Aufbau von System 2
Wie bei System 1 liegt auch hier der Fokus auf der Erläuterung der Funktionsweise. Auf die
schwingungsentkoppelte Justieraufnahme (01), die Einheit der optischen Elemente (07), die
Gaszuführung (15) sowie die Befestigung des Drei - Phasen - Hohlwellenantriebs (03), wel-
che äquivalent zu System 1 aufgebaut sind, wird nicht mehr eingegangen. In der Abbildung
4-3 ist der Viertelschnitt der automatisierten Bearbeitungsoptik mit Messsystem dargestellt.
Auf das Messsystem wird in Abschnitt 4.3.1 noch näher eingegangen, hier soll nur die Inte-
grationsfähigkeit des Systems demonstriert werden.
Wie gefordert sind in System 2 die optischen Stellglieder motorisch ansteuerbar. Das heißt die
in System 1 manuell vorgenommene Verstellung lässt sich nun automatisiert über Schrittmo-
toren ansteuern. Diese links und rechts des Drei - Phasen - Hohlwellenantriebs (01) angeord-
neten Schrittmotoren (02), (03) werden im Mikroschritt betrieben und sprechen über die
Zahnriemengetriebe die Stellglieder der Baugruppen Durchmesser- und Winkelverstellung
(04), (05)an. Die kugelgelagerten Stellglieder greifen über Feingewindegetriebe auf die rota-
47
tionsentkoppelte Stößelbefestigung, die in Doppelspindellager geführt werden, zu. Die Ent-
kopplung ermöglicht die Verstellung in jeder Betriebslage. Die Stößel wirken ähnlich wie bei
System 1 auf die optischen Stellglieder und lenken diese in ihren Lagen aus. Ein besonderes
Augenmerk bei der Konstruktion muss auf das Höhenspiel gelegt werden. Dies ist besonders
bei der Lagerung der Stellglieder, dem Feingewindegetriebe und dem Doppelspindelkugella-
ger zu beachten. Letzteres ist relativ einfach zu realisieren, da Spindelkugellager auf Wunsch
werkseitig aufeinander angepasst zu beziehen sind. Bei Lagerung der Stellglieder in einem
einfachem Vierpunktlager muss konstruktiv auf das Höhenspiel reagiert werden. Hier wurden
Federbleche eingesetzt, welche die Kugel der Lager immer nur an einer Seite der Lagerschale
abrollen lassen. Das Feingewindegetriebespiel kann eigentlich nur über fertigungstechnische
Toleranzvorgaben abgefangen werden, jedoch wird an dieser Stelle noch die Möglichkeit der
Materialkombination genutzt, um die Stellglieder im Gewindebereich zu schlitzen und da-
durch ein leichtgängiges, vorgespanntes und quasi spielfreies Gewinde zu realisieren. Was
außerdem noch zu Stellfehlern führt, ist die Dehnung der Zahnriemen unter Last. Daher ist
beim gesamten System auf Leichtgängigkeit zu achten.
Die Zahnriemen bestehen aus Polyurethan und hochfesten Stahlcord - Zugträgern, die keine
Nachdehnung zulassen, außerdem sind die Riemen vorgespannt, um jedes Spiel zu vermeiden
[Mulc10]. Die Stößel werden zusätzlich in der Lagerfassung der optischen Stellglieder geführt
und wirken damit präzise auf die Verstellung. Außerdem sind die Stößelbefestigungen mit
Stiften versehen, die verhindern, dass sich diese durch die Reibung in den Lagern bei Rotation
verstellen. Auch hier muss darauf geachtet werden, dass die Maßpaarung in einer Passung
ausgeführt wird, um das Umkehrspiel zu minimieren. Die Endschalter im oberen Teil der
Stellantriebe (06) werden von der Steuerung abgefragt und verhindern, dass die Stellglieder
an den Anschlag fahren. Ein dritter Schalter kann als Referenzschalter genutzt werden und
lässt sich in seiner Lage verstellen. So können bestimme Parameterkombinationen problemlos
auch ohne Messsystem wiedergefunden werden. Bei der mechanischen Ausführung wurde
auch hier auf Spielfreiheit geachtet.
Obwohl bei der Werkstoffkombination auf die entsprechende Paarung geachtet wurde, kommt
die Konstruktion nicht ohne Schmierung aus. Zum Einsatz kommt hier ein Schmierstoff, der
sich einerseits bei hohen Drehzahlen nicht ablöst und andererseits die Leichtgängigkeit erhält.
Diese Schmierstoffe sind Fette, die einen harnhaltigen Anteil besitzen. Mit dieser Maßnahme
können die optischen Elemente vor Verschmutzung geschützt werden, ohne die Funktionsfä-
higkeit einzuschränken. Vorteile dieses Aufbaus sind die komfortable Einrichtung der Appli-
kation sowie das Wiederfinden der Parameterkombination.
48
Abb. 4-3 Darstellung der automatisierten Bearbeitungsoptik mit Messsystem
Schwingungsent-
koppelte Fünf-
Achs-Justieraufnahme
Grundplatte u.
Maschinen-
schnittstelle
Drei-Phasen-
Hohlwellen-
motor 01
Gasan-
schluss
Achse mit
Achsspanner zur
Justage
Schutzglas mit
Aufnahme und
Stelleinheit
Linsen-
gruppe zur
Fokussie-
rung
planparallele
Platte
variabler
Keil
Schutzglas Gasdüse
Stellantrieb
Winkelver-
stellung 02
Messsystem
Durchmesser-
verstellung
Baugruppe
Winkel-
verstellung 04
Baugruppe
Durchmesser-
verstellung 05
Messsystem
Winkel-
verstellung
Endschalter-
steuerung 06
Stellantrieb
Durchmesser-
verstellung 03
Zahnriemen-
übersetzung
49
In der Abbildung 4-4 ist die Leistungsfähigkeit des Systems bildlich demonstriert. Erzeugt
wurde diese Darstellung, indem die Optik mit einer Drehzahl von 1.000 U/min rotierte und
dabei die Stellelemente ausgelenkt wurden. Gezeigt ist hier eine Tiefengravur auf einem Edel-
stahlblech, wobei die Zustellung von außen zum „0“ - Punkt und wieder zurück erfolgte. Das
heißt, es wurde eine spiralförmige Doppelspur geschrieben, die nicht nur die Gleichförmigkeit
der Bearbeitungsstruktur zeigt, sondern auch das Umkehrspiel beinhaltet. Eine gewisse Unsi-
cherheit ist auch der Strahlquelle zuzuschreiben, da diese bei den Abmessungen eine erhebli-
che Auswirkung auf das Bearbeitungsergebnis hat. Der verwendete Laser wurde mit einem
M
2
kleiner 2 vermessen.
Abb. 4-4 Darstellung der Bearbeitungsgenauigkeit des Systems
4.3.1 Konstruktion und Aufbau des Messsystems
Trotz umfangreicher konstruktiver Maßnahmen lässt sich eine absolut spielfreie Konstruktion
nur mit festen Komponenten erreichen. Dies wurde mit System 1 realisiert, obwohl auch die
äußere Beeinflussung (in erster Linie die Temperatur) berücksichtigt werden muss, um eine
Langzeitstabilität im Betrieb zu gewährleisten. Will man ein System mit variabler Parameter-
einstellung möglichst während der Bearbeitung nutzen, muss die Position der Stellelemente
vermessen werden. Der Fehler, der in der vorgestellten Konstruktion am stärksten, abgesehen
von den äußeren Bedingungen, ins Gewicht fällt, ist das Umkehrspiel. Bei diesem Fehler, wie
auch dem Fehler durch äußere Beeinflussung, geht der Bezug zur Mikroschrittsteuerung der
Stellglieder verloren und deshalb muss bei hoch präzisen Applikationen nachjustiert werden.
In der Abbildung 4-5 ist das Messsystem als einzelne Baugruppe dargestellt.
20 µm
Rückstellung
Zustellung
50
Abb. 4-5 Darstellung des Messsystems
Diese Einheit besteht aus zwei getrennten Systemen, die symmetrisch zueinander aufgebaut
sind. Dabei trifft der Laserstrahl, pro Umdrehung einmal, auf das jeweilige Stellglied und
wird von diesem auf ein Fotodiodenarray reflektiert. Hierbei verdoppelt sich die Winkel-
wegstrecke (Einfallswinkel gleich Ausfallswinkel) auf Grund der Reflexion und erhöht damit
die Genauigkeit der Auflösung. Je nach Stellung der Glieder wird der Sensor an einer anderen
Stelle getroffen und dieser Wert registriert. Zur Erhöhung der Auflösung wird der Fokus-
durchmesser so eingestellt, dass mehrere Pixel gleichzeitig angesprochen werden. Diese wer-
den ausgewertet und hieraus das arithmetische Mittel gebildet. Dies verdoppelt virtuell die
Anzahl der Pixel und erhöht dadurch die Genauigkeit des Messsystems. Die Stellglieder der
Winkelverstellung sind mechanisch gekoppelt, daher reicht es aus, wenn ihre Lage einseitig
abgefragt wird. Mit dieser Art der Triangulationsmessung lässt sich die Lage der Stellglieder
im Online-Betrieb kontrollieren und die ermittelten Werte zur Regelung nutzen. Außerdem
kann auf diese Weise auf äußere Beeinflussung, wie z.B. Temperaturerhöhung, reagiert wer-
den. In der Abbildung 4-6 ist die Messgenauigkeit des Messsystems dargestellt. Zur Berech-
nung der Wertereihe planparallele Platte wurden die geometrischen Gegebenheiten sowie die
Gleichung (3-1) aus Kapitel 3 in Betracht gezogen und über die Pixelposition des Fotodioden-
arrays (siehe Abbildung 4-5 links) aufgetragen. Je nach geometrischem Verlauf des Strahls
Stellglied
Winkel-
verstellung
Stellglied
Durchmesser-
verstellung
Fotodiodenarray
Messlaser mit
Fokussiereinrichtung
Messstrahl
„0“-Stellung
Messstrahl
ausgelenkte - Stellung
51
ändert sich die Auflösung entsprechend. Analog hierzu wird bei der Berechnung der Werte-
reihe variabler Keil verfahren. Grundlage zur Berechnung bilden hierzu die geometrischen
Gegebenheiten (siehe Abbildung 4-5, rechts) sowie die Gleichung (3-2) aus Kapitel 3. Durch
die mechanische Kopplung der beiden Linsenfassungen und der Messung einer einzelnen Sei-
te entstehen bei der Wertereihe annähernd lineare Verhältnisse. Die Auflösungsleistung fällt
hier schlechter aus, da die Anzahl der Pixel pro Verstelleinheit entsprechend geringer gerät.
Die resultierende Wertereihe stellt die Aufaddierung von Reihe planparallele Platte und Reihe
variabler Keil dar und beschreibt die Leistungsfähigkeit des Gesamtsystems. Erhöhen lässt
sich die Auflösungsgenauigkeit durch Änderung der geometrischen Gegebenheiten und / oder
durch die Verwendung von Fotodiodenarrays mit kleinerem Pixelabstand und höherer Pixel-
anzahl pro Strecke. Diese Lösung ist der Kompaktheit und Integrationsfähigkeit des Gesamt-
systems geschuldet.
Abb. 4-6 Auflösungsvermögen des Messsystems, ungünstiger Fall
4.3.2 Technische Daten System 2
Obwohl bei der automatisierten Bearbeitungsoptik die gleiche Antriebseinheit Verwendung
findet wie bei der manuellen Bearbeitungsoptik, muss die Drehzahl auf 10.000 U / min be-
grenzt werden. Die Ursache hierfür liegt hauptsächlich in der Verwendung der großen Dop-
pelspindelkugellager, die zur Rotationsentkopplung und Verstellung des variablen Keils ge-
nutzt werden. Die Grenzdrehzahl liegt laut Herstellerangaben [Rodr09] bei 10.000 U / min.
Das Messsystem ist optional verwendbar und lässt sich je nach Bedarf integrieren. Die Steue-
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0 500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000
Position [Pixel]
Auflösungsvermögen [µm]
planparallele Platte
variabler Keil
Resultierende
52
rung muss dann entsprechend angepasst werden, da ohne Messung keine Regelung möglich
ist. Die optischen Komponenten werden hiervon nicht beeinflusst und sind bei beiden Ausfüh-
rungen äquivalent. In der Tabelle 4-4 sind die wesentlichen technischen Daten der automati-
sierten Bearbeitungsoptik mit und ohne Messsystem gegenübergestellt. Alle Werte wie Wie-
derholgenauigkeit, Anfahrgeschwindigkeit, sowie steuer- und regelbar ändern sich auf Grund
ihrer Unabhängigkeit nicht.
System 2
Parameter ohne Messsystem mit Messsystem
Drehzahl [U / min] 1.000 - 10.000 1.000 - 10.000
Optik [∅ in “] ½ ½
freie Apertur [mm] 10 10
empfohlener
Strahldurchmesser [mm] < 5 < 5
Wiederholgenauigkeit [µm] < 10 < 3,5
Anfahrge-
schwindigkeit [s] < 1 < 1,5
steuerbar [1]
regelbar [2] 1 2
elektrischer. Anschluss
[V] / [VA] 230 / 425 230 / 425
geometrische Abmaße
H x B x T [mm] 200 x 245 x 120 200 x 245 x 120
Tabelle 4-4 Technische Daten der automatisierten Bearbeitungsoptik
4.4 Ansteuerung der Systeme
In der Abbildung 4-7 ist das Steuerungskonzept von System 1 und 2 dargestellt. Auch hier
wurde der modulare Aufbau weiter geführt. Baugruppen, die sich innerhalb der strichpunk-
tierten Linie befinden, dienen dem Betrieb von System 1 ohne Verwendung einer CNC -
Steuerung.
53
Abb. 4-7 Steuerungskonzept der Systeme
Leistungselektronik
etzteil 40 V / 6 A
1.000 – 10.000
(20.000)
Drehzahlvorgabe
n = 1.000
Anzeige
Drehzahl
fest eingestellt
im E - Block
Drehzahlvorgabe per CC - Programm
etzteil 24 V / 3 A
Regelmodul
CC Steuerung
Messwert-
takt
Durch-
messer
Winkel
Hardware
Endschalter
Schrittmotortakt
Schrittmotortakt
Hardware
Endschalter
PC
RS 232
54
Dazu kann bei der Vorgabe der Drehzahl zwischen einer fest eingestellten oder einer variab-
len Drehzahl gewählt werden. Wird System 1 im Zusammenhang mit einer CNC - Steuerung
betrieben, kann die Drehzahl über diese programmiert und angesteuert werden. Wird System
2 (ohne Messsystem) mit der Steuerung betrieben, können alle Optionen aus System 1 weiter
genutzt werden. Zusätzlich ist es jedoch notwendig, für die Steuerung der Stellglieder zu sor-
gen, die entweder über die CNC - Steuerung oder über einen PC zu realisieren ist. Hier wer-
den dann auch die Endlagenschalter abgefragt. In der letzten Ausbaustufe System 2 (mit
Messsystem) kommt noch ein zusätzliches Regelmodul zum Einsatz, welches die Messwerte
abfragt, auswertet und die entsprechenden Signale an die CNC - Steuerung bzw. an den PC
zur Steuerung der Stellglieder weiter gibt. Mit diesem modularen Konzept kann individuell
auf die unterschiedlichen Ansprüche reagiert werden.
55
5 Applikation
In diesem Abschnitt wird die Leistungsfähigkeit der in Kapital drei und vier beschriebenen
Bearbeitungsoptiken anhand von Verfahrensuntersuchungen dargestellt. Schwerpunkte dieser
Untersuchungen sind das Einbringen von Mikrobohrungen in spröden Materialien sowie die
Bearbeitung von transparenten Werkstoffen. Hierzu werden Bearbeitungsstrategien beschrie-
ben und unter Darstellung von Applikationsergebnissen erläutert, die mit den auf dem Markt
befindlichen Systemen nicht realisierbar sind. Die Werkstoffeigenschaften der Materialien
lassen eine andere Art der Bearbeitung nur sehr schwer oder gar nicht zu. Bei den transparen-
ten Werkstoffen wurden unter anderem Aspektverhältnisse von 1:40 bei präzisem zylindri-
schen Bohrverlauf mit einem Durchmesser von 1 mm erreicht. In spröden keramischen Werk-
stoffen konnten Bohrgeometrien mit Aspektverhältnissen von über 1:10 bei Einhaltung der
Toleranzen von einem Prozent in Form und Geometrie realisiert werden.
5.1 Versuchsbeschreibung
Aufgrund der geometrischen Abmessungen sowie dem Gewicht der Bearbeitungsoptik kann
das System wie eine konventionelle Bearbeitungsoptik, bzw. wie ein herkömmliches Scanner-
system verwendet werden. Zur Durchführung der Applikationsuntersuchungen wurde das
System an den unterschiedlichsten Arbeitsstationen der LMTB sowie in Bearbeitungsmaschi-
nen von Industriepartnern getestet. Hierfür spricht die einfache und intuitive Handhabung des
Systems sowie die unabhängige Wahl der Parametereinstellungen. In diesem Zusammenhang
war es möglich, unterschiedlichste Lasersysteme mit der Optik zu verbinden und somit einen
großen Anwendungsberich zu überspannen. In der Abbildung 5-1 ist eine schematische Dar-
stellung des Versuchsaufbaus zu sehen, bei der die Bearbeitungsoptik an einer konventionel-
len CNC - Maschine befestigt ist.
Abb. 5-1 Schematische Darstellung der Versuchsanordnung
X-Achse
Y
-
Achse
Z-Achse
Steuerung:
CNC-Achsen,
Bearbeitungsop-
tik, Laser
Werkstück
Strahlen-
gang
45° Umlenkspiegel
Bearbei-
tungsoptik
Laser
λ/4-Platte
56
Die Strahleinkopplung wird über Umlenkspiegel bewerkstelligt, die je nach Stand des Lasers
an die Situation angepasst werden können. Wesentlich hierbei ist, das der Strahl zentrisch und
lotrecht in die Optik einfällt. Die
λ
/ 4-Platte dient zur Gewährleistung einer zirkular polari-
sierten Strahlung auf dem Werkstück, da viele Umlenkspiegel polarisationsabhängig sind und
somit die Gefahr einer undefinierten Strahlung bergen. Diese Problematik wird in diesem Ka-
pitel noch eingehend diskutiert.
Die im Einsatz befindlichen Lasersysteme zeigen das zur Verfügung stehende Spektrum in
der modernen Mikromaterialbearbeitung und sind unter der Tabelle 5-1 zusammengestellt.
Hierunter befinden sich Kurzpulspikosekunden - Systeme im Infrarotbereich bei
λ
= 1.064 nm
und frequenzverdoppeltem Grün bei
λ
= 532 nm sowie Nanosekunden-Systeme mit entspre-
chenden Wellenlängen und der Umstellmöglichkeit auf
λ
= 355 nm. Ebenso war es möglich,
Untersuchungen mit einem Faserlasersystem zu realisieren, das in der Industrie auf Grund
seines preislichen Vorteils weitere Applikationsfelder eröffnet. Alle Systeme lassen sich vom
PC aus ansprechen und sichern dadurch eine komfortable Bedienung.
Hersteller / Typ
Parameter Azura
custom-
built
IB Laser
custom-built
IPG
YLP Serie
Lumera
Super Rapid
Rofin
E20 SHG
Wellenlänge [nm] 532 / 355 1.064 / 532 1.060 -
1.070 1.064 / 532 532
max. Leistung [W] 5 40 / 18 20 9 / 6 14
Pulsdauer 35 ns 24 ns / 15 ns
100 ns 10 ps / 7 ps 15 ns
Repetitions - Rate
[kHz] 1 - 100 10 - 100 20 - 50 10 - 640 10 - 200
max. Pulsenergie [µJ]
1.000 1.800 1.000 250 / 200 560
Strahlqualität M
2
< 1,3 < 1,8 < 2 < 1,3 < 1,8
Polarisation linear linear random linear linear
Tabelle 5 - 1 Lasersysteme zur Applikationsuntersuchung
5.2 Systemtechnik
Eines der wesentlichsten Bestandteile des Gesamtsystems ist neben der Bearbeitungsoptik der
verwendete Laser. Um Bearbeitungen höchster Qualität ausführen zu können, muss der im
Laser erzeugte Strahl den Anforderungen genügen. Festkörpersysteme mit hoher Strahlbrilli-
anz werden heute meist mit Longitudinal - Dioden gepumpt, wobei das Pumplicht oft über
Lichtleitfasern zum aktiven Medium geführt wird. Das Pumplicht ist auf die Absorptionsban-
57
de des Kristalls abgestimmt und verhindert damit unnötige Wärmebildung. Hierbei spielt das
Temperaturmanagement des Kristalls eine zentrale Rolle. Heizt sich dieser durch das Pumpen
zu stark und womöglich asymmetrisch auf, kommt es zu einer deformierten thermischen Lin-
se, bei der sich die Randstrahlen anders verhalten als die Mittenstrahlen. Solche Strahlen
zeichnen sich durch eine schlechte Strahlqualität aus, es sei denn, man setzt resonatorintern
eine Modenblende ein, welche dazu geeignet ist, nur den brillanten Teil des Strahls zu nutzen.
Nachteil dieser Methode ist jedoch der hohe Leistungsverlust. Eleganter ist es, die Absorption
des Pumplichts so zu steuern, dass sich der Kristall homogen erwärmt und sich ohne thermi-
schen Stress an die jeweilige Pumpenergie anpassen kann. Systeme mit guter Strahlqualität
werden meist als Resonator - Verstärker - Systeme aufgebaut, wobei der Resonator für die
Erzeugung des Strahls mit hoher Brillanz und der nachgeschaltete Verstärker für die Anhe-
bung der Leistung ohne Brillanzverschlechterung zuständig ist. In der Abbildung 5-2 ist die
Strahlqualitätsmessung des Lumera Super Rapid bei 10 kHz und einer mittleren Leistung von
drei Watt im Grünen dargestellt. Zur Vermessung wurde der Varianzdurchmesser gewählt,
der 95,4 Prozent des Strahls umschließt und zur Grundlage der in der Tabelle 3-2 berechneten
Werte dient (industriell übliche Angaben im 86,5 Prozent - Durchmesser). Die Messung wur-
de mit einem aus dem Ferdinand - Braun - Instituts kommenden Profile Viewer durchgeführt.
Hierzu wird der Laserstrahl hinter einem 45° - Umlenkspiegel auf eine handelsübliche Kame-
ra mit Hilfe eines optischen Systems abgebildet. In einzelnen Schritten wird dabei die Taille
durchfahren und je ein Bild aufgenommen. Die ausgelesenen Pixel werden mit Hilfe der
Software vermessen und als Wert abgelegt. Anschließend wird eine Parabel berechnet, die als
Fit durch die gemessenen Werte gelegt wird. Hieraus lässt sich der Taillenradius sowie - an-
hand der Steigung - der Winkel bestimmen.
Abb. 5-2 Strahlqualitätsmessung am Lumera Super Rapid
Mit der Formel (2-5) erhält man das SPP und aus der Formel (2-6) den M
2
- Wert, was hier
für horizontale und vertikale Richtung getrennt ausgewiesen ist. Die beiden Parabeln in zu-
einander senkrechter Richtung zeigen im Bereich des Fokus eine sehr gute Übereinstimmung,
was auf eine gute Rundheit des Strahls schließen lässt. Unterstützt wird dies durch die Mess-
bildaufnahme, die selbst außerhalb des Fokus einen kreisrunden Strahl darstellt.
58
Bei Faserlasern lässt sich die Strahlqualität über die numerische Apertur (NA) der Faser
bestimmen. Die Rundheit des Strahls ist hier systembedingt gegeben, da die Strahlung in der
Faser erzeugt wird, und der Faserkern durch Vielfachreflexion immer voll ausgefüllt ist.
Auf dem Markt befindliche Lasersysteme mit einer Strahlqualität von M
2
kleiner 2 weisen
meist ein ausreichend rundes Strahlprofil auf, um mit der hier vorgestellten Optik präzise run-
de Bohrungen auszuführen. Weicht das Strahlprofil jedoch durch Dejustierung stark von der
Rundheit ab, zeigen sich auch in der Applikation unrunde Bohrungen, da das Strahlprofil bei
diesem System nicht mitgedreht wird.
Vom Lizenznehmer 3D MICROMAC ist seit 2011 eine Maschine mit vollkeramischer Drei -
Achs - CNC unter dem Namen microDRILL ns 1064 auf dem Markt. Zur Anwendung kommt
als Bearbeitungsoptik je nach Aufgabenstellung die manuelle oder die voll automatisierte Va-
riante. Auf die Wahl des Lasers kann ebenso flexibel je nach Kundenwunsch und Aufgaben-
stellung reagiert werden.
Abb. 5-3 System microDrill der Firma 3D MICROMAC
59
5.3 Transparente Werkstoffe
Umgangssprachlich zählen zu den transparenten Werkstoffen alle Materialien, die für das
menschliche Auge durchsichtig, bzw. durchscheinend sind. Hierzu zählen auch Kunststoffe
wie Acryl oder Plexiglas sowie Materialien mit aufgerauter oder matter Oberfläche. Bei der
Bearbeitung transparenter Werkstoffe mit Laser liegt der Schwerpunkt bei Werkstoffen mit
hinreichend optischer Qualität (klar durchscheinend) sowie glatten Oberflächen. Die gängigs-
ten hierunter sind Floatglas als Fensterglas, BK 7, Quarz oder B 270 als optisches Glas sowie
Saphir für optische Spezialanwendungen.
Glas ist ein Sammelbegriff für eine Vielzahl von Stoffen mit sehr unterschiedlichen Zusam-
mensetzungen, die sich im glasartigen Zustand befinden und sowohl künstlich als auch natür-
lich vorkommen. Glas ähnelt strukturell einer Flüssigkeit, deren Zähigkeit bei normalen Um-
gebungstemperaturen so hoch ist, dass sie als fester Körper wahrgenommen wird. Im engeren
Sinne sind mit Glas anorganische Verbindungen gemeint, die diese Eigenschaften aufweisen.
Allgemein besitzen Silizium -, Bor -, Germanium -, Phosphor - und Arsen - Oxide die Fähig-
keit zur Glasbildung. Lässt man diese Stoffe nach dem Schmelzen erkalten, so erstarren sie
hauptsächlich ohne Kristallisation, so dass Gläser entstehen.
Aus physikalischer Sicht sind Gläser gegenüber einem Kristall gleicher Zusammensetzung
instabil. Aus dem alltäglichen Umgang ist bekannt, dass Glas bei schnellem Temperaturwech-
sel von heiß nach kalt schnell zu Bruch gehen kann. Hierzu tragen mehrere Eigenschaften bei:
die schlechte Wärmeleitfähigkeit, die hohe Wärmeausdehnung sowie die begrenzte Zugfes-
tigkeit. Beim Abschrecken des Glases entsteht ein Temperaturgradient zwischen der äußeren
kalten Schicht, die ihr Volumen zu verringern sucht und dem inneren heißen Kern, der sich
ausdehnt. Wird die Zugfestigkeitsgrenze überschritten, breitet sich der Bruch mit großer Ge-
schwindigkeit nach innen aus.
Schnelles Aufheizen ist dagegen weniger gefährlich, weil in diesem Fall die Außenschicht
unter Druckspannung gerät und die Druckfestigkeit der Gläser mindestens das Zehnfache der
Zugfestigkeit beträgt. Um verbesserte Eigenschaften zu erhalten, können Gläser veredelt wer-
den. Hierzu zählen das thermische oder physikalische Härten sowie das chemische Härten.
Beim thermischen Härten wird das Glas aufgeheizt, um im Nachgang von außen definiert
gekühlt zu werden. Durch diesen Prozess kühlt sich das Glasinnere langsamer ab als die Au-
ßenseiten und zieht sich noch zusammen, wenn die Oberfläche schon erstarrt ist. Hierdurch
entsteht in der Oberflächenschicht eine Druckvorspannung und im Innern eine Zugvorspan-
nung. Eingestellt werden diese über die jeweilige Prozesstemperatur. Die erzeugte Druckvor-
spannung ist etwa dreimal höher als die normale Biegebeanspruchung und um so höher, je
dicker das Glas ist. Die Methode des chemischen Vorspannens beruht auf Ionenaustausch.
Die Ionen der einzelnen chemischen Elemente haben verschiedene Radien und sind in unter-
schiedlichen Abständen zueinander angeordnet. Wird das Glas in einer geeigneten Schmelze
aufgeheizt, können die größeren Ionen aus der Schmelze Plätze mit den in der Glasoberfläche
befindlichen kleineren Ionen tauschen. Hierdurch entsteht eine Art Platzmangel, der letztlich
die Druckspannung erzeugt. Bei einer Austauschzone von 0,1 mm lässt sich eine Festigkeits-
steigerung auf das Fünf - bis Sechsfachen erreiche [Pfae86].
60
Beurteilen kann man die Vorspannung mit Hilfe gekreuzter Polarisatoren, die diese sichtbar
werden lassen. Zur nachträglichen Bearbeitung eignen sich veredelte Gläser nicht, da eine
punktuelle Schwächung der Oberfläche zum Zusammenbruch der Vorspannung führt, Form
und Geometrie müssen vor diesem Prozess eingebracht werden. In der Tabelle 5-2 sind die
Eigenschaften verschiedener Werkstoffe zusammengestellt. Die ersten beiden Werkstoffe sind
durch ihre optische Transparenz gekennzeichnet, ihre Härte ist im Vergleich zum Stahl sehr
hoch und ihre Wärmeleitfähigkeit entsprechend klein, ebenso ist die Druckfestigkeit um Fak-
toren höher. Bei der Bearbeitung mit Festkörperlasern geeigneter Wellenlänge (hierzu in Ka-
pitel 5.3.1) wird die Strahlungsenergie lokal, nahe der Oberfläche, eingebracht und sorgt für
einen Temperaturgradienten, der die Druckspannung übersteigt. Dies bringt einen Defekt her-
vor, der sich im Herausbrechen kleiner Materialstücke äußert. Der unter 2.2.2 beschriebene
Bearbeitungsprozess ist auch hier weiterhin gültig, jedoch wird die Effizienz durch den Mate-
rialabtrag von Partikeln bestimmt. Anders als bei schmelzbildenden Werkstoffen bestimmen
Druckfestigkeit, Härte und Wärmeleitfähigkeit die Bearbeitbarkeit von Gläsern mit Festkör-
perlaser.
Werkstoff
Parameter
Floatglas Quarzglas Aluminium-
itrid Stahl St 37
Dichte ρ
[kg / m
3
] 2,5 2,2 3,31 7,9
Brechungsindex n
(588 nm) 1,52 1,45 2,16 -
Druckfestigkeit σ
D
[N / mm
2
] 700 - 900 1.150 > 2.000 225
Biegezugfestigkeit σ
B
[N / mm
2
] 30 67 > 30 283
Elastizitätsmodul E
[N / mm
2
] 7,0 ּ◌ 10
4
7,0 ּ◌ 10
4
3,1 ּ◌ 10
4
2 ּ◌ 10
5
Härte nach Vickers HV
[kN / mm
2
] 4,93 ± 0,34 5,5 - 6,5 17 – 23 0,10
Wärmeleitfähigkeit k
[W / (m K)
-1
] 0,8 1,4 180 ± 10 47 - 58
Ausdehnungskoeffizient α
(20 - 300°C)[K
-1
] 9,0 ּ◌ 10
-6
0,58 ּ◌ 10
-6
3,6 - 5,6 ּ◌ 10
-6
12 ּ◌ 10
-6
Tabelle 5-2 Vergleich der Werkstoffeigenschaften
61
5.3.1 Einfluss der Wellenlänge
Betrachtet man die Transmissionskurve von Gläsern allgemein, wie sie in der Abbildung 5-4
dargestellt ist, würde man die Bearbeitung von Gläsern eher den CO
2
- Lasern bei einer Wel-
lenlänge von
λ
= 10,6 µm überlassen. Bei dieser Wellenlänge wird die Strahlungsenergie des
Lasers voll absorbiert und kann dadurch zur Bearbeitung beitragen. Jedoch führt diese Bear-
beitungsart beim Fortschreiten in die Tiefe des Materials oft zur starken Überhitzung in der
Bearbeitungszone, welche durch die geringe Wärmeleitfähigkeit des Glases das Werkstück
zum Brechen bringt. Festkörperlaser bei einer Wellenlänge von
λ
= 355 nm, bzw.
λ
= 266 nm
lassen sich zwar für die Bearbeitung nutzen und im Prozess besser kontrollieren, bieten je-
doch aufgrund ihrer erhöhten Absorption nicht die Möglichkeit der rückseitigen Bearbeitung.
Die Kantenqualität lässt sich durch den absprengenden Materialabtrag, wie er unter 5.3 be-
schrieben ist, mit der Wellenlänge nicht beeinflussen. Bei Festkörperlasern mit einer Wellen-
länge von
λ
= 1.064 nm ist im Prinzip die Bearbeitung von der Rückseite aus möglich, jedoch
trägt auch hier die Strahlung zum starken Aufheizen des Glases bei. Hierdurch ist der Prozess
schwer kontrollierbar und nicht für alle Gläser möglich, das wiederum die Anlagentechnik
erschwert.
Abb. 5-4 Transmissionskurven transparenter Werkstoffe [Newp09]
Die besten Ergebnisse werden mit einem Festkörperlaser der Wellenlänge
λ
= 532 nm er-
reicht. Hier lässt sich die Energie punktgenau sowohl auf der Vorderseite wie auch auf der
Rückseite einbringen. Die hohe Transmission des Glases bei dieser Wellenlänge lässt nur eine
begrenzte Aufheizung zu. Bearbeitbar sind alle gängigen Glassorten sowie glaskeramische
Werkstoffe, z.B. Zerodur. Anlagentechnisch weist diese Wellenlänge eine Reihe von Vortei-
62
len gegenüber UV - Systemen auf. Der Laser selbst arbeitet im stabilen Bereich. Er dekre-
mentiert nicht durch die harte UV - Strahlung, ebenso entfällt die UV - Stufe, und die War-
tungsintervalle verlängern sich, was insgesamt preisliche Vorteile hat. Beim Aufbau der Be-
arbeitungsoptik lassen sich faktisch alle optischen Werkstoffe verwenden, was sich in der
Qualität des Fokus und im größeren Parameterraum wiederspiegelt.
In der Tabelle 5-3 sind die unterschiedlichen Wellenlängen mit ihren möglichen Bearbei-
tungsrichtungen dargestellt: je weiter die Wellenlänge in Richtung Infrarot wandert, desto
höher ist die Abtragsschwelle. Die höchste Effizienz erreicht man mit der rückseitigen Bear-
beitung bei
λ
= 532 nm, jedoch ist dies bei Mikrobohrungen mit Pikosekunden nicht immer
möglich, da hier der Abtransport des Abtragsguts aus der rückseitigen Schnittfuge nur sehr
schwer zu bewerkstelligen ist (Kapitel 5.3.5). Hier lassen sich mit der richtigen Strategie auch
mit der vorderseitigen Bearbeitung gute Ergebnisse erzielen.
Darstellung
Bearbei-
tungs-
richtung
Wellen-
länge
[nm]
Abtrags-
schwelle
Beschreibung
266
vorderseitige Bearbeitung
mit geringer Effizienz
355
vorderseitige Bearbeitung
mit geringer Effizienz
532
vorderseitige Bearbeitung
mit präziser Einkopplung
532
rückseitige Bearbeitung mit
hoher Effizienz und präziser
Bearbeitung
1.064
vorderseitige Bearbeitung
mit erhöhtem Kontrollaufwand
eingeschränkt anwendbar
1.064
rückseitige Bearbeitung
mit erhöhtem Kontrollaufwand
eingeschränkt anwendbar
Tabelle 5-3 Wellenlängenvergleich und möglich Bearbeitungsrichtungen
63
5.3.2 Bearbeitungsstrategie und Wirkungsweise
Klassisch werden bei der Lasermaterialbearbeitung die Werkstücke von der Vorderseite bear-
beitet, hierbei wirkt der unter 2.2.2 beschriebene Prozess. Glas zeigt durch seine besonderen
Materialeigenschaften gegenüber Materialien mit großem Schmelzanteil ein anderes Verhal-
ten, welches unter 5.3 besprochen wurde. Bestimmt ist der Abtrag in erster Linie vom Ein-
bringen des Temperaturgradienten und dem daraus resultierenden Ausbrechen von Material-
partikeln. Bei der Bearbeitung von der Vorderseite wird die Energie nahe der Oberfläche in
das Werkstück eingebracht und sorgt dadurch über den beschriebenen Mechanismus für einen
Abtrag in Richtung des Werkstückinnern. Hierbei werden die Abtragsprodukte (Partikelgas-
gemisch) nach oben geschleudert und aus der Bearbeitungszone entfernt. Aufgrund der hohen
Transparenz des Glases entsteht in der Bearbeitungszone wenig Wärme und die Mikrorisse
sind eher durch die Bruchstücke bestimmt.
Abb. 5-5 Vorderseitige Bearbeitung von transparenten Werkstoffen
Wird der Prozess weiter in das Werkstückinnere fortgesetzt, können sich die Bruchstücke
nicht mehr so einfach aus dem engen Bearbeitungsspalt befreien und bleiben aufgrund ihrer
Größe und ihrer Scharfkantigkeit im Bearbeitungsspalt hängen (siehe Abbildung 5-7). Der
Abtrag erfolgt jetzt nur noch durch Sublimation, die Energiezufuhr des Laserstrahls wird im-
Wärmezone
Mikrorisse
Laserpuls
532 nm
Fokussier-
optik
Glas
Partikel-
Gasgemisch
Plasma
Bearbeitungs-
richtung
Bearbeitung mit geringer
Riss - und Wärmezone
Werkstückbruch durch
thermischen Stress
64
mer mehr durch die Abschattung an der Eintrittsseite der Bearbeitung sowie der Abschirmung
am Plasma bestimmt und im weiten Bereich um die Bearbeitungszone in Wärme umgesetzt.
Abgetragenes Material wird wieder aufgeschmolzen und verhindert um so mehr den Trans-
port des Abtragsgutes. In der Folge heizt sich das Glas an der Bearbeitungsstelle immer mehr
auf, bis die Druckspannung des zu bearbeitenden Glases überschritten wird, und das Glas
bricht. Eine Möglichkeit, weiter in die Tiefe des Werkstücks vorzudringen, liegt in der Ver-
breiterung der Spurbreite, dies lässt sich durch mehrmaliges Überfahren mit leichtem Versatz
erreichen. Durch die größere Öffnung auf der Eintrittsseite sowie dem größeren Bearbeitungs-
spalt wird eine Steigerung der Bearbeitungstiefe möglich. Jedoch ist auch dieser Prozess be-
grenzt, da früher oder später wieder die gleiche Situation entsteht wie oben beschrieben.
Abb. 5 - 6 Rückseitige Bearbeitung von transparenten Werkstoffen
Die hier vorgestellte Bearbeitungsoptik lässt eine vorder- wie auch eine rückseitige Bearbei-
tung mit eingestellter Schnittbreite zu. Dazu rotiert die Optik mit einem Strahlversatz um die
eigene Achse, wobei sich das Werkstück mit Hilfe eines CNC - Kreuztischs unter dieser hin-
weg bewegt. Die Z - Achse bestimmt mit ihrer Helixfahrt die Bearbeitungstiefe. Hiermit las-
Wärmezone
Mikrorisse
Laserpuls
532 nm
Fokussier-
optik
Glas
Partikel-
Gasgemisch
Plasma
Bearbei-
tungs
richtung
Doppelkreis-
bewegung
freier Abtrag
Bearbeitungs-
kanal verstopft
Werkstück-
bruch
Schnittbreite
65
sen sich wie bei Fräsarbeiten beliebige Konturen in das Material einbringen. Dies trifft um so
mehr bei der Bearbeitung von der Rückseite zu, da auch hier, anders als bei der vorderseitigen
Bearbeitung, zylindrische, bzw. 90° - Wände entstehen, siehe Abbildung 5-6. Das heißt, die
hier eingebrachte Laserenergie wirkt punktgenau an der Stelle, in die sie eingebracht wird,
Abschattung durch eintrittsseitige Bearbeitungskanten oder Plasmaabschirmung treten nicht
auf. Außerdem wird die Mikrorissbildung in Richtung Werkstückinneres durch die Rayleigh-
länge des Strahls begünstigt. Hierdurch lässt sich je nach Glas eine fünf - bis zehnmal höhere
Abtragsrate als bei der vorderseitigen Bearbeitung erreichen. Ist die Schnittbreite größer als
300 µm gewählt, fällt das Abtragsgut bei Glasdicken kleiner 3 mm von selbst aus der Fuge.
Bei größeren Bohrtiefen lässt sich dies mit Unterstützung von Pressluft ausblasen. Mit diesem
Verfahren lassen sich je nach Fokussierlinse nahezu beliebig tiefe Bohrungen bei Durchmes-
sern von ca. 1 mm herstellen. Nachteilig bei diesem Verfahren ist die begrenzende Schnittfu-
ge. Wird diese kleiner 200 µm gewählt, lässt sich das Abtragsgut bei tieferen Bohrungen nicht
mehr aus der Schnittfuge entfernen, und es kommt zu dem weiter oben beschriebenen Werk-
stückbruch. Beeinflussen lässt sich die Größe des Abtragsguts über die Pulsdauer des Lasers,
die bei den hier vorgestellten Untersuchungen im Bereich von 15 - 35 ns liegen. Unter 5.3.5
wird der Einfluss der Pulsdauer nochmals gesondert diskutiert und auf die Bearbeitung von
Mikrobohrungen in Glas eingegangen.
In der Abbildung 5-7 ist das Abtragsgut, typisch für eine rückseitige Nanosekunden-Be-
arbeitung, anhand einer Rasterelektronenmikroskopaufnahme zu sehen. Form und Ausdeh-
nung der Partikel variieren zwischen 10 bis 150 µm. Ihre scharfkantigen Formen bestätigen
ebenso die Theorie des Ausbrechens oder des Abplatzens sowie die Größenvielfalt, da bei
einem solchen Prozess auch immer kleinere Stücke mitgerissen werden. Etwas kurios sind die
Glasfäden, die sich in einigen wenigen Applikationen zeigten. Dies lässt darauf schließen,
dass sehr feiner Glasstaub durch die eingebrachte Energie wieder aufgeschmolzen und dieser
durch den Materialabtrag nach außen befördert wurde.
Abb. 5-7 Abtragsgut einer Nanosekunden-Bearbeitung
2 µm
1
mm
100 µm
66
5.3.3 Abtragsspur und Kantenqualität
Mit der Steuerung der Rotationsgeschwindigkeit der Bearbeitungsoptik ist man in der Lage,
die Pulse gleichmäßig auf der Bearbeitungsspur zu verteilen. Heutige Laser sind hochrepetie-
rende Systeme, die ihre volle mittlere Leistung bei maximaler Pulsrate erreichen. Darunter
leidet die Pulsenergie, die ihr Maximum meist in der Nähe der minimalen Pulsrate findet. Zur
Bearbeitung von Glas ist jedoch nicht die mittlere Leistung, sondern die Leistung pro Puls
[P
P
] für das Erreichen der Abtragsschwelle, die im Glas bei ca. 100 J / cm
2
liegt, maßgeblich.
Die Verteilung der Pulse spiegelt sich direkt in der Kantenqualität der Bearbeitungsspur wi-
der, die in der Abbildung 5-8 dargestellt ist. Bei ungleicher Verteilung der Pulse brechen im
weiteren Verlauf der Bearbeitung durch die weitere Schwächung des Materials schlagartig
größere Stücke aus, als bei gleichmäßiger Bearbeitung. Diese Stücke reißen dann besonders in
der nahen Oberfläche Material aus dem Kantenbereich und hinterlassen eine ausgemuschelte
Kantenstruktur. Bei gleichmäßiger Verteilung tritt dieses Erscheinungsbild nicht so stark her-
vor, die Bruchstücke sind kleiner und dadurch der Kanteneffekt geringer.
Abb. 5-8 Einfluss der Bearbeitungsspur
Schnittbreite
300 µm
Bewegungsrichtung
Rotationsge-
schwindigkeit
16.000 U / min
10.000 U / min
Ausmuschelung
250 µm
100 µm
67
Im weiteren Verlauf der Bearbeitung spielt dieser Effekt nur noch eine untergeordnete Rolle.
Durch die ausreichende Schnittbreite bricht das Material nur noch nach innen (in Richtung
Schnittfuge) heraus, da hier die aufzuwendende Druckspannung leichter zu überwinden ist,
als wenn Material aus der massiven Wand ausgebrochen werden muss. Die Bearbeitungsge-
schwindigkeit ist bei gleichmäßiger Verteilung höher als bei ungleichmäßiger. Hier sind die
Materialstücke zwar kleiner, jedoch wird mit jedem Puls ein Stück Material gelöst, wobei es
bei ungleichmäßiger Bearbeitung vieler Pulse bedarf, bis ein großes Stück Material ausgear-
beitet ist. Eine effiziente Bearbeitung im Glas wird mit der rückseitigen Methode bei Rotati-
onsdrehzahlen der Bearbeitungsoptik von 15.000 bis 20.000 U / min erreicht, in seltenen Fäl-
len sind auch Drehzahlen über 20.000 U / min sinnvoll.
5.3.4 Puls - zu Puls - Verteilung
Die Puls - zu Puls - Verteilung bestimmt den lokalen Eintrag der Strahlungsenergie in das
Werkstück. Als Näherung für den Überlappungsgrad
Ü
zwischen zwei einzelnen Laserpulsen
kann der Abstand zweier aufeinander folgender Pulse, bezogen auf den Pulsdurchmesser
d
f
,
angenommen werden. In der Abbildung 5-9 ist die Puls - zu Puls - Überlappung dargestellt.
Nach der Gleichung (5-1) bedeutet ein Pulsüberlapp von
100 Prozent
einen vollständige
Überlapp zweier Pulse. Bei einem Abstand zwischen den Pulsen von mehr als dem Durch-
messer eines einzelnen Pulses werden die Ergebnisse der Formel negativ. Hierbei stellen f
rep
die Repetitionsrate des Lasers, n
d
die Drehzahl, 2
ω
0
den Fokusdurchmesser und s
b
die Schnitt-
breite dar [Bimb91]. Die Schnittbreite ergibt sich durch die Bewegung des Werkstücks und ist
gleich des Rotationsdurchmessers.
Abb. 5-9 Puls- zu Puls- Überlapp in graphischer Darstellung [Bimb91]
[ ]
% 100
f2
sn
1Ü
rep0
bd
0
0
⋅ω
⋅π⋅
−=
(5-1)
100 %
50 %
0 %
-
200 %
-
100 %
-
50 %
68
Bei der Bearbeitung wirkt die eingebrachte Energie nicht nur in der Ebene, sondern durch die
Rayleighlänge auch ins Volumen. In der Abbildung 5-10 ist der eingestellte Überlapp in Ab-
hängigkeit der Steigungen über die Zeit aufgetragen. Bei großem Pulsabstand ist die lokal
eingebrachte Energie gut deponiert und kann nach dem beschriebenen Prozess zum Abtrag
beitragen. Rücken die Pulse jedoch immer näher zusammen, wird die lokale Belastung immer
größer und das thermische Ungleichgewicht nimmt zu, bis es bei einem Überlapp von knapp
über 40% zu Spannungsrissen im Werkstück kommt. Größere Abstände unterhalb - 50%; bis
60 Prozent bieten keinen Vorteil in der Bearbeitungsqualität, hierzu tragen eher die unter
5.3.3 beschriebenen Effekte bei. Durch Erhöhung der Steigung lässt sich die Effizienz der
Bearbeitung nur begrenzt steigern, hier tritt ein ähnlicher Effekt, wie unter 5.3.3 beschrieben,
bei schlechter Pulsverteilung über die Abtragsspur auf. Dieser äußert sich jedoch hier nicht
durch eine schlechte Kantenqualität, sondern macht sich hauptsächlich in der Bearbeitungszeit
bemerkbar. Wird die Steigung zu groß gewählt, wird der Prozess instabil, was an der oszillie-
renden Darstellung der Helixfahrt bei 67 µm zu erkennen ist. Insgesamt ist der Puls - zu Puls -
Überlapp jedoch als unkritisch zu bewerten.
Abb. 5-10 Puls- zu Puls- Überlapp in Kombination mit Helixfahrt
5.3.5 Pulsdauereinfluss
Zur Herstellung von Bohrungen, die kleiner als die oben beschriebene Schnittbreite von 300
µm sind, ist eine gänzlich andere Bearbeitungsstrategie notwendig, die in der Abbildung 5-11
dargestellt ist. Hier wird der Fokuspunkt des Lasers in die Mitte der Bohrung gesetzt und
während der Bearbeitung über eine Spiralbahn kontinuierlich nach außen bis zum Tangieren
des Außendurchmessers geführt. Hier angelangt, beginnt der zweite Bewegungsschritt zurück
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
50
Überlapp
[ % ]
Zeit
[t/s]
Helixfahrt mit 67 µm Hub pro Umdrehung
Helixfahrt mit 50 µm Hub pro Umdrehung
Helixfahrt mit 40 µm Hub pro Umdrehung
D/2
D/2
Spannungsrisse
D
69
zur Mitte. Dies führt dazu, dass das Material von innen nach außen aus dem Bohrkanal ge-
räumt wird und trotz der beengten Geometrie kleine Bohrungen entstehen können. Aufgrund
der kleinen Durchmesser, die in manchen Fällen gerade das Doppelte des Fokusdurchmessers
besitzen, ist eine rückseitige Bearbeitung schwer kontrollierbar. Solche Bearbeitungen werden
von der Vorderseite durchgeführt. Um eine zylindrische Bohrung zu erhalten, muss, wie unter
3.3 beschrieben, der Laserstrahl gegenüber seiner Ausrichtung angestellt werden. Mit der hier
beschriebenen Bearbeitungsoptik lässt sich die Winkelverstellung unabhängig von der
Durchmesserverstellung einstellen, wobei zur Herstellung von zylindrischen Strukturen die
Winkeleinstellung nur einmal vorgenommen werden muss und die Durchmesserverstellung
sich oszillierend im Bearbeitungsfeld bewegt. Zur besseren Kontrolle wird die Z - Achsenver-
schiebung nicht über eine Helixfahrt, sondern schrittweise nachgeführt.
Abb. 5-11 Bearbeitungsstrategie zum Herstellen kleiner Bohrungen
In der Abbildung 5-12 werden zwei sehr ähnliche Bearbeitungen anhand der oben beschrie-
benen Strategie mit zwei unterschiedlichen Lasersystemen durchgeführt. Im Unterschied zu
der bisher gezeigten Bearbeitung, weist die Kantenqualität auf der Eintrittseite bei beiden Sys-
temen eine gute Qualität auf. Dies ist das Ergebnis der Bearbeitungsstrategie, die dafür sorgt,
dass das Bohrloch von innen heraus ausgeräumt wird. Hierdurch platzt Material erst in der
Bohrlochmitte ab und macht Platz für die weitere Bearbeitung, die sich dann Stück für Stück
an den eigentlichen Durchmesser herantastet. Dort angekommen, wird dieser nur tangiert,
bevor die Bewegung in die umgekehrte Richtung fortgesetzt wird. Bei diesem kurzweiligen
Verbleiben an der Bohrkante hat das Material die Chance, angeschmolzen zu werden und sich
zu glätten. Dies erklärt die deutlich bessere Kantenqualität.
Im Vergleich von Piko - zu Nanosekundenlaser lässt sich beim Pikosekundensystem noch-
mals ein Qualitätssprung erkennen. Dies ist auf den erhöhten Verdampfungsanteil bei der Be-
arbeitung zurückzuführen, der bei diesen Systemen erreicht wird. Der Materialabtrag ist hier
durch deutlich kleinere Bruchstücke gekennzeichnet. Diese Annahme bestätigt sich dann
Bohrungs-
durchmesser
1
2
Bewegungsrichtung
Bahndurchmesser
Glas
Laserfokus
Bewegungsbahn
70
nochmals auf der Austrittsseite. Die Nanosekundenbearbeitung ist gekennzeichnet von Aus-
brüchen, die kurz vor dem Austreten des Lasers Stücke in üblicher Weise aus dem Material
ausplatzen lässt. Außerdem sind Spannungsringe zu erkennen, die auf hohe Kräfte im Bohr-
kanal schließen lassen. Erklären lässt sich dies durch das hohe Aspektverhältnis von 1:10.
Hier wird schnell klar, dass es Bruchstücke aus dem unteren Teil der Bohrung schwer haben,
das Bohrloch zu verlassen. Außerdem ist die Bohrwand angeschmolzen, so dass Materialstü-
cke auch an ihr verkleben können. Anders bei der Pikosekundenanwendung: durch den hohen
Verdampfungsanteil können die kleineren Materialstücke leichter aus dem Bohrkanal heraus
transportiert werden und beeinflussen den Gesamtprozess nicht so stark. In der Abbildung
5-12 ganz rechts ist anhand einer seitlichen Aufnahme durch das Glas der zylindrische Ver-
lauf der Bohrung zu sehen.
Abb. 5-12 Pulsdauereinfluss beim Bohren von kleinen Durchmessern
In der Abbildung 5-13 ist das Abtragsgut einer Pikosekunden-Bearbeitung in einer Raster-
elektronenmikroskopaufnahme zu sehen. Im Vergleich zu der in der Abbildung 5-7 gezeigten
Aufnahme nach einer Nanosekunden - Bearbeitung unterscheiden sich Form und Größe
grundlegend. Sind nach Nanosekunden- Bearbeitung deutlich Bruchstücke zu erkennen, zeigt
der Abtrag hier bis auf wenige Ausnahmen eher verrundete Kanten und sehr kleine Stücke,
bei denen die größten etwa im Bereich der kleinsten der Nanosekunden-Bearbeitung liegen.
Dies stützt die oben beschriebene Annahme, dass das Abtragsgut mit dem verdampften Anteil
aus der Bearbeitungsebene abtransportiert und in dieser Zeit durch die hohe Temperatur ange-
schmolzen wird. Die in der Abbildung 5-13 gezeigte Aufnahme entstand durch die Abnahme
Ø 125 µm Ø 100 µm
ns-Bearbeitung ps-Bearbeitung
Eintrittsseite
Austrittsseite
t = 1 mm
71
des Abtragsgut (Debris) mit Hilfe eines Leit-Tabs (leitfähige Klebefolie zur Präparation von
pulvrigem Probenmaterial am REM) über einer Bohrung. Dadurch ist natürlich ein Teil ver-
rutscht, so dass Form und Größe der Bohrung so nicht wiedergegeben werden können.
Abb. 5-13 Abtragsgut (Debris) einer Pikosekunden - Bearbeitung
5.4 Keramische Werkstoffe
Etwa 18 Prozent des Gesamtmarkts für Keramik fallen in den Bereich Hochleistungskeramik
für technische Anwendungen. Solche keramischen Werkstoffe und Produkte werden unter
dem Sammelbegriff „Technische Keramik“ zusammengefasst. Diese technischen Keramiken
sind im Hinblick auf die geforderten Eigenschaften optimiert. Je nach Zusammensetzung und
Aufbereitung der verwendeten Rohmaterialien sowie ihrer Formgebung und auch der Art des
Brennens können die Eigenschaften der jeweiligen Erzeugnisse dem beabsichtigten Verwen-
dungszweck in hohem Maße angepasst werden. Sie werden entsprechend ihrer mineralogi-
schen, beziehungsweise chemischen Zusammensetzung gegliedert, die in der Abbildung 5-14
dargestellt ist [Ance11].
Technische Keramik
Silikatkeramik Oxidkeramik Nichtoxidkeramik
Karbidische nitridische
Nichtoxidkeramik Nichtoxidkeramik
Abb. 5-14 Werkstoffgruppen der technischen Keramik
100 µm
72
Bis auf die Gruppe der Nichtoxidkeramik soll hier nicht weiter auf die einzelnen Werkstoff-
gruppen eingegangen werden, da diese keine Bestandteile der weiteren Applikationen darstel-
len. Zu den Nichtoxidkeramiken gehören keramische Werkstoffe, zum Beispiel aus Verbin-
dungen von Silizium und Aluminium mit Stickstoff oder Kohlenstoff. Generell weisen Nicht-
oxidkeramiken einen hohen Anteil an kovalenten Bindungen auf, die ihnen auch bei hohen
Einsatztemperaturen sehr gute mechanische Eigenschaften verleihen. Alle Rohstoffe dieser
Keramiken werden synthetisch hergestellt. Werkstoffe dieser Keramikgruppe sind beispiels-
weise: Siliziumcarbid, Siliziumnitrid, Aluminiumnitrid, Borcarbid, Bornitrid.
Die Herstellung lässt sich in drei Stadien unterteilen: Pulverherstellung und - Aufbereitung,
Formgebung und Sintern. In der ersten Herstellungsphase werden die Ausgangsmaterialien
zerkleinert und gemahlen, um in der zweiten Phase (zum Beispiel durch Pressen) in die ge-
wünschte Form gebracht zu werden. Beim Pressen wird das Pulver bei Raumtemperatur stark
verdichtet und ergibt den so genannten Grünling, der sich in diesem Stadium noch kosten-
günstig bearbeiteten lässt, da die Endhärte erst in der letzten Phase durch das Sintern erreicht
wird. Der Sintervorgang findet bei ca. Zweidrittel bis Dreiviertel der absoluten Schmelztem-
peratur und bei hohen Drücken statt. Durch die hohe Temperatur bilden sich zwischen den
einzelnen Teilchen so genannte Sinterbrücken. Durch den hohen Druck werden die Poren
zwischen den Körnern zum Großteil eliminiert. Die Abbildung 5-15 zeigt das typische Bruch-
gefüge einer Aluminiumnitridkeramik. Deutlich sind die einzelnen Körner und die dichte Pa-
ckung zu erkennen.
Abb. 5-15 Bruchgefüge einer Aluminiumnitridkeramik [Ance11]
Nach dem Sintervorgang ist eine Nachbearbeitung der Keramiken durch die hohe erzielte
Härte sehr kostspielig und nahezu ausschließlich mit Diamantwerkzeugen möglich. Die Ferti-
gung kleiner Strukturen für den Bereich der Mikrotechnik sind mit dem oben genannten Her-
stellungsverfahren für Keramiken kaum oder gar nicht möglich [Metz02].
5.4.1 Eigenschaften keramischer Werkstoffe
Keramiken weisen einen überwiegend kovalenten Anteil atomarer Bindungen auf und besit-
zen im Vergleich zu Metallen keine frei beweglichen Elektronen. Die kovalenten Bindungen
verleihen den Keramiken hohe Härte und Steifigkeit, elektrisch isolierende Eigenschaften,
73
chemische und thermische Beständigkeit, Strahlungsresistenz, aber auch hohe Sprödigkeit
und geringe Thermoschockbeständigkeit. Zur Anwendung bei den folgenden Applikationen
kam ausschließlich Aluminiumnitridkeramik, daher soll hier auch nur auf deren Eigenschaften
eingegangen werden.
Die mechanischen Eigenschaften sind gekennzeichnet durch: Verschleißfestigkeit, hohe me-
chanische Festigkeit, große Härte, niedrige Dichte, Formbeständigkeit und Formstabilität. Bei
Bestrahlung der Keramiken mit einem Laserpuls hoher Pulsspitzenleistung spielt deshalb die
Temperaturschockbeständigkeit der Keramiken eine wichtige Rolle. Nach [Tiet94] existiert
ein allgemeingültiges Verfahren zur Temperaturwechselbeständigkeit, jedoch wird sie allge-
mein nicht durch den Abfall der Biegefestigkeit bei Veränderung der Temperaturdifferenz
charakterisiert. Der Festigkeitsabfall ist durch die Rissbildung zu erklären. Die Richtwerte der
für die Temperaturwechsel - und Temperaturgradientenbeständigkeit R
1
und der Thermo-
schockbeständigkeit R
2
werden wie folgt
definiert:
(5-2)
(5-3)
Mit den Größen Bruchfestigkeit
σ
B
, dem Elastizitätsmodul E, dem linearen thermischen Aus-
dehnungskoeffizienten
α
t
und der Wärmeleitfähigkeit k sind Keramiken mit kleinem linearen
Ausdehnungskoeffizienten und hoher Wärmeleitfähigkeit entsprechend Gleichung 5-3 ther-
moschockbeständiger und neigen bei der Lasermaterialbearbeitung weniger zur thermisch
bedingter Rissbildung. Hier hat Aluminiumnitrid gegenüber anderen Keramiken einen großen
Vorteil.
Die thermischen Eigenschaften der verwendeten Keramiken sind bei der Lasermaterialbear-
beitung von besonderem Interesse, da das Strahlwerkzeug Laser hauptsächlich als thermisches
Bearbeitungsverfahren angesehen werden kann [Raib99]. Durch die kurzreichweitigen, kova-
lenten atomaren Bindungen besitzen Keramiken neben der hohen Härte auch eine extreme
Hochtemperaturfestigkeit, Temperaturwechselbeständigkeit und eine hohe Warmformbestän-
digkeit. Aluminiumnitrid beginnt sich bei einer Temperatur von T = 2.573 K in flüssiges
Aluminium und gasförmigen Stickstoff zu zersetzen. Das Ausgasen von Stickstoff bedingt
einen ca. 20 prozentigen Volumenverlust. Erst ab 2.767 K beginnt das flüssige Aluminium zu
verdampfen [Pedr93]. Weitere wichtige Kenngrößen für die Lasermaterialbearbeitung sind
die Wärmeleitfähigkeit k und die Temperaturleitfähigkeit D, die über die Dichte
ρ
und die
spezifische Wärmekapazität c
p
miteinander verknüpft sind:
(5-4)
Nach der Gleichung (5 - 4) sind die Temperatur- und Wärmeleitfähigkeit von der spezifischen
Wärmekapazität abhängig und unterliegen somit ebenfalls dem Einfluss der Temperatur.
Im Bezug auf die optischen Eigenschaften verhalten sich die keramischen Werkstoffe grund-
legend anders als metallische. Metalle absorbieren Licht in einer Oberflächenschicht, deren
t
B
2
E
k
Rα
σ
=
t
B
1
E
Rα
σ
=
ρ
=
p
c
k
D
74
Stärke klein im Vergleich zur Wellenlänge ist. Für Keramiken hingegen ist dies für einen gro-
ßen Wellenlängenbereich zwischen
λ
= 300 nm und
λ
= 2000 nm nicht der Fall. Man spricht
von einem Transmissionsfenster. Das heißt, die optische Eindringtiefe l
a
ist in diesem Bereich
im Vergleich zu Metallen sehr hoch. Für das Laserbohren von Keramiken mit Festkörperla-
sern bedeutet dies, dass sich die eingestrahlte Energie über einen verhältnismäßig großen Be-
reich verteilt. Um den zu bearbeitenden Werkstoff besonders im Bereich der Prozessschwelle
auf die für das Abtragen erforderliche Temperatur erhitzen zu können, darf je nach einge-
strahlter Energiedichte ein Maximalwert der Eindringtiefe nicht überschritten werden
[Daus99].
Bedingt durch den Herstellungsprozess der gesinterten technischen Keramik bestehen diese
meist aus kleinen Körnern, die über eine Glasphase miteinander verbunden sind. Üblicherwei-
se besitzen die Glasphase und der Keramikkörper unterschiedliche Brechungsindizes. Diese
Inhomogenitäten des Brechungsindex führen zu Reflexionen und Lichtbrechungen an den
Korngrenzen und somit zu fortwährenden Richtungsänderungen des eingestrahlten Lichtes.
Dieser Effekt der Streuung hat zur Folge, dass sich die Transparenz und damit die optische
Eindringtiefe der gesinterten Keramiken gegenüber der des einkristallinen Materials stark
vermindert. Verunreinigungen und Überreste von Sinteradditiven in der Keramik verstärken
diesen Effekt. Die beschreibende physikalische Größe ist der Streukoeffizient
µ
s
, der die Häu-
figkeit der Streuereignisse pro zurückgelegter Strecke angibt [Rogg97].
Abb. 5-16 Berechnete optische Eigenschaften für Aluminiumnitrid [Metz02]
Die in der Abbildung 5-16 berechneten Werte unterliegen ebenfalls einem Einfluss der Tem-
peratur und sind nur für den Beginn der Erwärmung maßgebend. So nimmt der Reflexions-
grad von Aluminiumnitrid bei höheren Temperaturen bis zur Zersetzungstemperatur kontinu-
ierlich von ca. 30 Prozent bei 1.000 °C, bis ca. 10 Prozent bei 2.300 °C ab. Ebenfalls finden
beim Abtragen mittels Laserpulsen häufig Phasenumwandlungen des Werkstoffs statt, welche
die Einkopplung der Laserstrahlung erheblich beeinflussen [Raib99],[Daus99]. Beim Abtra-
gen von Aluminiumnitrid entsteht zum Beispiel im Randbereich der Materialbearbeitung
75
durch Dekomposition eine dünne Aluminiumschicht, deren optische Eigenschaften erheblich
von denen des Ausgangswerkstoffs abweichen. In atmosphärischer Umgebung wird diese
Aluminiumschicht durch die während des Abtrags herrschenden hohen Temperaturen sofort
oxidiert, und es entsteht entlang des Bohrloches eine dünne Aluminiumoxidschicht, die eben-
falls die optischen Eigenschaften des Grundmaterials erheblich verändert.
5.4.2 Polarisationseigenschaften
Bei der Herstellung von Mikrostrukturen spielt der Polarisationszustand des Laserstrahls eine
ausschlaggebende Rolle. Diese wirkt sich besonders auf die Lochform am Laseraustritt aus.
Bei linearer Polarisation wird der zur Bohrungswand parallele Anteil stärker absorbiert als der
senkrechte Anteil [Daus95]. Deshalb steht mit zunehmender Tiefe der Bohrung mehr und
mehr die senkrechte Polarisation zum Materialabtrag zur Verfügung, und der Bohrungsaustritt
wird senkrecht zur Polarisationsrichtung oval ausgebildet. Dieser Effekt lässt sich zum Boh-
ren ovaler und konischer Löcher einsetzen, indem die Polarisation gezielt eingestellt und mit
der Z - Achse nachgeführt wird [Benz99]. Hier sollen jedoch mit dem verwendeten Ver-
suchsaufbau kreisförmige Löcher hergestellt werden. Deshalb wird der Einfluss der Polarisa-
tion minimiert. Mit Hilfe eines
λ
/4 - Plättchens wird der hauptsächlich linear polarisierte La-
serstrahl in überwiegend zirkular polarisiertes Licht umgewandelt. Die Polarisation des ver-
wendeten Lasers ist auf Grund des Aufbaus des Oszillators und seiner nachfolgenden Elemen-
te vorgegeben. Somit ist die Einstellung der zirkularen Polarisation bei geeignetem mechani-
schen Aufbau zeitlich konstant [Hone04]. Der prozentuale Anteil bezogen auf den Durchmes-
ser lässt bei größer werdenden Bohrungen mit der hier gezeigten Bearbeitungsoptik immer
stärker nach und ist bei Bohrungen mit einem Durchmesser größer als
∅
200 µm kaum noch
zu erkennen. In der Abbildung 5-17 wurde die Bearbeitungsoptik auf zylindrische Bohrungen
mit einem Durchmesser von ca. 100 µm eingestellt und entsprechende Bohrungen bei jeweili-
ger Stellung der
λ
/ 4 - Platte in 1 mm - starke Aluminiumnitridkeramik eingebracht. Zur bes-
seren Darstellung wurde eine Nachführung der Z - Achse nicht vorgenommen.
Abb. 5-17 Auswirkung der Polarisation
Phasen-
schiebung
π/2
λ/4
Platte
45°
76
5.4.3 Herstellung definierter Bohrlochgeometrien
Die Präzision und Qualität einer Laserbohrung lässt sich mit Hilfe der Ein - und Austrittsboh-
rung, der Bohrungswand und der Geometrie bzw. Rundheit der Bearbeitung beurteilen. Ein-
und austrittsseitig lassen sich die Rundheit sowie die Wärmeeinflusszonen und Rissbildungen
oder Abplatzungen durch die Bearbeitung relativ leicht erkennen. Zur Untersuchung der Boh-
rungswand ist es nötig, ein Schliffbild anzufertigen, welches unter 5.4.4 genauere Beachtung
findet. Im Vergleich zur Perkussionsbohrung kann mit der hier vorgestellten Bearbeitungsop-
tik auf Grund des geänderten Abtragsmechanismus eine deutlich höhere Bearbeitungsqualität
erzielt werden. Bei der Perkussionsbohrung wird die Geometrie der Bohrung, wie unter 2.2.2
beschrieben, wesentlich durch die Erstarrung der Schmelze bestimmt. Dabei baut sich ein-
trittsseitig durch den Dampfdruck der herausbeförderten Schmelze eine so genannte Eintritts-
krone auf, die sich selbst bei Aluminiumnitrid schwer vom Grundmaterial lösen lässt. In der
Abbildung 5-18 sind zwei Bohrungen in Aluminiumnitrid mit der Stärke von 250 µm mit den
unterschiedlichen Verfahren dargestellt. Dabei ist links die Perkussionsbohrung zu sehen,
welche durch ihre Unrundheit sowie ihrer großen Wärmeeinflusszone (durch Schwärzung im
Randbereich zu erkennen) gekennzeichnet ist. Rechts ist die Wendelbohrung dargestellt, die
Wärmeeinflusszone ist hier minimal ausgeprägt, ebenso wenig zeigt sich eine Eintrittskrone.
Die Geometrie ist gesteuert und nicht von zufälligen Parametern abhängig. Hergestellt wur-
den diese Bohrungen mit einem Nanosekundensystem bei einer Pulsdauer von
τ
p
= 35 ns, ei-
ner Leistung P
m
= 9 W bei einer Wiederholfrequenz von f
rep.
= 20 kHz. Die Strahlqualität lag
hier, mit der Wellenlänge
λ
= 1.064 nm, bei ca. M
2
= 2, was einem Fokusdurchmesser w
0
von
ca. 45 µm entsprach. Dies bedeutet, dass der Strahl kaum ausgelenkt, und optische - und Sys-
temachse annähernd identisch sind. Der Strahl befand sich praktisch in Eigenrotation und im
Gegensatz zur Perkussionsbohrung die Relativbewegung des Strahls zum Werkstück für das
Bohrergebnis verantwortlich ist.
Abb. 5-18 Vergleich der Bohrverfahren in AlN, links: Perkussionsbohren, rechts: Wendelbohren
Mit dieser Bearbeitungsoptik lassen sich unterschiedlichste Bohrgeometrien herstellen, die
mit klassischen mechanischen Verfahren (siehe Kapitel. 2) oder mit den traditionellen Laser-
verfahren in dieser Qualität nicht möglich sind. In der Abbildung 5-19 sind eine Reihe von
Bohrungen in Aluminiumnitrid von t = 1 mm Stärke mit unterschiedlichster Geometrie darge-
50 µm
Eintrittsbohrung
77
stellt. Ein- und Austrittseite sind im Rohzustand, also ohne irgend einen Reinigungsprozess
durchlaufen zu haben, zu sehen. Daher sind hier und da noch kleine Überreste aus der Bear-
beitung zu erkennen, die jedoch nach der Ultraschallreinigung verschwunden sind. Bei den
Querschliffaufnahmen verhindert die Einbettmasse den Blick auf die Bohrungswand, zu er-
kennen sind legendlich die Kantenschärfe und der exakte geometrische Verlauf. Weitere Auf-
nahmen hierzu befinden sich im Anhang. Die hier dargestellten Abmessungen werden in die-
ser Form oder ähnlich von der Industrie oft nachgefragt. Bohrungen mit negativer Konizität
werden genutzt, um Öffnungen in Hohlräume einzubringen, eine klassische Anwendung hier-
zu sind Einspritzdüsen für Dieselmotoren.
Abb. 5-19 Bohrungen in 1 mm - Aluminiumnitrid, von links nach rechts: negativ konisch,
zylindrisch, positiv konisch
Eintritt
Querschliff
Austritt
90 µm
110 µm
90 µm
90 µm
90 µm
110 µm
78
Jedoch lassen sich mit diesem Prozess nicht nur sehr kleine, sondern auch verhältnismäßig
große Bohrungen in mechanisch schwer zu bearbeitenden Materialien in hervorragender Qua-
lität und mit polierter Bohrwand in einem Arbeitsgang herstellen. In der Abbildung 5-20 ist
eine zylindrische Bohrung mit einem Durchmesser von 1.400 µm in Korund zu sehen. Korund
ist ein kristallines Material mit der Mohshärte von 9 und zählt damit nach dem Diamanten zu
einem der härtesten Materialien. Die Bearbeitung wurde mit einem Pikosekundensystem
durchgeführt. Die Bohrwand weist eine sehr geringe Rauheit auf und wirkt augenscheinlich
poliert, was durch die REM - Aufnahme etwas verloren geht.
Abb. 5-20 Zylindrische ∅
∅∅
∅ 1.400 µm - Bohrung in Korund [Micr11]
Die Reproduzierbarkeit spiegelt sich am besten in der in der Abbildung 5-21 dargestellten
Querschliffreihe der Bearbeitung wieder. Hier sind eine Reihe von zylindrischen Bohrungen
mit dem Durchmesser von 100 µm in Aluminiumnitrid eingebracht. Gut zu erkennen ist der
gleichmäßige und scharfkantige Verlauf der Bearbeitung. Kleinere Unregelmäßigkeiten ent-
stehen durch das nicht exakte Aufbringen der Probe auf die Schleifscheibe, was bei Bohrun-
gen in dieser Größenordnung etwas Übung bedarf. Die Bohrkanäle sind wie in der Abbildung
5-19 mit Einbettmasse gefüllt und verwehren den Blick auf die Bohrwand.
Abb. 5-21 Querschliffreihe von zylindrischen ∅
∅∅
∅ 100 µm - Bohrungen in AlN
79
5.4.4 Bohrwandqualität
Wie unter 5.4.1 erläutert, entsteht während der Laserbearbeitung von Aluminiumnitrid ein
Anteil Schmelze. Beim Perkussionsbohren wird die Schmelze vom Dampfdruck axial nach
außen gedrückt und ist abhängig von der Intensität der Laserstrahlung. Mit der hier vorgestell-
ten Bearbeitungsoptik treibt der Fokus durch Rotation die Schmelze entlang der Bohrwand
vor sich her. In der Abbildung 5-22 ist das Prinzip schematisch dargestellt.
Abb. 5-22 Laserbearbeitung von Werkstoffen mit Schmelzanteil
Die Schmelze legt sich durch die Rotationsbewegung an der entsprechenden Bohrungswand
an, wird in radialer Richtung ausgedünnt und fließt dadurch zu Beginn des Bohrprozesses aus
der Bohrung heraus. Die entsprechende Schmelzkrone hat, anders als beim Perkussionsboh-
ren, keine Anbindung an das Grundmaterial, sondern nur an die Schmelzschicht innerhalb der
Bohrung. Die Schmelzschicht wird im weiteren Verlauf des Prozesses mit zunehmendem
Bohrungsdurchmesser ausgedünnt, wodurch die Schmelzkrone schließlich die Haftung ver-
liert und sich von der Bohrung löst. Sobald keine Schmelze mehr aus dem Bohrloch austritt,
erfolgt der Materialabtrag nur noch dampfförmig, wobei die rotierende Schmelze innerhalb
der Bohrung vom wirksamen Fokus, welcher der Isophoten mit Verdampfungsintensität ent-
spricht, verdampft wird [Wawe08]. Zeitlich betrachtet endet bei dem Perkussions- und Ein-
zelpulsbohren der Bohrprozess nach dem Durchbohren des Materials. Die einfallende Laser-
strahlung wird an der Bohrungswand reflektiert und verlässt die Bohrung durch den Austritt,
ohne weiteres Material abzutragen. Bei dem hier gezeigten Bohrverfahren geschieht das nur,
wenn die Strahlung exakt senkrecht auf das Werkstück auftritt. Ist der Strahl angestellt (für
negativ bzw. positiv konische Bohrungen) wird so lange Material abgetragen, bis sich an der
Bohrwand ein Winkel relativ zur Laserstrahlung einstellt, unter dem Totalreflexion stattfindet.
Beim Perkussionsbohren entspricht die Bohrzeit der Durchbohrdauer. Bei dem hier vorge-
stellten Verfahren ist der Bohraustritt nach dem Durchbohren entsprechend des kegelförmigen
Bohrfortschritts verjüngt, gegenüber der herzustellenden Bohrung existiert ein verbleibendes
Abtragsvolumen. Dieses Volumen wird bei der Durchbohrung abgetragen. Hier ergibt sich die
Wer
k
stück
ω
Y
X
Bahnr
a
dius
F
o
kus
Schme
l
ze
Bohrungs-
durchmesser
80
Bearbeitungszeit aus der Durchbohrdauer plus der Dauer zur Ausarbeitung der eingestellten
Geometrie. Diese kann je nach Konizität ein Vielfaches der Durchbohrdauer betragen. In der
Abbildung 5-23 ist der Schnitt einer zylindrischen Bohrung mit dem Durchmesse von 180 µm
in Aluminiumnitrid zu sehen. Die Aufnahmen bestätigen den oben beschriebenen Mechanis-
mus. Deutlich zu sehen ist die aus dem Sintervorgang entstandene Gefügestruktur von Alu-
miniumnitrid außerhalb des Bearbeitungsbereichs. Im Bearbeitungsbereich ist unter einem
Lichtmikroskop eine glänzende metallische Schicht zu erkennen, die sich unter dem REM als
eine geglättete und porengefüllte Fläche darstellt. Ebenso lässt sich eine sehr homogene
Struktur der Bohrwand erkennen, was darauf hin deutet, dass sich die Schmelzschicht wäh-
rend der gesamten Bearbeitung über der Bohrwand ausbreitete und erst nach Prozessende
gleichmäßig erstarrte. Aber nicht nur die verbesserte Oberflächenrauhigkeit sprechen für die-
ses Bearbeitungsverfahren, sondern auch die geringe Wärmeeinflusszone, die für die Bearbei-
tung von keramischen Werkstoffen, die leicht zu Temperaturschock - bedingter Rissbildung
neigen, von großem Vorteil ist.
Abb. 5-23 Darstellung der Bohrwandqualität
5.4.5 Erreichbare Bohrlochgeometrien
Betrachtet man den Laserstrahl als geometrisches Werkzeug und ist dabei die Bohrungstiefe
größer als die Rayleighlänge, lässt sich über die geometrischen Zusammenhänge die Boh-
rungstiefe als Näherung ermitteln. In der Abbildung 5-24 ist dies oben bildlich dargestellt.
Hieraus erschließt sich schnell, dass es nicht gelingen kann, kleinste Bohrungen in beliebig
dicke Werkstücke einzubringen. Zwar lässt sich der Öffnungswinkel des Strahls über die
20 µm
20 µm
100 µm
81
Wahl der Fokussieroptik beeinflussen, jedoch ändert sich dabei auch immer der Fokusdurch-
messer (kleiner Öffnungswinkel, großer Fokusdurchmesser), was die Geometrie ebenfalls
einschränkt. Eine weitere Möglichkeit besteht in der Aufweitung des einfallenden Strahls, der
als Basis für den Fokussierungswinkel gilt. Wird dieser zu groß gewählt, erreicht man in der
Regel einen kleineren Fokusdurchmesser, jedoch vergrößert sich wiederum der Öffnungswin-
kel. Außerdem vergrößern sich die optischen Fehler (siehe Kapitel 3), was im Endeffekt wie-
der zu einem großen Fokusdurchmesser führt. Letztendlich erzielt man hiermit keine Vorteile.
Wird der Eintrittsdurchmesser verkleinert, ist dies auch nur begrenzt möglich: bei zu kleinem
Durchmesser verlieren die optischen Elemente, hier speziell die sphärischen Flächen, immer
mehr an Wirkung und verschieben damit den kompletten Strahlengang.
Abb. 5-24 Systembedingte Begrenzung der Bohrgeometrie:
zylindrische Bohrung (oben links), negativ konische Bohrung (oben rechts),
Querschliff einer negativ konischen Bohrung Al
2
O
3
mit eintrittsseitiger Senkung (unten)
Die Abbildung 5-24 zeigt unten einen Querschliff einer negativ konischen Bohrung in Al
2
O
3,
bei der die Helixverschiebung der Z-Achse zu groß gewählt wurde. Beim Eintauchen des La-
serstrahls in die Bohrung tangierten die äußeren Randstrahlen eintrittsseitig die Bohrung und
bearbeiteten diese in der Art, dass eine Senkung entstand. Beim Anblick dieser Bohrung liegt
der Gedanke nahe, mit dieser Bearbeitungsoptik auch Formbohrungen herzustellen, die für
r
w
r
E
r
A
t
1
α
a
β
öff
ε
82
spezielle Anforderungen, z.B. im Triebwerksbau bei der Einbringung von „shape holes“, An-
wendung finden könnten. Dies wurde jedoch im Rahmen der vorliegenden Arbeit nicht näher
untersucht. In der Abbildung 5-25 sind die näherungsweise ermittelten Werte für mögliche
Bohrungsgeometrien in Diagrammen dargestellt.
0
1
2
3
4
5
6
0 50 100 150 200 250 300
Bohrdurchmesser [µm]
Materialdicke [mm]
Bohrung ist durchgängig
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2
M aterialstärke [mm]
Bohrungstiefe [mm]
Durchmesser oben 90 µm unten 140 µm
Durchmesser oben 90 µm unten 180 µm
Durchmesser oben 100 µm unten 200 µm
Abb. 5-25 Darstellung erreichbarer Bohrgeometrien:
zylindrische Bohrungen (oben), ausgewählte negativ konische Bohrungen (unten)
83
Zur Grundlage der Berechnungen dienten eine Brennweite von f = 100 mm, ein Strahlein-
trittsdurchmesser von 5 mm und ein Fokusdurchmesser d
0
= 30 µm. In der Abbildung 5-25,
Darstellung der zylindrischen Bohrung (oben) ergibt sich ein Aspektverhältnis von ca. 1:13,
was sich auch in der Praxis realisieren lässt. In der gleichen Abbildung zeigen unten ausge-
wählte negativ konische Bohrungen, bis zu welcher Bohrtiefe diese eingebracht werden kön-
nen, ohne Schaden an der Eintrittsseite anzurichten. Mit der Materialstärke zeigt sich, ob die
Bohrung durchgängig ist.
84
6 Zusammenfassung
Kommerziell erhältliche sowie in der Literatur beschriebene Lasermaterialbearbeitungssyste-
me unterscheiden sich deutlich in Größe, Gewicht, Flexibilität und optischem Aufbau von der
hier vorgestellten Bearbeitungsoptik. Die bisherigen Bearbeitungsmodule lassen sich nur
schwer in die standardmäßige Anlagentechnik integrieren. Aufgrund ihrer Größe und ihrem
Gewicht müssen sie speziell angepasst werden. Dies treibt die Anlagenkosten in die Höhe.
Ihre Einsatzmöglichkeiten sind auf Grund ihrer eingeschränkten Flexibilität auf wenige aus-
gewählte Applikationen beschränkt, so das sie zu einem Nischenprodukt werden.
Mit der vorliegenden Arbeit wird ein System beschrieben, welches mit Blick auf einen großen
Anwenderkreis konzipiert wurde. Die geometrischen Abmessungen sowie das Gewicht kön-
nen in die Dimensionen heutiger Scannersysteme eingeordnet werden. Somit ist das Einwech-
seln in standardmäßige Bearbeitungsmaschinen problemlos möglich. Die Flexibilität der Fo-
kussieroptik überspannt ein weites Parameterfeld und lässt ein breites Applikationsspektrum
zu.
Der Aufbau mit nur wenigen optischen Standardelementen erhöht die Qualität sowie die Ver-
fügbarkeit der Bauteile. Außerdem lassen sich damit die Komponenten besser an die jeweili-
gen Lasersysteme (von UKP im UV bis CW im IR) anpassen. Da kaum Unwuchten vorliegen,
können Drehzahlen bis 20.000 U / min, in speziellen Fällen auch 40.000 U / min erreicht wer-
den. Dabei ist die Fokussieranordnung schwingungsentkoppelt und produziert eine stabile
Fokuslage. Die übrigen Elemente sind so gewählt, dass sie schwingungsunkritisch auf den
Strahlengang wirken. Mit den unabhängig voneinander wirkenden Stellparametern ist ein
strukturiertes Vorgehen bei der Parametersuche möglich.
Das optische System ermöglicht den Aufbau zweier unterschiedlicher Systeme mit angepass-
tem Genauigkeitsbereich. So findet System 1 mit manueller Parametereinstellung seine An-
wendung bei der Bearbeitung von Materialien mit feinmechanischen Abmessungen und Tole-
ranzen, wobei System 2 in vollautomatisierter Version mit einem Regelsystem ausgerüstet ist,
welches online alle optischen Stellparameter überwacht. Hiermit lassen sich Bearbeitungen in
engen Toleranzfeldern bei höchster Qualität und Reproduzierbarkeit realisieren.
Bei der Bearbeitung transparenter Werkstoffe konnten unter der Verwendung der hier vorge-
stellten Bearbeitungsoptik neue schonende Verfahren vorgestellt werden. Durch die gleich-
mäßige Verteilung der Einzelpulse ist es möglich, nahezu beliebige Aspektverhältnisse bei
Durchmessern von über 300 µm in transparente Werkstoffe einzubringen. Ebenso wird ge-
zeigt, dass dieses Verfahren die Bearbeitung von Freiformkonturen in Werkstücke nahezu
jeder Stärke gestattet. Zylindrische Bohrungen mit Durchmessern von ca. 100 µm werden mit
einem Aspektverhältnis von 1:10 in bisher nicht gekannter Qualität hergestellt. Ein- und Aus-
trittsseite sind frei von Ausmuschelung und Rissbildung. Der Bohrkanal selbst weist eine glat-
te und homogene Wandstruktur auf.
Bei der Bearbeitung keramischer Werkstoffe lassen sich die in der Literatur beschriebenen
Prozesse für das Perkussionsbohren bei guter Qualität durchführen. Das Wendelbohren erhöht
85
die Qualität der Bohrung deutlich, was für keramische Materialien ebenso zutrifft wie für die
metallischen Werkstoffe. Der Schmelzanteil keramischer Werkstoffe ist deutlich kleiner, führt
jedoch ebenso wie bei den metallischen Werkstoffen zu einer Qualitätserhöhung im Bohr-
wandbereich. Gerade dem Temperaturschock bei empfindlichen glasartigen, kristallinen und
keramischen Werkstoffen kommt diese Art der Bearbeitung entgegen, da der Wärmeeintrag
nicht wie beim Perkussionsbohren auf eine Stelle konzentriert, sondern über die Bearbei-
tungsbahn verteilt wird. Präzision und Geometrie der Strukturen keramischer Werkstoffe un-
terscheiden sich nicht von dem bei metallischen Werkstoffen. Im Vergleich zum Perkussions-
bohren ist die Wärmeeinflusszone deutlich geringer und der Materialauswurf im Ein- und
Austrittsbereich vernachlässigbar klein. Die geometrische Form ist gesteuert und nicht von
unkalkulierbaren Parametern abhängig.
Jedoch hat auch dieses System technische Grenzen, die an Beispielen von zylindrischen und
negativ konischen Bohrungen bei nichttransparenten Werkstoffen aufgezeigt werden. So
hängt die Durchbohrung in gewünschter Geometrie von der Dicke des gewählten Materials
ab. Das heißt, es lassen sich in beliebig dickes Material keine Bohrungen mit sehr kleinem
Durchmesser einbringen.
Die hier vorgestellte Technologie bietet für die Fertigung eine Reihe von unschlagbaren Vor-
teilen, was Bearbeitungszyklen, Qualität und Formgebung angeht, die mit konventionellen
Verfahren, wie in Kapitel zwei beschrieben, nur sehr schwer oder gar nicht realisiert werden
können. Technisch eröffnet dies bei der Entwicklung von Produkten neue Möglichkeiten, die
sowohl die Gestaltungsfreiheit wie auch Effizienz erhöhen und dadurch letztendlich auch zur
Einsparung von Kosten führt.
86
7 Ausblick
Der hier gezeigten Bearbeitungsoptik erschließt sich durch konstruktive Merkmale sowie
ihren technischen Möglichkeiten ein weites Feld von Applikationen. In dieser Arbeit dienten
die durchgeführten Untersuchungen der Demonstration ihrer Leistungsfähigkeit sowohl in
technischer als auch in wissenschaftlicher Hinsicht.
Verbesserungspotential gibt es bei der Auslegung des Messsystems. Hier lassen sich durch die
Wahl dicht gepackter Fotodiodenarrays für hoch präzise Anforderungen höhere Messgenau-
igkeiten erzielen. Diese werden in naher Zukunft durch die fortschreitende Miniaturisierung
verfügbar sein.
Optisch ist die Entwicklung der Glassorten mit immer höherem Berechungsindex interessant.
Hochbrechende Gläser und Kristalle versprechen kurze Glaswege und erhöhen die optische
Qualität. Besonders kurze Glaswege sind im Hinblick auf die weitere Verkürzung der Laser-
pulse ein wesentlicher Aspekt. Bei der optischen Strahlführung sind die Möglichkeiten wei-
testgehend ausgereizt, da mit dem hier gezeigten System die optischen Fehler weit unterhalb
der Beugungsgrenze gedrückt werden konnten. Jedoch erschließt sich mit höherbrechenden
Gläsern ein größerer Parameterraum bei gleichbleibender Qualität.
Mechanisch ist der weiteren Reduzierung der Motorschwingungen Beachtung zu schenken.
Zwar ist dies durch die Wahl der optischen Komponenten und der Entkopplung der Fokus-
sieroptik ausreichend kompensiert, jedoch wird ein Teil der Motorschwingungen bei zu filig-
raner Befestigung auf die Anlagentechnik übertragen, was die Anwendung beeinflussen kann.
Speziell gewebte Karbonfasern, die zu einer Befestigungsgrundplatte laminiert werden, kön-
nen hier zur Abhilfe beitragen und die hochfrequenten Schwingungen aufnehmen.
Es werden eine ganze Reihe von Applikationsuntersuchungen von der Industrie gewünscht.
Diese fallen ausnahmslos in den feinmechanischen sowie mikrotechnischen Bereich: ange-
fangen bei Mikrobohrungen in Flachglas mit einem Durchmesser von ca. 50 µm zur Herstel-
lung von Filtern für aggressive Medien, über Formbohrungen für den Turbinenbau, bis zum
Herstellen von Schweißverbindungen mit unterschiedlichen Werkstoffen zur Durchmischung
der Schweißnaht. Andere Anwendungen gehen in Richtung Feinschneiden, hier liegt das Au-
genmerk auf der schonenden Bearbeitung mit geringem Wärmeeintrag bei dünnen Werkstü-
cken und beim Schneiden temperaturschockempfindlicher Werkstoffe mit größerer Wand-
stärke und 90° Schnittkante. Wieder andere betreffen Schichtabtragsuntersuchungen mit defi-
nierten Spurbreiten, bei denen durch die höhere Pulsdichte im Randbereich eine schonende
und klare Abgrenzung geschaffen werden kann.
Ein Grossteil der Bearbeitungen lässt sich mit industriell verfügbaren Pikosekundensystemen
(besser noch Sub - Pikosekundensystemen) realisieren, für andere reichen Nanosekundensys-
teme aus. Die Optik lässt die Verwendung dieser Lasersysteme zu und wurde bereits mit Fem-
tosekundensystemen betrieben.
87
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91
9 Symbolverzeichnis
Symbol Bedeutung Einheit
SPP Strahlparameterprodukt [mm mrad]
w
0
Strahltaillenradius [µm]
w(z) Strahltaillenradius in Strahltaillenposition [µm]
w
f
Strahlradius in der Brennweite [µm]
θ
0
Divergenzwinkel [rad]
λ Wellenlänge [nm]
I Intensitätsverteilung [W / m
2
]
P
m
Laserleistung [W]
P
P
Pulsleistung [J]
z
0
Strahltaillenposition [mm]
z
R
Rayleighlänge [µm]
M
2
Beugungsmaßzahl -
K Gütezahl -
φ Phasenverschiebung [°]
y` Ort des Bildes [mm]
f Brennweite [mm]
n Brechungsindex -
A Absorptionsgrad [%]
R Reflexionsgrad [%]
µ
a
Absorptionskoeffizient -
κ Absorptionsindex -
92
D Temperaturleitfähigkeit [m
2
/ s]
τ
p
Pulsdauer [s]
V
A
Absorptionsvolumen [mm
3
]
U Drehzahl [min
-1
]
ε Anstellwinkel [°]
S Strahlablenkung [µm]
α` Einfallswinkel zur Planplatte [°]
d Dicke der Planplatte [mm]
β` Konkavlinse zur optischen Achse [°]
χ` Keilwinkel [°]
γ` Konvexlinse zur optischen Achse [°]
δ Winkel zwischen geometrisch und optischer Achse [°]
f Brennweite [mm]
Ф Brechkraft -
R` Petzvalradius [mm]
ρ Dichte [kg / m
3
]
σ
D
Druckfestigkeit [N / mm
2
]
σ
B
Biegefestigkeit [N / mm
2
]
E Elastizitätsmodul [N / mm
2
]
HV Härte nach Vickers [kN / mm
2
]
k Wärmeleitfähigkeit [W / (mK
)-1
]
α Ausdehnungskoeffizient [K
-1
]
Ü Puls - zu Puls - Überlapp [%]
d
f
Abtragsdurchmessser / Pulsdurchmesser [µm]
f
rep.
Repetitionsrate [kHz]
93
n
d
Drehzahl [min
-1
]
sb Schnittbreite [µm]
R
1
Temperaturgradientenbeständigkeit [K]
R
2
Thermoschockbeständigkeit [Wm
-1
]
c
p
spezifischen Wärmekapazität [J(kg · K)
-1
]
l
a
optische Eindringtiefe [µm]
µ
s
Streukoeffizient [m
-1
]
t Materialstärke [mm]
β
ö
Öffnungswinkel [°]
r
w
Wendelradius [µm]
r
E
Eintrittsradius [µm]
r
A
Austrittsradius [µm]
94
10 Veröffentlichungen und Vorträge im Verlauf dieser Arbeit
Ashkenasi, D. , Binder, A. , Jaber, H., Kern, H., Müller, N., Ziegert, A., Laser Processing of
ceramic and crystalline wafer substrates for microelectronic applications, SPIE Vol. 4977,
542-554, Photonics West, San Jose, CA, USA, 2003
Binder, A., Ashkenasi, D., Müller, N., Riesbeck, T., Eichler, H. - J., Microdrilling, - scribing
and - cutting with high - quality and high - power ns - Nd:YAG systems, SPIE Vol. 5063,
401-406, Laser Precision Micro Fabrication, München, Germany, 2003
Müller, N., „Optische Fräse“, Entwicklung einer neuartigen Laser Trepanieroptik für die Prä-
zisionsbearbeitung, Workshops, Bayerisches Laserzentrum (blz), Nürnberg, 12/2007
Müller, N., Laserinduzierter Mikroabtrag zur Präzisionsbearbeitung transparenter Werkstoffe,
Workshops des Verbands Deutscher Glasblässer e.V, Berufliches Schulzentrum Wertheim,
Reichenberger Straße 8, 97877 Wertheim, 09 2008
Schwagmeier, M,. Müller, N., Ashkenasi, D., Laser micro machining of metal foils, ceramics
and silicon substrates, Lasers in Manufacturing WLT, Conf. Proc. 541-547, 2009
Ashkenasi, D., Müller, N., Kaszemeikat, T., Illing, G., Laser micro machining of glass, ce-
ramics and metals utilizing trepanning optics, Proceedings of LPM - the 11th International
Symposium of Laser Precision Microfabrication, 2010
Ashkenasi, D., Kaszemeikat, T., Müller, N., Eichler, H. - J., Illing, G., Laser micro machining
of glass, ceramics and metals utilizing trepanning optics, ICALEO, Paper Number M904,
Conf. Proc., 2010.
Ashkenasi, D., Kaszemeikat, T., Müller, N., Dietrich, R., Eichler, H. - J., Illing, G., Laser
Trepanning for Industrial Applications, Lasers in Manufacturing WLT, Conf. Proc., to be
published, 2011
Ashkenasi, D., Müller, N., Kaszemeikat, T., Iilling, G., Advanced laser micro machining us-
ing a novel trepanning system, Journal of Laser Micro/NanoEnginnering (JLMN), to be pub-
lished, 2011
Illing, G., Ashkenasi, D., Kaszemeikat, T., Müller, N., Diego-Vallejo, D., Eichler, H. - J., La-
ser machining and plasma analysis using a novel trepanning system, Photonics West, San
Francisco, CA, USA, to be published, 2011
95
Ashkenasi, D., Kaszemeikat, T., Müller, N., Lemke, A., Laser Mikrobearbeitung von Flach-
glas: Bohren und Schneiden, 2. Workshop, Laserbearbeitung von Glaswerkstoffen, Laser
Zentrum Hanover e.V., Bayrisches Laserzentrum GmbH, April 2011
Gebhardt, M., Petsch, T., Lasch, M., 3D Micromac, und Ashkenasi, D., Müller, N., Kasze-
meikat, T., Laser - und Medizin - Technologie GmbH Berlin, Industrielles Laserbohren mit-
tels Wendelbohroptik, Mikroproduktion 03/11
Laseroptiksysteme, Laseroptische Werkzeuge. Neuartige Trepanieroptiken ermöglichen die
Laser-Präzisionsbearbeitung in verschiedenartigen Werkstoffen, Laser Heft - Nr. 2, Mai/Juni
2011
96
11 Aus dieser Arbeit hervorgegangene Patente
Ashkenasi, D., Müller, N.,
Verfahren und Vorrichtungen zur schnellen Ablenkung eines Lichtstrahls auf eine eingestellte
Kreisbahn, DE 10 2007 012 695.8, Priorität: 13.03.2007
Ashkenasi, D., Müller, N.,
Verfahren und Vorrichtungen zur schnellen Ablenkung eines Lichtstrahls auf eine eingestellte
Längsbahn, DE 10 2007 014 933.8, Priorität: 22.03.2007
Ashkenasi, D., Müller, N.,
Vorrichtungen und Verfahren zum Führen eines Lichtstrahls, PCT / EP 2008 / 053042
Priorität: 13.03.2007 / 22.03.2007 / 13.03.2008
Ashkenasi, D., Dietrich, R., Müller, N.,
Trepanieroptik, Lagemessung der optischen Stellglieder im Betrieb,
DE 10 2010 049 459, Priorität vom 13.9.2010
Ashkenasi, D., Kazemaikat, T., Müller, N.,
Trepanieroptik, orbit-on-orbit,
DE 10 2010 049 460, Priorität vom 13.9.2010
97
12 Anhang
12.1 Systementwicklung
Abb. 12-1 Ansicht der Bearbeitungsoptik System 1 oben, Steuermodul unten, manueller Betrieb,
Einstellung über Regelsystem
98
Abb. 12-2 Ansicht der Bearbeitungsoptik System 2 oben, Steuersoftware unten, vollautomatische
Regelung, Ansteuerung über PC
99
12.2 Bearbeitungsbeispiele transparenter Werkstoffe
Abb. 12-3 Bearbeitung transparenter Werkstoffe mit Innenkontur
oben: Glasgewinde in 12 mm starke Glasplatte, Kerndurchmesser 3 mm
unten: 1 mm - Bohrung durch 40 mm Glaswürfel mit mittiger Aufweitung
10 mm
1
100
Abb. 12-4 Vorderseitige Bearbeitung in Quarz ohne Winkelanstellung,
Herstellung von Sacklochbohrungen mit positivem Winkel
Abb. 12-5 Bearbeitung von Abdeckgläsern mit geometrischen Formen, t = 1 mm
1,0 mm
0,25 mm
87,7°
ca.1 mm
1.3 mm
1,05 mm
0.97 mm
101
Abb. 12-6 Konturschnitte in 2,7 mm starken Glasträger, Stegbreite 500 µm
Abb. 12-7 0,6 mm - Schrägbohrungen in 6 mm - Quarzglas
102
12.3 Bearbeitungsbeispiele keramischer und anderer Werkstoffe
Abb. 12-8 Weitere Bohrungen in 1 mm Aluminiumnitrid, von links nach rechts:
negativ konisch, zylindrisch, positiv konisch
Abb. 12-9 Beschriftungsreihe mit Durchmesserverstellung
Eintritt
Querschliff
Austritt
120 µm
150 µm
120 µm
90 µm
110 µm
140 µm
50 µm
103
Abb. 12-10 Bearbeitung von polykristallinem Diamant [Micr11]
Abb. 12-11 Bearbeitung von Buntmetall, Breite der Verbindungsstege 50 µm [Lume11]
