2012 Giesserei - Proguss AustriaRundschau Giesserei Jhg. 59 heft 7/8 2012 Höchster Pressdruck,...

RundschauGiesserei

Jhg. 59heft 7/8

2012

Rundschau

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INHALT

RundschauGiesserei

Jhg. 59heft 7/8

2012

Rundschau

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BEITRÄGE 194

Organ des Vereines Österreichischer Gießereifachleute und desFachverbandes der Gießereiindustrie, Wien, sowie des Österrei-chischen Gießerei-Institutes und des Lehrstuhles für Gießerei-kunde an der Montanuniversität, beide Leoben.

ImpressumHerausgeber:Verein ÖsterreichischerGießereifachleute, Wien, Fachverbandder Gießereiindustrie, WienÖsterreichisches Gießerei-Institut desVereins für praktische Gießereifor-schung u. Lehrstuhl für Gießereikundean der Montanuniversität, beide Leoben

Verlag Strohmayer KGA-1100 Wien, Weitmosergasse 30Tel./Fax: +43 (0)1 61 72 635E-Mail: [email protected]

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VÖG-VEREINS-NACHRICHTEN 233

TAGUNGEN/SEMINARE/MESSEN 222

RückblickAalener Gießerei-Kolloquium 9./10.5.2012Veranstaltungskalender

Aus den BetriebenFirmennachrichten

VereinsnachrichtenPersonalia

Bücher und Medien

AKTUELLES 228

LITERATUR 235

INTERNATIONALEORGANISATIONEN 220

WFO – Rückblick auf den 70.WFC-World FoundryCongress. Monterrey/Mexiko, 25./27. 4. 2012MEGI – Meeting in Posen/Pl, 29. 5. 2012

GIESSEREI-RUNDSCHAU 59 (2012) HEFT 7/8

194194

Schlüsselwörter: AlMgSi-Gusslegierungen, Wärmebehandlung,Ausscheidungshärtung,

EinleitungIn dieser Arbeit soll ein Optimierungsvorschlag für die Parame-ter des Lösungsglühens und Warmauslagerns der Aluminium-gusslegierung AlMg5Si2Mn (MAXXALLOY®-59) dargestelltwerden.

Die Bestimmung der optimalen Lösungsglühtemperatur erfolgtzunächst theoretisch anhand von thermophysikalischen Be-rechnungen mit der Software Thermo-Calc®, und in weitererFolge durch experimentelle Kalorimetrieversuche mittels DSC.

Im zweiten Schritt wurden die Warmauslagerung des Wär-mebehandlungsprozesses und die Auswirkungen der Wärme-behandlung auf das Gefüge und die Werkstoffeigenschaften beiverschiedenen Temperaturen und Zeiten untersucht.

Die daraus ermittelten Temperaturen und die auf Literaturer-gebnissen [1] und auf Erfahrungswerten basierenden Haltezei-ten wurden auf Gussproben angewandt.

Durch das thermische Analyseverfahren Differential Scan-ning Calorimetry (DSC) konnten die Temperaturniveaus für eineerfolgreiche Wärmebehandlung festgelegt werden. Da die Tem-peratur erst in Kombination mit einer entsprechenden Warm-auslagerungszeit die entsprechenden metallkundlichen Vorgän-ge aktivieren kann, wurden praktische Wärmebehandlungsver-suche bei unterschiedlichen Warmauslagerungszeiten für beideWarmauslagerungstemperaturen durchgeführt (T4, T6, T64,T7).

Ziel war es, die im Gusszustand spröde Mg2Si-Phase im Eu-tektikum so umzuwandeln, dass der Werkstoff nach dem Lö-sungsglühen duktilere Eigenschaften und höhere Festigkeitenbesitzt. Zur Bestätigung der Berechnungen des optimierten Lö-sungsglühvorganges und der damit verbundenen Verbesserun-gen der Festigkeitseigenschaften wurden mikroskopische Un-tersuchungen (Licht- und Rasterelektronenmikroskopie) undmechanische Werkstoffprüfungen (Zug- und Härteprüfungen)sowohl an den Proben im Gusszustand als auch im optimierten,lösungsgeglühten Zustand durchgeführt.

Nach der Warmauslagerung wurden mittels Härte- und Zug-prüfung die mechanischen Eigenschaften ermittelt. Durch me-tallographische Untersuchungen wurden die Gefügeänderungenin Folge der Wärmebehandlung überprüft, dokumentiert undbewertet.

Es konnten im Rahmen dieser Arbeit die optimalen Parame-ter für eine erfolgreiche Warmauslagerung der AlMg5Si2Mn-Le-gierung gefunden werden. Es wurden bei annähernd gleichblei-bender Duktilität die Zugfestigkeit, Dehngrenze und Härte sig-nifikant gesteigert.

TheorieDas Aushärten ist ein diffusionsabhängiger Vorgang in übersät-tigten Mischkristallen. Aushärtbare Legierungen müssen im Zu-standsschaubild bei steigender Temperatur ein Mischkristall-gebiet mit zunehmender Löslichkeit besitzen (Bild 1). Die Aus-scheidungen sind nicht temperaturbeständig und der Effekt derAusscheidungshärtung geht bei erhöhten Betriebstemperaturen(> 240 °C) wieder verloren. Aushärtbare Aluminiumlegierungensind beispielsweise [2]:

• Reihe 6000 AlMgSi (+ Mn, Cu)• Reihe 2000 AlCu (+ Mg, Mn, Si, Pb)• Reihe 7000 AlZn (+ Mg, Cu)

Zum Aushärten wird die Legierung aus dem Mischkristallgebietabgeschreckt, sodass der im Mischkristall gelöste Legierungsbe-standteil keine Zeit zum Ausscheiden besitzt. Es entsteht auf-grund dessen ein bei Raumtemperatur instabiler übersättigterMischkristall, der bestrebt ist, den Überschuss an gelösten Legie-rungsbestandteilen auszuscheiden, um somit den Gleichge-wichtszustand zu erlangen. Durch anschließendes Auslagernwird die bei der schnellen Abkühlung unterdrückte Diffusionkontrolliert angeregt. Dabei entstehen feindisperse Ausscheidun-gen, die im Kristallgitter die Versetzungsbewegung blockieren.

Optimierung der Wärmebehandlungeiner AlMgSi-Gusslegierung

Optimizing the Heat Treatment of a ductile AlMgSi-Alloy

Tose Petkov,studiert Metallurgie an der MontanuniversitätLeoben. Seit 2008 arbeitet er als studentischerMitarbeiter im Bereich NE-Metallguss am Öster-reichischen Gießerei-Institut.

David Künstner, BSc.,studiert an der Montanuniversität Leoben Me-tallurgie und ist seit Oktober 2011 am Österrei-chischen Gießerei-Institut im Bereich For-schung und Entwicklung Nichteisenmetallurgieals wissenschaftlicher Sachbearbeiter tätig.

Dipl.-Ing. Dr.mont. Thomas Pabel, BSc.,nach der Ingenieursausbildung an der HTL inKapfenberg Studium der Werkstoffwissenschaftund Promotion in Gießereiwesen sowie post-graduales Metallurgiestudium an der Montan-universität Leoben.Seit 2002 wissenschaftlicher Sachbearbeiter inder Abteilung Nichteisenguss als Schadensana-lytiker, in der Werkstoffentwicklung und alsWeiterbildungsbeauftragter am Österreichischen

Gießerei-Institut in Leoben tätig. Seit 2011 zusätzlich Lektor an derMontanuniversität Leoben.

Dipl.-Ing. Dr.mont. Katharina Faerber, MSc.,studierte Metallurgie an der MontanuniversitätLeoben, diplomierte im Oktober 2007 und pro-movierte im März 2012. Von November 2007bis Februar 2012 war Frau Katharina FaerberUniversitätsassistentin am Lehrstuhl für Gieße-reikunde.

Dipl.-Ing.(FH) Christian Kneißl,nach Abschluss der Fachhochschule Mittwei-da/D, Fachbereich für Maschinenbau/Feinwerk-technik, von 1995 bis 2006 beschäftigt am Insti-tut für Mathematik und Angewandte Geometrieder Montanuniversität Leoben. Seit 2006 wis-senschaftlicher Mitarbeiter am ÖsterreichischenGießerei-Institut Leoben, Abteilung für Werk-stoffentwicklung und Schadensanalytik.

Univ.-Prof. Dipl.-Ing.Dr.phil. Peter Schumacher,

Vorstand des Lehrstuhls für Gießereikunde,Department Metallurgie, MontanuniversitätLeoben und Geschäftsführer des Vereins f. prak-tische Gießereiforschung – ÖsterreichischesGießerei-Institut, Leoben.

HEFT 7/8 GIESSEREI-RUNDSCHAU 59 (2012)

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Die Ausscheidungsbildung ist stark von der Temperatur undder Zeit abhängig und kann wie folgt unterteilt werden [2]:• Cluster: ungeordnete Ansammlungen (inhomogener Misch-

kristall)• GP-Zonen I + II: (nach Guinier und Preston) geordnete Kon-

zentration (z. B. Al-Cu)• Kohärente Ausscheidungen: behalten das Wirtsgitter in ver-

zerrter Form bei (starkes Versetzungshindernis)• Inkohärente Ausscheidungen: besitzen ein artfremdes Gitter

(geringes Versetzungshindernis)

Bei Raumtemperatur oder leicht erhöhter Temperatur liegt eineungeordnete Verteilung der Legierungsatome vor. Hierbeikommt es zu einer Ansammlung der Legierungsbestandteile anbevorzugten Gitterpositionen, was zur Bildung einer lokalenÜberstruktur führt (Clusterbildung). Diese gebildete Übergangs-phase ist metastabil und somit mit zunehmender Zeit und Tem-peratur veränderbar.

Bei höheren Temperaturen und ausreichend Zeit können sichsogenannte Guinier-Preston-Zonen (GP-Zonen) oder interme-diäre Verbindungen (kohärente und inkohärente Ausscheidun-gen) bilden (Bild 2).

Kohärente Ausscheidungen bilden sich bei geringen Unter-schieden der Gitterparameter von Wirtsgitter und Ausschei-dung. Das Wirtsgitter bleibt hierbei in verzerrter Form erhalten.

Bei inkohärenten Ausscheidungen kommt es dagegen zu kei-ner Verbindung mit dem Wirtsgitter. Diese Ausscheidungsformist aufgrund des Zusammenwirkens von Eigenfestigkeit und Git-terverspannung der wirksamste Ausscheidungstyp.

Ist die Verbindung mit dem Wirtsgitter unvollständig, sospricht man von teilkohärenten Ausscheidungen (Bild 3).

Beim Auslagern bilden sich aus dem übersättigten Misch-kristall bereits bei Raumtemperatur Guinier-Preston-I-Zonen(GP-I-Zonen). Durch Erhöhung der Temperatur kommt es zurBildung von Guinier-Preston-II-Zonen (GP-II-Zonen) sowie ko-härenten und inkohärenten Modifikationen der Gleichge-wichtsphase. Durch anschließendes Halten auf dieser Tempera-tur bildet sich schließlich die inkohärente stabile Gleichge-wichtsphase.

Aus Tabelle 1 sind die unterschiedlichen Ausscheidungs-phasen beim Aushärten für die wichtigsten Aluminiumlegie-rungen ersichtlich.

Bild 1: Aushärtung einer Aluminiumlegierung (schematisch) [3].

•• Al• Cu

Bild 2: Entmischungsreihe (oben):a) Cluster, b) GP-Zone, c) kohärente Ausscheidung,d) inkohärente Ausscheidung [3].

Bild 3: Form der Ausscheidungen (links):a) kohärent, b) teilkohärent, c) inkohärent [4].

LEGIERUNG AUSSCHEIDUNGSREIHENFOLGE

Al-Cu-Mg GPZ (Stäbe) ➝ S’ (Stäbchen) ➝S (CuMgAl2) (Stäbchen)

Al-Mg-Si GPZ (Stäbe) ➝ β’ (Stäbe) ➝β (Mg2Si) (Platten)

Al-Zn-Mg GPZ (Kugeln) ➝ η’ (Platten) ➝η (MgZn2) (Platten oder Stäbe)

Al-Cu GPZ (Scheiben) ➝ Θ’ (Scheiben) ➝Θ’ (Platten) ➝ Θ (Cu2Al)

Al-Ag GPZ (Kugel) ➝ γ’ (Platten) ➝ γ (Ag2Al)

Tabelle 1: Ausscheidungsreihenfolge der technisch wichtigsten Alumi-niumlegierungen [5].

Der Grad der Behinderung der Versetzungsbewegung hängtim Wesentlichen von der Größe und der Festigkeit der gebilde-ten Ausscheidungen ab.

Ausscheidungen inkohärenter Phasen oder zu große kohä-rente Ausscheidungen werden, entsprechend dem Orowan-Me-chanismus, von der Versetzung umgangen. Zurück bleibt einVersetzungsring um das Teilchen und die Versetzung bewegtsich mit verminderter Energie weiter.


196196

Im Gegensatz dazu werden teilkohärente und kohärente Phasenunter Bildung zusätzlicher Phasengrenzen von der Versetzunggeschnitten. Dieser Mechanismus wird als Friedel-Effekt be-zeichnet (Bild 4).

Besteht für das Schneiden eines Teilchens die gleiche Wahr-scheinlichkeit wie für das Umgehen, so ist die Behinderung derVersetzung und somit die Festigkeitssteigerung am stärksten.Man bezeichnet diesen Zustand, bei dem Orowan-Spannungund Schnittspannung ident sind, auch als kritischen Teilchen-radius (Bild 5).

Berechnungen im Gleichgewicht dienen dazu, um abschätzenzu können, welche Phasen in dem erstarrten Werkstoff zu er-warten sind. Die Ergebnisse müssen kritisch betrachtet werden,da in der Praxis üblicherweise nie der Gleichgewichtszustandvorliegt. Es gilt die Annahme, dass sich alle beteiligten Stoffe zujeder Zeit im Gleichgewicht befinden, d. h. vollständige Diffu-sion im festen und flüssigen Zustand. Dieser Umstand bedeutet,dass es dem Grundstoff jederzeit und bei jeder Temperatur mög-lich ist, die maximale Löslichkeit an Legierungselementen zugewährleisten. Aufgrund dessen können mittels Berechnungenim Gleichgewicht Aussagen für eine WBH getroffen werden, beiwelchen Temperaturen sich Phasen auflösen bzw. ausscheiden.Bild 6 zeigt schematisch die Umverteilung gelöster Stoffe imGleichgewichtszustand eines Gussstücks bei gerichteter Erstar-rung [7, 8].

Bild 4: Überblick der Teilchenverfestigungsmöglichkeiten; kleine Teil-chen werden geschnitten (Friedel-Effekt), größere Teilchen werden um-gangen (Orowan-Mechanismus).

Bild 5: Einfluss der Teilchengröße auf die Festigkeitsänderung.

Experimentelle MethodenDas Programm Thermo-Calc® bietet die Möglichkeit, thermody-namische Berechnungen in mehrkomponentigen Legierungs-systemen durchzuführen.

Überwiegend wird diese Software dazu genutzt, um Phasen-diagramme, thermochemische Größen (Enthalpie, Wärmekapa-zität, Aktivität) und Gleichgewichtszustände (heterogen odermetastabil) zu ermitteln sowie Erstarrungssimulationen auf Ba-sis des Gulliver-Scheil-Modells zu erstellen. Allen Berechnun-gen liegen Datenbanken zu Grunde, die auf Basis von experi-mentellen Daten zusammengestellt sind. Thermo-Calc® besitzteine Reihe vielfältiger Datenbanken für verschiedenste Materia-lien. Die Ergebnisse können anhand von Tabellen oder Grafikenausgewertet werden [6].

Grundsätzlich gibt es zwei Methoden, mit denen in Thermo-Calc® gerechnet werden kann:• Berechnungen von Zuständen im Gleichgewicht und• Berechnungen von Zuständen im Ungleichgewicht nach Gul-

liver-Scheil

CS = k * CLCS = k * C0

(1 – (1 – k) * fS)

CL, CS … Konzentration der PhasenC0 … Homogene KonzentrationfL, fS … Volumenarbeit der Phasenk … Verteilungskoeffizient

Bild 6: Gerichtete Erstarrung im Gleichgewicht und entsprechende Glei-chungen [7].

Sind Diffusionsprozesse in eine Richtung gehemmt, so befindetsich die Erstarrung nicht im Gleichgewicht. Es liegt demzufol-ge eine Erstarrung nach dem Ungleichgewichtszustand vor. Beider Erstarrung im Ungleichgewicht nach dem Gulliver-Scheil-Modell wird angenommen, dass es keine Diffusion im festenMaterial gibt, jedoch vollständige Diffusion in der Schmelze.Dies führt zu unvollständigen Reaktionen, Änderungen in derdurchschnittlichen Zusammensetzung der flüssigen und er-starrten Phase, Auftreten von zusätzlichen Phasen und inhomo-genen Verteilungen von Legierungselementen [9].

Dieses Modell entspricht nicht exakt den praktisch vorlie-genden Zuständen, annäherungsweise kann dieses Modell je-doch zu einer Abschätzung herangezogen werden. In der Praxisund in Bereichen kleiner Diffusionswege in dendritischen Zwi-schenräumen hat sich diese Berechnung als vergleichsweiserealistisch für rasche Gießprozesse erwiesen. In Bild 7 ist sche-matisch die Umverteilung der gelösten Stoffe einer gerichtetenErstarrung im Ungleichgewicht nach dem Gulliver-Scheil-Modell zu sehen [7, 8].

CL = C0 (1 – fS)k–1 CS = k * C0 (1 – fS)k–1

Bild 7: Gerichtete Erstarrung im Ungleichgewicht und entsprechendeGleichungen [7].


197197

Zur Bestimmung der Liquidus- bzw. Soliduslinie und der auf-tretenden Ausscheidungsphasen wurden Berechungen mit dreiunterschiedlichen Mg-Gehalten durchgeführt. Dabei wurdenmit Thermo-Calc® Erstarrungssimulationen für den Ungleichge-wichts- (nach Gulliver-Scheil) bzw. Gleichgewichtszustanddurchgeführt, jeweils bei Gehalten von 3 %, 6 % und 8 % Mg.Der Mg-Gehalt der zu untersuchenden Legierung beträgt 5,7 %.In den Berechnungen mit Thermo-Calc® wurde nicht exakt mitdiesem Gehalt gerechnet, da Unterschiede des Legierungsele-ments im Bereich von einigen Zehntel-% vernachlässigbar sindund darüber hinaus die Legierungszusammensetzung derMAXXALLOY®-59 innerhalb definierter Grenzen schwankendarf [10]. Die übrigen Legierungselemente wurden bei jeder Be-rechnung konstant gehalten und entsprachen der Legierungszu-sammensetzung der Hauptlegierungselemente der MAXX-ALLOY®-59. Als Berechnungsgrundlage für Erstarrung im Un-gleichgewicht und für Erstarrung im Gleichgewicht diente dieDatenbank TTAL5™. Zur Berechnung wurde die SoftwareTCC™ Thermo-Calc® Version R verwendet.

Die leistungskompensierte Differential Scanning Calorimetry(DSC) ist ein thermisches Verfahren, bei dem im Gegensatz zuden üblichen thermischen Analysemethoden nicht die Tempe-raturdifferenz, sondern die abgegebene bzw. aufgenommeneWärmemenge einer Probe und der Referenzprobe beim Aufhei-zen bzw. Abkühlen aufgezeichnet wird [11].

Dazu werden ein Tiegel mit der zu analysierenden Probe undein Tiegel mit der Referenzprobe einem bestimmten Tempera-turprogramm gleichartig ausgesetzt. Durch exotherme und en-dotherme Vorgänge bzw. Aufschmelzen und Verdampfen (Pha-senänderungen) während des Durchlaufens des vorgegebenenTemperaturprogramms kommt es zu Temperaturänderungen ΔTder zu analysierenden Probe im Vergleich zur Referenzprobe.

Die Temperaturdifferenz wird zwischen den beiden Probenausgeglichen und die dafür benötigte Energie wird als Wärme-fluss über der Probentemperatur aufgezeichnet.

Bild 8 zeigt den schematischen Versuchsaufbau einer DSC-Untersuchung.

Mit Hilfe der DSC können die charakteristischen Temperatu-ren für Phasenausscheidungen ermittelt werden.

Vor Beginn der eigentlichen DSC-Untersuchungen muss dasGerät mit einer sogenannten Baseline kalibriert werden. Hierzuwird das Temperaturprogramm mit einem leeren Referenz- undProbentiegel gestartet. Die so erhaltene Baseline kann für alleProben mit gleicher Legierung und Wärmebehandlung verwen-det werden.

Die Proben wurden mit einem einheitlichen Gewicht von50 mg bei einem Durchmesser von 5 mm gefertigt.

Zur Bestimmung der Lösungsglühtemperatur wurden die Pro-ben rasch (ca. 100 K/min) auf eine Starttemperatur von 300°Cerwärmt, eine Minute gehalten und anschließend bis auf eineTemperatur von 700 °C mit einer konstanten Aufheizrate von10 K/min erhitzt. Nach Halten der maximalen Temperatur voneiner Minute wurden die Proben mit einer konstanten Abkühl-geschwindigkeit von 10 K/min wieder auf 300°C und dannrasch auf Raumtemperatur abgekühlt.

Für die Warmauslagerungstemperatur wurden die Proben zu-erst auf eine Starttemperatur von 50°C erwärmt und auf dieserTemperatur eine Minute gehalten. Anschließend folgte einekonstante Erwärmung mit 10 K/min bis zum Erreichen der End-temperatur von 500°C. Das Abkühlen erfolgte ebenfalls mit10 K/min von 500°C bis auf eine Endtemperatur von 50°C.

ErgebnisseDen Berechnungen lag die Annahme der Erstarrung im Gleich-gewicht zu Grunde. Anhand der jeweiligen Temperaturverläufeder verschiedenen Phasen wurde bestimmt, welche ausgeschie-denen Phasen bei 100°C, d. h. bei vollkommener Erstarrung, an-teilsmäßig auftreten.

In Bild 9 werden die ausgeschiedenen Phasen bei der Erstar-rung im Gleichgewicht für 3 %, 6 % und 8 % Mg-Gehalt gezeigt,wobei auf der y-Achse BPW der Massenanteil an verschiedenenPhasen, auf der x-Achse die Temperatur aufgetragen ist.

Zur Bestimmung des Erstarrungsintervalls aus den Gleichge-wichtsberechnungen wurde der Temperaturverlauf der flüssigenPhasen (Liquid-Phase) untersucht. Der Temperaturbereich ist inentsprechenden Thermo-Calc®-Diagrammen für Erstarrung imGleichgewicht eingetragen bzw. daraus zu entnehmen. Mithilfeder drei unterschiedlichen Mg-Gehalte von 3 %, 6 % und 8 %kann ein Erstarrungsintervall (ΔT) für den Gleichgewichtszu-stand erstellt werden. In Bild 10 ist dieses Intervall dargestellt.Die vertikale grüne Linie stellt die zu untersuchende LegierungMAXXALLOY®-59 dar und anhand des berechneten Erstar-rungsintervalls ΔT kann die Solidustemperatur ermittelt wer-

Ofen 1 Ofen 2

Tiegel mitProbe Tiegel leer

Heiz- undKühlsystemWärmestrom

Sensoren

Bild 8: Schematische Darstellung einer leistungskompensierten DSC-Untersuchung [12].

Bild 9: Erstarrung im Gleichgewicht für 3 % Mg, 6 % Mg und 8 % Mg.


198198

den. Diese beträgt ca. 592°C, woraus nach den Thermo-Calc®-Berechnungen eine Lösungsglühtemperatur abgeleitet werdenkann.

Aus dem Erstarrungsintervall ergibt sich für die MAXXAL-LOY®-59 eine Lösungsglühtemperatur von ungefähr 580°C.580°C deshalb, da die Lösungsglühtemperatur lt. Literatur 10°Cbis 15°C unter der Solidustemperatur, welche 592°C beträgt, lie-gen sollte. Der Verlauf des Erstarrungsintervalls variiert offen-sichtlich in Abhängigkeit vom steigenden Mg-Gehalt (siehe Bild10), d. h. die Lösungsglühtemperatur ändert sich, abhängig vomAnteil an Mg im Werkstoff. Die höchste Lösungsglühtemperaturerzielt man somit im Bereich der Legierungszusammensetzungder MAXXALLOY®-59.

Ein Verlauf der Wärmestromkurve zur Bestimmung der Lö-sungsglühtemperatur ist in Bild 11 gezeigt. Dabei ist die untereKurve (blau) die Aufheizkurve, die obere (grün) die Abkühlkurve.

Die Aufheizkurve zeigt die für die Ergebnisse dieser Arbeit re-levanten Temperaturen. Die Temperatur bei Eintritt in das Zwei-phasengebiet (d. h. Ende der Baseline), entspricht der Solidus-temperatur und liegt bei 585°C. Für das Lösungsglühen solltedaher ein Wert von 570°C bis 575°C gewählt werden. Die End-temperatur der Aufheizkurve kennzeichnet das Erreichen derLiquidustemperatur und die Weiterführung der Baseline. Beider Betrachtung der Abkühlkurve liegt die Temperatur, bei der

die Probe wieder vollständig erstarrt ist, tiefer als bei der Auf-heizkurve.

Da in dieser Arbeit das Lösungsglühen, sprich die Aufheiz-kurve relevant ist, wurde in Bezug auf die Werte aus der Ab-kühlkurve eine Lösungsglühtemperatur von 570°C für denWerkstoff gewählt.

Bild 12 zeigt die Wärmestromkurve im lösungsgeglühten undkaltausgelagerten Zustand. Beim Aufheizen der Probe ist einPeak im Bereich von 100°C erkennbar. Bei diesem exothermenVorgang handelt es sich um die Bildung der GP-Zonen. Diesstimmt mit den GP-Zonen der DSC Untersuchungen in [13, 14]überein. Beim nächsten Peak handelt es sich um einen endo-thermen Vorgang. Der Peak beginnt bei einer Onset-Temperaturvon ca. 196°C und beschreibt die Auflösung der GP-Zonen biszu einer Endtemperatur von ca. 242°C. Anschließend folgt einexothermer Peak, bei dem es sich, verglichen mit [13, 14], umdie Bildung von teilkohärenten Ausscheidungen (β’’- oder β’-Phase) handelt. Die Onset-Temperatur beträgt hier ca. 244°C

Bild 10: Erstarrungsintervall für Gleichgewicht, Si-Gehalt = konst.

Bild 11: DSC, Wärmestromkurve für Lösungsglühtemperatur, ProbeGusszustand.

Bild 12: Wärmestromkur-ve im T4-Zustand.

und die Endtemperaturca. 276°C. Beim letztenexothermen Peak, On-set-Temperatur ca.384°C, kommt es zurAusbildung der inko-härenten β-Phase biszu einer Endtempera-tur von ca. 440°C [13,14].

Basierend auf denDSC-Untersuchungenwurden für das Warm-auslagern Auslage-rungstemperaturen von190°C und 240°C ge-wählt. Verglichen mitder Wärmestromkurveaus den DSC Untersu-chungen im Gusszu-stand sind im T4-Zu-stand deutlich stärkerausgebildete Phasen-ausscheidungen er-kennbar.

Durch die DSC-Un-tersuchungen im warm-ausgelagerten Zustand


199199

Bild 13: Vergleich derWärmestromkurven imT4- und T6-Zustand(240°C, 8 h).

Probe-Nr. Rp0,2[MPa]

Rm[MPa]

A[%]

HBW5/250

17, 18,

27, 45

Zeit Temp.

nach Warmauslagern 3, 25 102 247 1,3 92 4 h 190°C

6, 7 248 263 0,6 104 8 h 190°C

1, 19 234 261 1,0 96 12 h 190°C

12, 34 214 248 1,4 93 24 h 190°C

28, 30 233 263 1,6 96 0,5 h 240°C

32, 40 228 257 1,6 97 1 h 240°C

42, 44 220 253 1,5 97 1,5 h 240°C

26, 33 206 242 1,5 89 4 h 240°C

11, 21 185 231 1,9 86 8 h 240°C

14, 24 173 226 2,4 85 12 h 240°C

4, 46 167 227 2,8 79 24 h 240°C

5, 10, 23

13, 39, 51

im Gusszustand

nach Lösungsglühen

nach Kaltauslagern

mechanische Eigenschaften

85 172 2,5 71

725,3194

Warmauslagern157

88

233 3,2 90

In Tabelle 2 sind die mechanischen Eigenschaften (Rp0,2, Rm, Aund HBW) für den jeweiligen Wärmebehandlungszustand er-sichtlich. Die mechanischen Kennwerte der einzelnen Diezstäbemit gleichem Wärmebehandlungszustand wurden zur besserenVeranschaulichung gemittelt.

In Bild 14 ist ein Vergleich der mechanischen Eigenschaftenaus Tabelle 2 für die einzelnen Wärmebehandlungszustände

dargestellt.

ZusammenfassungDie vorgegebenen Ziele wurden im überwie-genden Maße erreicht. Basierend auf den Re-sultaten des Lösungsglühens und Warmausla-gerns können folgende Parameter für eine er-folgreiche Wärmebehandlung der LegierungAlMg5Si2Mn angegeben werden:

Tabelle 2: mechanische Ei-genschaften im Gusszu-stand, im lösungsgeglühtenbzw. im kalt- und warm-ausgelagerten Zustand.

konnte ein Vergleich der Phasenausscheidungen vor und nachder Warmauslagerung gezogen werden (Bild 13). Hierbei zeigtsich, dass die gebildeten GP-Zonen nach einer Warmauslage-rung (T6) stabil bleiben, während es im kaltausgelagerten Zu-stand (T4) zu einer Auflösung der GP-Zonen kommt. Die Bil-dung der GP-Zonen nach der Warmauslagerung wirkt sich posi-tiv auf die mechanischen Kennwerte der Legierung aus.


200200

• Lösungsglühen: 570°C, 8 h• Abschrecken: in Wasser (RT)• Warmauslagern: 240°C, 12 h

Durch die Wahl dieser Parameter ist es gelungen, die Zugfestig-keit um 31 %, die Dehngrenze um 104 % und die Härte um20 % gegenüber dem Gusszustand zu steigern. Die Duktilität desGusszustandes konnte weitgehend beibehalten werden.

Aus Bild 15 ist der Vergleich der mechanischen Kennwerteim Gusszustand und im optimierten wärmebehandelten Zu-stand ersichtlich.

Weitere Verbesserungen der mechanischen Eigenschaftenkönnen durch Modifikation des Al-Mg2Si-Eutektikums mittelsLegierungszusätzen oder einer geeigneten Spülgasbehandlungerzielt werden.

DanksagungDie Autoren danken der Österreichischen Forschungsförde-rungsgesellschaft (FFG) für die finanzielle Unterstützung dieses

baden, 2001, S. 39, S. 49–53, S. 62, S. 132–133, S. 199–200, S. 272,ISBN 3-528-01119-X.

[3] Bargel, H. J.; Schulze, G.: Werkstoffkunde, 8. Auflage, Springer-Ver-lag, Berlin, 2003, S. 34, S. 53, S. 287, ISBN 3-540-40114-8.

[4] Willmann, H.: Al-Cr-N thin film design for high temperature appli-cations, Dissertation, Montanuniversität Leoben, 2007, S. 51.

[5] Porter, D.: Phase transformations in metals and alloys, 2. Auflage,Verlag Taylor & Francis, 1992, S. 291–308, ISBN 0-7487-5741-4.

[6] TCC™ Thermo-Calc® Classic User’s Guide Version R, Foundationof Computational Thermodynamics, Stockholm, Sweden, 2006,S. 1 ff.

[7] Stefanescu, D.M., Science and Engineering of casting solidification,2. Auflage, Springer-Verlag, New York, 2009, S. 37 ff.

[8] Fragner, W., Kaufmann H., Legierungsgerechte Auswahl von Gieß-parametern, Druckgusspraxis 1 (2005), S. 29–33.

[9] Eskin, D., Physical Metallurgy of Direct Chill Casting of AluminumAlloys, CRC Press Taylor & Francis Group, Boca Raton USA, 2008,S. 28–43.

[10] SAG Materials Group Aluminium Lend GmbH, GusswerkstoffMAXXALLOY® – 59, Datenblatt.

[11] Brown M. E.: Introduction to thermal analysis: techniques and ap-plications, Springer Verlag, 2001, S. 57, ISBN 1-4020-0211-4.

[12] LINSEIS: Broschüre DSC PT10 Platinum series, www.linseis.net.[13] Esmaeili, S.; Lloyd, D. J.: Modeling of precipitation hardening in

pre-aged AlMgSi(Cu) alloys, Acta Materialia 53, 2005, S. 5257–5271.

[14] Esmaeili, S.; Lloyd, D. J.: Characterization of the evolution of thevolume fraction of precipitates in aged AlMgSiCu alloys using DSCtechnique, Materials Characterization 55, 2005, S. 307–319.

Kontaktadressen:Österreichisches Gießerei-Institut8700 Leoben | Parkstraße 21Tel.: +43 (0)3842 43101-0Fax: +43 (0)3842 43101-1E-Mail: [email protected]

Institut für GießereikundeMontanuniversität8700 Leoben | Franz-Josef-Straße 18Tel.: +43 (0)3842 402 3301Fax: +43 (0)3842 402 3302E-Mail: [email protected]

Bild 14: Gegenüberstellung der me-chanischen Ergebnisse für den je-weiligen Wärmebehandlungszu-stand (F = Gusszustand, LG = lö-sungsgeglüht, ka = kaltausgelagert,wa = warmausgelagert).

Bild 15: Vergleich der mechanischen Eigenschaften im Gusszustand undim wärmebehandelten Zustand (12 h, 240°C).

Projektes und Hrn. Dipl.-Ing.Dr.mont. Salar Bozorgi für dieUnterstützung bei den Thermo-Calc® Berechnungen und DSC-Untersuchungen im Rahmenseiner Beschäftigung am Lehr-stuhl für Gießereikunde an derMontanuniversität Leoben.

Literatur[1] GDA – Gesamtverband der

Aluminiumindustrie e.V.(Hrsg.), Wärmebehandlungvon Aluminiumlegierungen,Merkblatt W07, 1. Auflage,Düsseldorf, 2007, S. 10 ff.

[2] Weißbach, W.: Werkstoffkundeund Werkstoffprüfung, 14.Auflage, Verlag Vieweg, Wies-


201201

Schlüsselwörter: Aluminiumschmelzen, Waserstoffentfernung,Rotorentgasung, Rotordesigneinfluss, Entgasungssimulation

EinleitungDie Rotorentgasung von Aluminiumschmelzen ist eine weit ver-breitete Technologie zur Beeinflussung des Gehaltes an Wasser-stoff, Alkalimetallen und Einschlüssen in der Schmelze vor demGießen. In den letzten zwanzig Jahren hat sich ein umfassendestheoretisches Verständnis der Entgasungskinetik entwickelt. Da-gegen wurde nur wenig über experimentelle Untersuchungenberichtet, oder die Ergebnisse sind nicht vollständig wiederge-geben; die Bestätigung der theoretischen Annahmen konntenicht immer erbracht werden. Schlüsselfaktoren des Entga-sungsprozesses sind beispielsweise die Rührerleistung in derSchmelze, die durchschnittliche Inertgasblasengröße und derDiffusionskoeffizient, doch die Ungenauigkeiten dieser Pro-

zessgrößen erschweren oftmals die einfache Umsetzung destheoretischen Wissens im praktischen Gießereialltag.

Dieser Bericht umfasst eine Auswahl unterschiedlicherFoseco Rotoren zur Schmelzeentgasung, welche in einem um-fassenden Testprogramm charakterisiert wurden. Die Ergebnissedieser Versuche sind die Grundlage für eine webbasierte Simu-lation des Entgasungsprozesses; die Funktionen dieser Softwarewerden vorgestellt.

Gasporosität und EinschlüsseIn der Vergangenheit wurde Aluminium oft für Gussteile ver-wendet, bei denen es im Wesentlichen auf eine gute Oberflä-chenqualität ankam und Porositäten (Abbn. 1 u. 2) unerwünschtwaren. Durch die Möglichkeit, Aluminium in großen Mengenzu akzeptablen Preisen elektrolytisch herzustellen, erweitertesich das Einsatzspektrum. Schritt für Schritt entwickelte sichein Verständnis für den Gießprozess, und man fand Unterschie-de im Verhalten unterschiedlicher Legierungen bei der Form-füllung, in Abhängigkeit von bestimmten Behandlungsschrittenoder der Abkühlgeschwindigkeit.

Untersuchungen zur Entgasung vonAluminiumschmelzen – Einfluss des Rotordesignsauf die Effektivität der Wasserstoffentfernung *)

The Technology of Batch Degassing for Hydrogen Removal from Aluminium Meltsusing different Rotor Designs

Dip.-Ing. Ronny Simon,Studium TU Bergakademie Freiberg – Metall-hüttenkunde, danach 3 Jahre Gießerei Hoogo-vens Voerde. Seit 1998 bei Foseco – verantwort-lich für chemische Schmelzebehandlung undFDU MTS Entgasungstechnik, anfänglich imdeutschen Markt tätig, derzeit EuropäischerProduktmanager für Schmelzequalität Nichtei-sen, Foseco Deutschland, Borken.

Roger S. Kendrick,Foseco Europe, European Technology ManagerNon Ferrous Foundries. Nach technischen Lehr-jahren bei der Birmid Qualcast Group arbeiteteer in der Sandgießerei der Birmal Castings.Über10 Jahre war er als Berater und Supervisor tätig,bevor er 1984 als Projektmanager zu FOSECOwechselte – zuerst Product Group Manager,dann Marketing Manager in der NonferrousFoundry Division am UK Markt. 2000 über-nahm er die Position European Product Manager for Nonferrous Me-thoding.

Arndt Fröscher,Studium an der TFH Bochum – Verfahrenstech-nik. Seit 2002 bei der Foseco in Borken im Be-reich Non Ferrous Metal Treatment als Europe-an Application Engineer tätig.

Dr. Paul V. Evans,Director, Technology Strategy Consultants,

Shipston on Stour, Ukwww.tecstrat.com

*) Nachdruck aus Foundry Practice 256, Juni 2011, S. 11/17, mitfreundlicher Zustimmung der FOSECO

Abb. 1: Sichtbare Oberflächenporosität

Abb. 2: Porosität an einer bearbeiteten Bauteiloberfläche


202202

Heute nutzt man in Gießereien zwei Parameter zur Charakte-risierung der Schmelzequalität: Gasgehalt und Einschlüsse. DerEinfluss der Porosität wurde zunehmend kritischer, als Legie-rungen mit nachfolgender Wärmebehandlung entwickelt wur-den, da sich Porositäten in Oberflächennähe ansammelten undsogar aufplatzten. Außerdem verschlechtern sich die mechani-schen Eigenschaften; Diagramm 1 zeigt sinkende Zugfestigkeitmit zunehmender Porosität.

Einflussfaktoren auf die WasserstofflöslichkeitAluminiumschmelze steht in ständiger Wechselwirkung mit derumgebenden Atmosphäre; dadurch bildet sich ein Gleichge-wicht zwischen dem gasförmigen Wasserstoff in der Luft unddem gelösten Wasserstoff in der Schmelze. Der Wasserstoffpar-tialdruck in der Luft ist jedoch oftmals vernachlässigbar. Des-wegen kommt Wasserstoff aus der Luftfeuchtigkeit in der At-mosphäre, welche gemäß der bekannten chemischen Formelreagiert. Dabei ist das Gleichgewicht stark zur Seite der Reakti-onsprodukte verschoben:

2 Al (l) + 3 H2O (gas) = Al2O3 (s) + 3 H2 (gas)

Das Problem von Aluminium mit Wasserstoff besteht nicht un-bedingt in der absoluten Löslichkeit im flüssigen Zustand, son-dern vielmehr in der sehr geringen Löslichkeit im festen Zu-stand. Der resultierende Löslichkeitssprung setzt bei der Erstar-rung gasförmigen Wasserstoff frei. Die temperaturabhängige Lös-lichkeit verhält sich dabei gemäß Diagramm 2:

Kornfeiner wie Titanborid haben bei üblichen Zugabemengenkeinen messbaren Einfluss auf die Wasserstofflöslichkeit. Soll-ten solche Effekte berichtet werden, beruhen sie auf anderenMechanismen wie beispielsweise Veränderungen in der Ober-flächenspannung oder geänderten Speisungs- und Formfül-lungseigenschaften. Wie bereits dargestellt, steht die Schmelzein Wechselwirkung mit Wasserdampf in der Atmosphäre. Des-wegen wird der Wasserstoffgehalt in der Schmelze sehr starkvon Lufttemperatur und Luftfeuchtigkeit beeinflusst. Zusätzlichkommt es beim Einsatz von Gasbrennern zu lokal stark über-höhten Feuchtigkeitsgehalten in der Verbrennungsluft.

Theorie und Praxis der WasserstoffentfernungVor dem Gießen muss der Was-serstoff durch Spülen mit inertenGasen, wie Stickstoff oder Argon,aus der Schmelze entfernt wer-den. Ein ausreichendes Verständ-nis des Mechanismus’ der Was-serstoffentfernung ist Vorausset-zung für die Bestimmung und Be-einflussung der Parameter.

Atomarer Wasserstoff liegt ge-löst und homogen verteilt in derAluminiumschmelze vor. Trocke-ne Inertgasblasen werden in dieSchmelze eingebracht; diese ha-ben im Inneren einen Wasser-stoffpartialdruck von nahe Null.Sofort bildet sich ein lokalesGleichgewicht zwischen der end-lichen Wasserstoffkonzentrationin der Schmelze und der Inertgas-blase. Die Rekombination zu mo-lekularem Wasserstoff verläuftsehr schnell, geschwindigkeitsbe-stimmend ist jedoch die Diffusioninnerhalb der Diffusionsgrenz-schicht. Die Wasserstoffkonzen-tration in der Inertgasblase nimmtauf ihrem Weg an die Schmelzeoberfläche zu (Abb. 3).

Aus der Kenntnis des geschwindigkeitsbestimmenden Schrit-tes ergibt sich, dass der Stoffaustauschkoeffizient und die Diffu-sionsgrenzschicht so klein wie möglich sein müssen. Die Inert-gasblasen müssen sehr klein sein, um bei konstantem Inertgas-volumen eine größere Reaktionsoberfläche zur Verfügung zustellen. Außerdem ist die Aufstiegsgeschwindigkeit von kleine-ren Blasen geringer und die Verweilzeit in der Schmelze ver-längert. Dieser Vorgang wird unterstützt durch die Freisetzungdes Inertgases in Bodennähe von Tiegel oder Pfanne, wodurchsich die Reaktionszeit für die Einstellung des Gleichgewichtsweiter verlängert.

Hauptanforderungen an einen Entgasungsrotor sind demnachdie Bildung kleinster Inertgasblasen mit hoher Rotationsge-

100

200

300

0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Porosität %

Zugf

estig

keit

(MPa

)

Diagramm 1: Zugfestigkeit in Abhängigkeit der Porosität [1]

660 680 700 720 740 760 780 800

0.50

0.45

0.40

0.35

0.30

0.25

0.20

0.15

0.10

0.05

0.00

Temperatur (°C)

Was

sers

toffg

ehal

t(m

I/100

gA

L)

0.0750.0500.0450.0400.0350.0300.0250.0200.0150.0100.005

Diagramm 3: Einfluss von erhöhter Luftfeuchtigkeit auf die Wasserstoff-löslichkeit [2]

Diagramm 2: Wasserstofflöslichkeit in Aluminium [2]

Die einfache Beziehung für Wasserstofflöslichkeit in reinemAluminium muss für die jeweilige Legierungszusammensetzungangepasst werden. Magnesium erhöht die Löslichkeit in Alumi-nium, wogegen Kupfer, Zink und Silizium die Löslichkeit ver-ringern. Veredlungselemente wie Natrium und Strontium oder

Abb. 3: Schematischer Verlaufder Wasserstoffentfernung


203203

schwindigkeit und die gleichzeitige Durchmischung derSchmelze zur homogenen Wasserstoffverteilung.

Die Lanzenentgasung stand am Anfang der industriellen Nut-zung; jedoch waren die Blasen mit 10 bis 50 mm sehr groß. DasSpülgas stieg nur in der Nähe des Lanzenendes auf, und dieSchmelze war nur ungenügend homogenisiert. Poröse Blöckeim Ofenboden oder Stopfen am Lanzenende lieferten zwar klei-nere Blasen von 10 bis 20 mm, aber die inhomogene Konzentra-tionsverteilung verbesserte sich nicht. Erst die Entwicklung vondrehenden Rotoren erfüllte die Anforderungen ausreichend; dieDurchmischung der Schmelze war optimal und Inertgasblasenvon 3 bis 10 mm sind klein genug für die notwendige Verweil-zeit (Abb. 4).

Durch die Umrechnung in Leistung lassen sich alle FosecoRotoren miteinander vergleichen. Die kürzlich entwickeltenFDR und XSR Rotordesigns erzeugen eine höhere Leistung alsdie traditionellen Designs. Der hauptsächlich in Asien im Ein-satz befindliche GBF XHT Rotor verhält sich äquivalent zu denführenden europäischen Designs.

Versuche zur HomogenisierungEin geeignetes Entgasungssystem muss zwei wesentliche An-forderungen erfüllen: Zum einen muss die Schmelze schnelldurchmischt werden, um chemische und thermische Gleich-verteilung zu erreichen. Dabei muss die Zeit zur Homogenisie-rung deutlich kürzer sein als die benötigte Behandlungszeit.Zum anderen muss die erzeugte Turbulenz stark genug sein, umkleine Inertgasblasen zu erzeugen und diese gut über den ge-samten Querschnitt zu verteilen.

Zur Charakterisierung der Durchmischung wurden eine Rei-he weiterer Experimente mit unterschiedlichen Rotordesignsunter verschiedenen Parametereinstellungen durchgeführt.

Es kamen dieselben Rotoren in den verfügbaren Durchmes-sern zum Einsatz, wie in Tabelle 1 beschrieben. Dieser Berichtbeschränkt sich auf Ergebnisse aus Versuchen mit einer Prall-platte, einer Inertgasmenge von 10 Litern pro Minute und Ro-torgeschwindigkeiten von 200, 300 und 400 Umdrehungen proMinute.

Im zylindrischen Wassertank wurden acht ThermoelementeTyp T platziert (Abbildung 5). Für jeden Versuch wurde einkonstantes Durchmischungsverhalten eingestellt und anschlie-

Abb. 4: Unterschiedliche Systeme zur Schmelzeentgasung [3]

Charakterisierung von RotorendesignsBei der Rotorentgasung bildet ein ausreichend schnell drehen-der Rotor eine turbulente Durchmischung der Schmelze, wäh-rend das gleichzeitig eingebrachte Inertgas durch diese Turbu-lenz zerschlagen wird. Die mittlere Gasblasengröße ist dabei dasGleichgewicht zwischen dem Prozess der Zerschlagung in klei-ne Blasen und dem erneuten Agglomerieren dieser Blasendurch geringe Oberflächenspannung. In Rotorsystemen hängtdie mittlere Gasblasengröße im Wesentlichen von der einge-brachten Rührenergie (W/m³) ab.

Zur Charakterisierung der einzelnen Rotoren ist es notwen-dig, die in die Schmelze eingebrachte Rührenergie zu bestim-men. Dabei ist es Voraussetzung, dass der Rotor eine ausrei-chende Homogenisierung der Schmelze gewährleistet.

Bestimmung der Rührenergie von RotorenAlle Versuche wurden in einem zylindrischen Wasserbehälterdurchgeführt. Tabelle 1 zeigt die Auswahl der getesteten Rotor-designs; diese kamen in unterschiedlichen verfügbaren Durch-messern zum Einsatz. Dieser Bericht bezieht sich ausschließlichauf die Versuchsreihe mit einer Prallplatte und einer Inertgas-menge von 10 Litern pro Minute.

Zur Bestimmung der Rotorleistung war es notwendig, dasDrehmoment zu ermitteln, welches über Schaft und Rotor in dieFlüssigkeit eingebracht wurde. Dabei reichte es nicht aus, dieelektrischen Kennwerte des Motors zu messen, da der Einflussvon Kraftübertragung und Lagern den Messwert zu stark über-lagert. Deswegen wurde ein Drehmomentsensor DRFL-II-30 derFirma ETH Messtechnik GmbH zwischen Antrieb und Quick-lockkupplung integriert. Das Anzeigegerät Value View 291-1zeigte den Messwert an. Der konstante Messwert für jede Ver-suchseinstellung wurde aufgezeichnet. Bei hohen Drehzahlenweicht der Drehmomentverlauf von der erwarteten Kurve ab; indiesem Fall beginnt das Einziehen von Luft über den Strudelmit resultierendem Abfall des Drehmomentes.

Die gemessenen Drehmomente wurden in eingebrachte Leis-tung umgerechnet:

Leistung P = 2 π r T (T = Drehmoment)

Die Daten zeigen dabei eine kubische Abhängigkeit der Leistungvon der Rotorumfangsgeschwindigkeit:

Leistung P = k r³ (k = Versuchskonstante)

FDU* SPR FDU XSR

MTS FDR Star

Diamond GBF XHT

Tabelle 1: Rotordesigns im Test


204204

ßend 7.000 g heißesWasser mit etwa 80 °Czugegeben. Die Tempe-ratur wurde im 100 msTakt mit einem 8-KanalUSB TC 08 Data Loggerder Firma Pico Techno-logy aufgezeichnet.

Alle aufgezeichnetenDaten wurden normali-siert und es konnte eine„Durchmischungszeit“für jeden Versuch be-stimmt werden.

Diagramm 4 zeigt die Ergebnisse für verschiedene Rotorenmit 190 mm Durchmesser bei unterschiedlichen Geschwindig-keiten.

• Geometrie des Behandlungsgefäßes• Wasserstoffstartwert.

Der Benutzer kann dabei in Untermenüs für die Legierungszu-sammensetzung und Größe des Behandlungsgefäßes aus einerListe von vorgegebenen Werten auswählen oder eigene Parame-ter eingeben. Die Umgebungsbedingungen und Geräteparametervariieren für jede Gießerei und sollten auf den Prozess abge-stimmt sein. Oftmals ist der Wasserstoffstartwert nicht bekannt,aber 0,3 ml/100 g Al ist ein üblicher Wert und Abweichungenbeeinflussen den Verlauf der Entgasungskurve nur unwesent-lich.

Das Menü für die Rotoren beinhaltet unterschiedliche Rotor-geometrien in unterschiedlichen Durchmessern. Nach der Aus-wahl eines oder mehrerer Rotoren wird die berechnete Entga-sungskurve in einem Diagramm als Wasserstoffgehalt in Abhän-gigkeit der Zeit dargestellt. Zusätzlich wird für jeden Rotor dieprozentuale Wasserstoffentfernung und der durchschnittlicheInertgasverbrauch berechnet.

Es besteht außerdem die Möglichkeit zur Eingabe eines be-stimmten Wasserstoffgehaltes im Behandlungsgas, wodurchsich zusätzlich Begasungsprozesse simulieren lassen.

Im Menü Messwerte kann man die mit dem ALSPEK H elek-trochemischen Wasserstoffsensor gemessenen Wertepaare ein-geben und mit dem theoretisch errechneten Verlauf der Entga-sung vergleichen.

Jede Berechnung kann ausgedruckt oder für spätere weitereBearbeitung gespeichert werden.

Die folgenden Diagramme wurden mit der Entgasungssoftwa-re Version 2.1 berechnet und zeigen den Einfluss verschiedenerParameter auf den Verlauf der Entgasung.

Oben

Prall-platte

LT

LM

LB

RT

BP

CB

Links Zentriert Rechts

RM

RB

Mitte

Boden

Abb. 5: Positionen derThermoelemente

Abb. 6: Startseite der Entgasungssimulation

Diagramm 4: Durchmischungszeit für unterschiedliche 190 mm Rotoren

Bei geringer Drehzahl von 200 1/min benötigt der FDR Rotoretwa 40 Sekunden, während andere Designs bis zur dreifachenZeit benötigen. Mit zunehmender Geschwindigkeit wird derUnterschied zwischen den Rotoren geringer. Dieses Ergebnisdeckt sich mit Beobachtungen aus Gießereiversuchen; der FDRRotor liefert gute Entgasungsresultate bereits bei niedrigen Dreh-zahlen.

Der FDR Rotor entgast über die gesamte Breite der Versuchs-parameter sehr gut. Die Durchmischungszeit ist kürzer als beianderen Rotoren gleichen Durchmessers, da eine höhere Leis-tung in die Flüssigkeit eingebracht wird.

Software zur EntgasungssimulationDas Marketing und Technologie Team der Foseco hat gemein-sam mit dem Ingenieurbüro tsc – Technology Strategy Consul-tants eine internetbasierte Software zur Simulation des Entga-sungsprozesses entwickelt. Damit lässt sich in den Gießereiender Entgasungsprozess schnell analysieren und es können Vor-schläge zur Optimierung erarbeitet werden.

Das dieser Software zu Grunde liegende mathematische Mo-dell basiert auf den besten verfügbaren Daten zur Kinetik derWasserstoffentfernung (z.B. Wasserstofflöslichkeit, Diffusions-koeffizient, Stoffübergangskoeffizient und stabile Blasengröße).Ein umfangreiches Programm, welches in diesem Bericht dis-kutiert wird, hat außerdem spezifische Daten für unterschiedli-che Rotorgeometrien geliefert.

Auf der Startseite hat der Benutzer die Möglichkeit der Ein-gabe von• Legierungszusammensetzung• Umgebungsbedingungen• Prozessparameter

Diagramm 5: Einfluss unterschiedlicher Rotorgeometrien auf die Entga-sungsgeschwindigkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: BU 600 mit 600 kg SchmelzeLegierung: AlSi7MgInertgasmenge: 20 l/min


205205

Rotorgeschwindigkeit: 450 1/minRotordesign: variabelRotordurchmesser: 190 mm

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Der FDR Rotor entgast die Schmelze am schnellsten und er-

reicht einen gewünschten Wasserstoffgehalt nach kurzer Zeit.• Der XSR und GBF XHT Rotor sind ebenfalls sehr effektiv und

erreichen den geforderten Wasserstoffgehalt nur unwesent-lich später.

• Der SPR Rotor, welcher für viele Jahre als Standardgeometrieim Einsatz war, benötigt wesentlich mehr Zeit zum Erreichendes geforderten Wasserstoffgehaltes.

Diagramm 8: Einfluss unterschiedlicher Legierungen auf die Entga-sungsgeschwindigkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: BU 600 mit 600 kg SchmelzeLegierung: variabelInertgasmenge: 20 l/minRotorgeschwindigkeit: 450 1/minRotordesign: XSRRotordurchmesser: 190 mm

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Die Anwesenheit von bestimmten Legierungselementen er-

höht oder erniedrigt die Wasserstofflöslichkeit.• Magnesium in Aluminiumlegierungen hat einen stark negati-

ven Einfluss auf die Entgasungsgeschwindigkeit von Alumi-nium.

0 2 4 6 8 10 12

Zeit (min)

0.30

0.25

0.20

0.15

0.10

0.05

0.00

Was

sers

toffg

ehal

t (m

l/100

gAl)

250 rpm350 rpm450 rpm550 rpm

Diagramm 6: Einfluss des Rotordurchmessers auf die Entgasungsge-schwindigkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: BU 600 mit 600 kg SchmelzeLegierung: AlSi7MgInertgasmenge: 20 l/minRotorgeschwindigkeit: 450 1/minRotordesign: XSRRotordurchmesser: variabel

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Größere Rotoren bringen höhere Kräfte in die Aluminium-

schmelze, erzeugen somit kleinere Blasen und entgasenschneller.

• Große Rotoren erzeugen teilweise Turbulenzen, was zu einerAufgasung der Schmelze an der Oberfläche führt. Es mussimmer die optimale Kombination aus Rotordurchmesser undGeometrie des Behandlungsgefäßes gewählt werden.

Diagramm 7: Einfluss der Rotorgeschwindigkeit auf die Entgasungsge-schwindigkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: BU 600 mit 600 kg SchmelzeLegierung: AlSi7MgInertgasmenge: 20 l/minRotorgeschwindigkeit: variabelRotordesign: XSRRotordurchmesser: 190 mm

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Mit zunehmender Rotorgeschwindigkeit erhöht sich die in

die Schmelze eingebrachte Kraft, und die Entgasungsge-schwindigkeit erhöht sich.

• Für jede Kombination aus Rotor und Behandlungsgefäß gibtes eine maximale Rotorgeschwindigkeit, eine weitere Erhö-hung bringt keine Verbesserung.

Diagramm 9: Einfluss der Inertgasmenge auf die Entgasungs-Geschwin-digkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: BU 600 mit 600 kg SchmelzeLegierung: AlSi7MgInertgasmenge: variabelRotorgeschwindigkeit: 450 1/minRotordesign: XSRRotordurchmesser: 190 mm

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Mit zunehmender Inertgasmenge, die in die Schmelze einge-

bracht wird, erhöht sich die Entgasungsgeschwindigkeit.• Für jede Kombination aus Rotor und Behandlungsgefäß gibt

es eine maximale Durchflussmenge; eine weitere Erhöhungbringt keine Verbesserung.


206206

Diagramm 10: Einfluss von Tiegelgröße und Schmelzemenge auf die Ent-gasungsgeschwindigkeit

Simulationsparameter:Tiegeltyp: variabelLegierung: AlSi7MgInertgasmenge: 20 l/minRotorgeschwindigkeit: 450 1/minRotordesign: XSRRotordurchmesser: 190 mm

Ausgehend von der Entgasungssimulation mit diesen Parame-tern können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:• Bei konstanter Inertgasmenge, Rotorgeschwindigkeit und

-durchmesser benötigen größere Behandlungsgefäße mit hö-heren Schmelzemengen längere Entgasungszeiten.

• Für größere Behandlungsgefäße empfiehlt Foseco den Einsatzgrößerer Rotoren und höherer Inertgasmengen.

Zusammenfassung und AusblickDie Forschungsarbeiten der letzten Monate sind ein entschei-dender Beitrag zum besseren Verständnis des Entgasungspro-zesses von Aluminiumschmelzen und helfen bei der Optimie-rung der Schmelzebehandlung. Die Foseco Entgasungssoftware

ermöglicht eine genaue Vorhersage von Ergebnissen in der täg-lichen Praxis. Die Software ist somit ein geeignetes Werkzeug,um den täglichen Entgasungsprozess zu analysieren und zu ver-bessern.

Jeder Entgasungsprozess in Kombination mit dem jeweiligenBehandlungsgefäß benötigt die optimale Einstellung von Entga-sungsparametern, bestehend aus Rotordurchmesser, -design und-geschwindigkeit.

Die Entgasungssoftware kann Gießereien beim besseren Ver-ständnis des Entgasungsprozesses unterstützen. Es können un-terschiedliche Strategien miteinander verglichen werden:• Kürzeste Entgasungszeit• Verlängerte Standzeit der Verschleißteile• Kontrolliertes Begasen

Durch die Entwicklung der in diesem Artikel beschriebenenwissenschaftlichen Untersuchungsmethoden ist die Foseco inder Lage, zukünftig noch effizientere Rotorgeometrien zu ent-werfen und dadurch die Leistungsfähigkeit der FDU und MTSGeräte weiter zu verbessern.

Quellen[1] Aluminium Alloy Castings; JG Kaufman and EL Rooy (2005)[2] The effects of Hydrogen in Aluminium and its Alloys; DEJ Talbot,

Maney (2004)[3] The treatment of Liquid Aluminium Silicon Alloys; JE Gruzleski

and BM Closset, AFS (1990)

Kontaktadresse:Foseco Foundry DivisionVesuvius GmbHD-46325 Borken | Gelsenkirchener Straße 10Tel.: +49 (0)2861 83-207Fax: 83 99207E-Mail: [email protected]

0 2 4 6 8 10 12

Zeit (min)

0.30

0.25

0.20

0.15

0.10

0.05

0.00

Was

sers

toffg

ehal

t (m

l/100

gAl)

BU 300BU 600BU 1000

www.voestalpine.com/giesserei_traisen

Der VÖG im Internet: www.voeg.at


207207

Mit der in wichtigen europäischen Ländern beschlossenenEnergiewende kommen auf energieintensive Betriebe, wieDruckgießereien, deutliche Steigerungen bei den Energiekostenzu. Dies betrifft nicht nur Strom, sondern auch Gas, das in Zu-kunft verstärkt in Gaskraftwerken zur Stützung des schwan-kenden Angebots an Wind- und Sonnenstrom benötigt wird.Entsprechend hoch ist der Anreiz für Unternehmen, den eige-nen Energieverbrauch zu durchleuchten und Einsparpotenzia-le zu ermitteln. Dabei empfiehlt sich ein ganzheitlicher Ansatz,der dem Personal eine wichtige Rolle zuweist und über denProzessablauf der Druckgießzelle hinaus auch das gesamteUmfeld einbezieht.

Schlüsselwörter: Druckguss, Energieeffizienz, Ener-giebbilanz, Energiekosten, OEE, Intelligentes Ener-giemanagement, Datanet-Zellensteuerung

Das Druckgießen ist ein energieintensiver Prozessund die Energiekosten werden aufgrund der stei-genden Energienachfrage in den nächsten Jahrenweiter steigen (Bild 1).

Mit der jetzt eingeläuteten Energiewende dürftesich der Anstieg sogar deutlich beschleunigen. Ent-sprechend hoch bewertet man bei Bühler daher be-reits seit Jahren alle Aspekte, welche die Optimie-rung des Energieverbrauchs beim Druckgießprozess

betreffen. Dank umfassender praktischer Erfahrungen bei derBeratung von Kunden verfügt Bühler hier über viel Know-how,welches Druckgießereien dabei helfen kann, den eigenen Ener-gieeinsatz im Vergleich zum Durchschnitt der Branche einzu-ordnen (Bild 2) und wirksame Maßnahmen zur Senkung zu er-greifen.

Schon auf den ersten Blick fällt die große Streubreite vor al-lem im Bereich kleinerer Betriebseinheiten mit einem jährlichenProduktionsvolumen unterhalb von 5.000 t auf.

Hier reicht die Bandbreite von 3.000 kWh/t bis zu rund10.000 kWh/t. Der Größeneffekt ist dagegen weniger entschei-dend: So gibt es durchaus kleinere Betriebe mit Produktionsvo-lumina von 2.500 bis 8.000 t/a, deren Energieeffizienz nahezuebenso gut und fallweise sogar besser ist als diejenige eines Un-ternehmens, das rund 14.000 t/a produziert. Auf jeden Fall istdie große Bandbreite der Energieverbräuche bei den kleinen bismittleren Betrieben ein Beleg dafür, wie sinnvoll es gerade fürdiese Unternehmen sein dürfte, sich Gedanken über möglicheEinsparpotenziale zu machen.

Natürlich braucht hier nicht extra betont zu werden, dass beider Heranziehung von Durchschnittswerten Vorsicht gebotenist. Je nach Größe einer Gießerei können die tatsächlichen Ver-

Mehr Energieeffizienz in DruckgießereienIncreased Energy Efficiency in Foundries

Ueli Jordi,Teamleiter Prozesssupport, Bühler AG, Druck-guss, Uzwil, Schweiz

Ganzheitliche Betrachtung von Produktionsanlagen und Umfeld: Typi-sche vollautomatisierte Druckgießzelle mit Dosierofen, Ablufthaube,Sprühgerät, Entnahmeroboter, Stanze sowie weiteren Peripheriegeräten.

Foto: DGS Druckguss Systeme AG, St. Gallen

Bild 1: Projektion der künftigen Entwicklung der Energiepreise laut In-ternationaler Energieagentur (Grafik: IEA)

Bild 2: Spezifische Energieverbräuchevon Druckgießereien (Grafik: Bühler)


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brauchszahlen von den Durchschnittswerten stark abweichen.Vor allem kleinere Betriebe, die eventuell in ganz bestimmtenNischen produzieren oder mit einer Vielzahl von Legierungenarbeiten, können deshalb unter Umständen deutlich mehr Ener-gie pro gegossene Tonne benötigen als andere.

Was bringt mehr –Energiesparen oder Umsatzsteigerung?Energieeinsatz – insbesondere derjenige von Wärmeenergie –wird von den Mitarbeitern in Gießereien oft als vernachlässig-bare Größe eingestuft, der man entsprechend wenig Beachtungschenkt. Wie oft passiert es beispielsweise, dass offene Öfenauch bei längeren Arbeitsunterbrechungen nicht abgedeckt wer-den? Wie teuer eine solche Sichtweise letztlich sein kann, zeigteine realitätsnahe Modellrechnung am Beispiel einer mittel-ständischen Firma mit 15 Druckgießzellen und einer Jahrespro-duktion von 4.000 t Guss. Schon mit einer Verringerung des Ge-samtenergieverbrauchs von rund 20 % lassen sich jährliche Ein-sparungen von rund € 264.000,– erzielen. Würde man dagegenversuchen, die gleiche Summe durch eine Steigerung des Um-satzes hereinzuholen, so müsste man – bei Annahme einer ope-rativen Marge von 3 % – stolze 8,8 Mio. Euro an zusätzlichemUmsatz erzielen (Bild 3).

Ein Blick auf die größten Posten in der Energieverbrauchsbi-lanz einer typischen Druckgießerei (Bild 4) zeigt, dass das Er-schmelzen des Metalls mit mehr als 50 % den Löwenanteil aus-macht, gefolgt vom Energieverbrauch der Gebäude bzw. der In-frastruktur. In diesen Bereichen findet sich naturgemäß auchdas größte Potenzial für Einsparungen (Bild 5).

Wichtig ist die Gesamteffizienz der AusrüstungTrotz des optisch zunächst eher geringen Anteils der Druck-gießzelle von lediglich etwa 12 % des Energieverbrauchs recht-fertigt sich dennoch eine Beschäftigung mit diesem Bereich, daz.B. bei der Produktion von Ausschuss die vollen 100 % deshierfür aufgewendeten Gesamtenergieeinsatzes des Betriebs ver-loren gehen.

264.000

Kosten-einsparung

ZusätzlicherUmsatz

8.800.000Bild 3, Fallbeispiel:Eine Energieeinsparungvon 20 % kann ebensoviel einbringen wie eineUmsatzsteigerung um 8,8Mio. Euro (Grafik: Bühler)

Struktur des Energiebedarfs einerDruckgießerei

Im Mittel benötigt eine typische europäische Druckgießereipro Tonne ausgelieferter Gussteile rund 5.600 kWh Energie inForm von Erdgas und elektrischem Strom. Den größeren Anteilhat hieran meist Gas, auf das in der Regel rund 3.000 kWhentfallen, während der Anteil des elektrischen Stroms mit2.600 kWh/t etwas darunter liegt. Unter Kostenaspekten kehrtsich dieses Verhältnis jedoch um, da die über Strom bezogeneEnergie deutlich teurer ist als beim Gas. Wertmäßig ergibt sichein Verhältnis von etwa 1/3 für Gas und 2/3 für Strom. Deshalblohnt es sich für den Gießer, sich vor allem mit dem Stromver-brauch zu beschäftigen bzw. überall dort, wo Wärme benötigtwird, möglichst von Strom auf Gas umzustellen.

Bild 4: Aufteilung des Energieeinsatzes in einer typischen Druckgieße-rei (Grafik: Bühler)

Bild 5: Energiesparpotenziale in einer typischen Druckgießerei(Grafik: Bühler)

Der OEE hat einen entscheidendenEinfluss auf den Energieverbrauch.

■ Ausschussrate

■ Verfügbarkeit an Anlage

■ Zykluszeiten

Bild 6: Eine hohe Gesamteffizienz der maschinellen Ausrüstung (OEE)verbessert die Gesamt-Energieaufwendungen pro Tonne guten Gusses(Grafik: Bühler)

Jede Verbesserung der Effizienz des Druckgießprozesses ver-bessert die Gesamt-Energiebilanz, da mehr Gutteile pro Stundeautomatisch eine positive Auswirkung auf die spezifischenEnergieaufwendungen (kWh/ Tonne guten Gusses) haben. Hier-für muss man sich vor Augen führen, dass nur rund die Hälftedes betrieblichen Energieverbrauchs direkt auf das Produzierenentfällt. Der Rest – wie Beleuchtung, Heizung, Lüftung, Küh-lung, Wasseraufbereitung, aber auch das Warmhalten derSchmelze in den Öfen während Produktionsunterbrechungen –ist lediglich Overhead, um die Gießerei betriebsbereit zu halten.Deshalb ist eine möglichst hohe Gesamteffizienz der Anlagen(OEE = Overall Equipment Efficiency) ein wesentlicher Faktorzur Verbesserung der Gesamt-Energieaufwendungen pro Tonneguten Gusses (Bild 7), was sich schlussendlich auch ökono-misch positiv auswirkt.

Die Formel zur Bestimmung der OEE lautet:

OEE = Qualität x Verfügbarkeit x Produktivität


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Die OEE beeinflusst nicht nur den Energiebedarf der Druck-gießzelle, sondern hat darüber hinaus Auswirkungen auf weite-re wesentliche Anteile der Gesamt-Energiebilanz der Druckgie-ßerei. Wer z.B. Zykluszeiten reduziert, um Energie zu sparen,profitiert auch von einer erhöhten Produktivität, die wiederumden Gesamtaufwand im Verhältnis zur produzierten Einheit re-duziert.

Potenziale in der DruckgießzelleEin Blick auf die Energieverbräuche innerhalb der Druckgieß-zelle zeigt, dass ein knappes Drittel auf die Formtemperierungentfällt, während der Rest von weiteren Geräten wie Dosierofen,Stanze, Absaughaube usw. verbraucht wird (Bild 7). Der Formund ihrer Temperierung sollte hierbei ganz besondere Auf-merksamkeit gelten, nicht nur wegen ihres hohen Einzelanteils,sondern auch deshalb, weil die Leistungsmerkmale der Form ei-nen überragenden Einfluss auf den Gießprozess und damit auchauf die OEE haben. Dabei geht es vor allem um die miteinanderverknüpften Aspekte Zykluszeit und Ausschussgeschehen.

Erfahrungswerte zu typischen Hauptzeitanteilen einer Druck-gießzelle zeigen, dass 20–50 % der Zykluszeit für das Sprühender Form aufgewendet werden. Das Sprühen erfolgt hierbei auszwei unterschiedlichen Gründen. Zum einen soll die Formkon-tur mit einem Trennstoffbelag versehen werden, um ein Verkle-ben von Formstahl und Gussteil zu verhindern. Dies ist in derRegel innerhalb weniger Sekunden erledigt. Dass danach meistnoch deutlich länger gesprüht wird, liegt daran, dass damitnoch ein weiterer Zweck verfolgt wird, und zwar die Abküh-lung kritischer Formbereiche mit Hilfe des wasserhaltigenTrennstoffgemischs. Insbesondere in stark konturierten Berei-chen der Form oder bei kritischen Komponenten, wie z.B. Ker-nen, reicht die interne Formkühlung erfahrungsgemäß oft nichtaus, um die mit dem Metall in die Form eingebrachte Wärmeschnell genug wieder abzuführen. Deshalb sieht sich der Gießergezwungen, das Herunterkühlen durch Sprühen zu beschleuni-gen.

Bedeutung optimaler innerer FormkühlungFormen müssen über eine innere Temperierung verfügen, umdie beim Gießvorgang eindringende Wärme wieder abzuführen.Andernfalls würde die Form schnell zu heiß, was zu Schädenund Gussfehlern führt. Da sich Wärme im Stahl jedoch ver-gleichsweise langsam ausbreitet, sollten die Fließkanäle für dasTemperiermedium möglichst nahe an der Formkontur verlau-fen. Mit konventioneller Bohrtechnik ist dies jedoch nicht im-mer realisierbar. Zum Ausgleich versucht der Gießer dann, dierestliche Wärme von außen durch Sprühen abzuführen. ImPrinzip ist dies jedoch nichts anderes als eine kostenaufwendi-ge Notfallmaßnahme, durch die zudem wertvolle Zykluszeit

verloren geht. Als weiterer Nachteil kommt hinzu, dass nichtoptimal temperierte Formen eine Quelle für Gießfehler wie Er-starrungslunker, Einfallstellen oder schwammiges Gefüge mitLunkern und Poren sind. Die Folge sind weitere Verluste durchinternen wie externen Ausschuss.

Aus diesen Überlegungen folgt unmittelbar, dass bei der Neu-konstruktion von Formen dem Temperaturhaushalt sehr hohePriorität beigemessen werden sollte. Jede Sekunde Sprühzeit,die über den reinen Trennstoffauftrag hinausgeht, geht zu Las-ten der Zykluszeit und damit auch der OEE. Zudem sind ver-längerte Sprühzeiten gleichbedeutend mit der Verschwendungvon Pressluft und Trennstoff. Eine optimale innere Formtempe-rierung ist zugleich wichtig für eine gute Gussqualität.

Neue Technologien zur FormkühlungNeben der klassischen Methode der inneren Formkühlungdurch gebohrte Strömungskanäle für das Temperiermedium gibtes mittlerweile neue Technologien, mit deren Hilfe insbesonde-re kritische Formpartien konturnah gekühlt werden können. Jenach Bedarf stehen verschiedene Verfahren zur Wahl, zum Bei-spiel das Super/Jet Cooling. Ein anderer Ansatz ist die Optimie-rung des Verlaufs von Kühlkanälen in der Form mittels LaserCusing. Dieses aufbauende Herstellverfahren ermöglicht die Fer-tigung von Formen, in denen Kühlkanäle extrem konturnah ge-führt werden, wodurch die Temperierflüssigkeit die eindrin-gende Wärme sehr schnell und effizient abführt. In die gleicheRichtung zielt eine neue Vakuum-Löttechnik, die sich derzeit inder Erprobungsphase befindet. Die Form besteht hier aus zweiim Hochvakuum verlöteten Schalen mit sehr konturnah posi-tionierten Kühlkanälen.

Einen zusätzlichen Beitrag kann auch ein neuer Formstahlmit der Bezeichnung Rowalma HTCS 130 leisten. Im wichtigenTemperaturbereich zwischen 100 und 300 °C ist die Wärmeleit-fähigkeit dieses Materials rund doppelt so hoch wie die der üb-lichen Warmarbeitsstähle. Bereits bei der Entformung ist diesesMaterial rund 60 Grad kühler als normaler Stahl. Seine Ver-wendung im Formenbau ermöglicht daher erhebliche Vorteile.

Verringerung des UmschmelzmaterialsAngesichts des hohen Energieanteils der Schmelzkosten lohntes sich auf jeden Fall, auch einen kritischen Blick auf das Kreis-laufmaterial zu werfen. Einsparpotenzial ergibt sich durch dieOptimierung von Anguss- und Entlüftungssystemen. DiesemAspekt sollte man bei der Formkonstruktion etwas mehr Auf-merksamkeit widmen. Zusätzliche Möglichkeiten ergeben sichdurch Verringerung der Anfahrteile. Mit einer optimiertenSteuerung des Temperaturverlaufs in der Form können die An-fahrteile auf ein Minimum begrenzt werden. Besonders wichtigist zudem die Verbesserung beim Ausschussgeschehen durchsorgfältige Optimierung der Prozessführung. Und einen Schrittweiter in der Prozesskette gibt es weiteres Sparpotenzial bei derNachbearbeitung, wo verringerte Ausschussquoten ebenfalls ei-nen Beitrag zur Materialeinsparung liefern. Werden fehlerhafteTeile erst nach der Nachbearbeitung erkannt, ist die ganze Wert-schöpfung betroffen, sowohl Energie als auch Maschinenstun-den. Hier kann mit einer robusten Prozesskette und optimierterProzessüberwachung viel eingespart werden.

Energiemanagement der DruckgießmaschineAbgesehen hiervon gibt es noch weitere Möglichkeiten, dieEnergieaufwendungen im Bereich der Druckgießzelle zu verrin-gern. Erhebliches Sparpotenzial schlummert beispielsweise imLastmanagement. So zeigt schon eine einfache Rechnung, dasses sich lohnt, einen Motor von z.B. 50 kW, der im Leerlauf15–20% seiner Nennleistung benötigt, schon bei Stillständenvon mehr als 3 min abzustellen. Diese Maßnahme entlastet denGeldbeutel um ca. € 2.000,– jährlich.

Solche Erkenntnisse berücksichtigt Bühler selbstverständlichauch bei der eigenen Anlagentechnologie. Deshalb ist eineCarat-Druckgießmaschine schon von der Antriebsleistung her

Bild 7: Energieverbräuche innerhalb der Druckgießzelle (Grafik: Bühler)

Was kann erreicht werden?Erfahrungswerte aus bisher durchgeführten Beratungen dieserArt zeigen, dass es in der Regel gelingt, Energieeinsparungenzwischen 10 und 20 % zu erzielen. Die dabei ausgearbeitetenMaßnahmen gehen nicht zu Lasten der Produktivität, sondernerhöhen diese vielmehr bei gleichzeitiger Verbesserung der Qua-lität. Zugleich führt dies zu weiteren Vorteilen bezüglich einerVerbesserung der OEE und damit einer verbesserten Wirtschaft-lichkeit.

Kontaktadresse: Bühler AG | Geschäftsbereich DruckgussCH-9240 Uzwil | Gupfenstrasse 5Tel.: +41 (0)71-955-12 12 | Fax: +41 (0)71-955-2588www.buhlergroup.com/die-casting


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bis zu 27 % sparsamer als eine konventionelle Kniehebelanlagegleicher Baugröße (Bild 8).

Zudem verfügt die Datanet Zellen-Steuerung, welche beiBühler-Druckgießanlagen im Einsatz ist, über ein intelligentesEnergiemanagement, das dafür sorgt, dass auch in der Periphe-rie nur dann Energie verbraucht wird, wenn die Geräte in Be-trieb sind (Bild 9). Zusätzliche Analyse- und Steuerungsmodule,die präzise Aufschluss zu Energieverbräuchen, Wirkungsgradenund Verlusten in der gesamten Produktionsanlage geben, sindim Datanet-Steuerungssystem konfigurierbar.

Ein weiterer Optimierungsbereich ist die Instandhaltung derZellen. Hier lassen sich mit einem angepassten Wartungskon-zept deutliche Einsparungen im Bereich Ressourcen, Hydrau-likflüssigkeit und Energie erzielen.

Beratungskonzept zur EnergieeinsparungIn Übereinstimmung mit der Firmenphilosophie, dass demKunden zur „Hardware“ auch die für einen erfolgreichen Ein-satz benötigte Systemunterstützung zur Verfügung stehen muss,bietet Bühler Druckgießereien umfassende Beratungsleistungenim Bereich Energieeinsparung an. Dabei setzt man auf ein ganz-heitliches Konzept (Bild 10), das die Mitarbeiter ins Zentrumrückt, denn sie sind es schließlich, die täglich ein Auge auf dieProzesse haben. Information, Motivation und Ausbildung derMitarbeiter sind daher wesentliche Aspekte. In der von Zeit-und Leistungsdruck geprägten Praxis wird nur eine sensibili-sierte Belegschaft dem Aspekt „Energieverbrauch“ die nötigeAufmerksamkeit widmen. Damit sie in der Lage ist, diesem An-spruch gerecht zu werden, muss sie ausgebildet und informiertsein. Untrennbar damit verbunden sind natürlich auch die As-pekte Prozessführung und Ausrüstung.

Der Ablauf einer solchen Beratung gestaltet sich wie folgt(Bild 11): Zunächst erfolgt eine Vorabklärung, bei der in einerGrobanalyse die wichtigsten Potenziale ermittelt werden. Da-nach folgt eine detaillierte Analyse, auf deren Grundlage dieTeilprojekte festgelegt werden. Diese Vorabklärung nimmt ca.2–4 Tage in Anspruch. Die Umsetzung der Teilprojekte beginntmit einem Workshop, in dem die Beteiligten die Voraussetzun-gen schaffen, um die Projektziele möglichst effektiv zu realisie-ren. Anschließend folgen die Umsetzung in die Praxis und dieErgebniskontrolle.

Bild 8: Carat-Druckgießmaschinen sind schon von der Antriebsleistung her bis zu 27 %sparsamer als eine konventionelle Kniehebelanlage gleicher Baugröße (Grafik: Bühler)

Bild 9: Ein Energiemanagementsystem in der Steuerung der Druckgieß-maschine reduziert den Energieverbrauch der Peripherie (Grafik: Bühler)

Sonstige EinsparungenAuch in peripheren Bereichen der Gießerei, wie der Haustech-nik, lassen sich zahlreiche weitere Einsparmöglichkeiten auf-tun, die zwar jede für sich genommen nicht allzu bedeutsam er-scheinen, bei konsequenter Umsetzung jedoch in der Summedurchaus vorzeigbare Beiträge zur Energieeinsparung erbringen.Dazu gehören nicht nur die schnellstmögliche Beseitigung auf-tretender Leckagen, sondern darüber hinaus auch Optimierun-gen im Bereich Kompressoren und Lufttrockner. Bares Geldkann auch durch den Einsatz effektiver Kühlwassersysteme mitoptimierten Rohrquerschnitten gespart werden. Frequenzge-steuerte Kühlwasserpumpen tragen ein weiteres zur Verbesse-rung bei.

Ein wichtiger Aspekt sind z.B. auch Verluste durch interneHydraulikleckagen. So verursacht schon eine leckagebedingteFörderleistung von 11 l/min bei einem Pumpendruck von200 bar einen unnötigen Stromverbrauch von 4,6 kW, was jähr-lich mit € 2.500,– zu Buche schlägt. Abgerundet wird das Gan-ze schließlich durch die Optimierung des Abwassersystems undeine lastgesteuerte Abluftanlage.

Wie kann eine Giesserei die gesetztenEnergiesparziele erreichen?

■ MenschSchulung und Unterstützung

■ ProzessBeratung in der Prozesstechnik(neue Technologien)

■ MaschineService und Maschinenoptimierungen

Bild 10: Das ganzheitliche Bühler-Konzept der Energiebe-ratung rückt die Mitarbeiter ins Zentrum (Grafik: Bühler)

Bild 11: Die wesentlichen Schritte bei der Ermittlung und Umsetzungvon Maßnahmen zur Energieeinsparung (Grafik: Bühler)


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SchlüsselwörterDruckgießform, Temperiermaßnahmen, Formkühlung, Sonder-kühlverfahren, Jet-Cooling

ZusammenfassungBedingt durch die Integration von unterschiedlichsten kon-struktiven Funktionen im Bauteil weist fast jedes Druckgussteilgeometriebedingte Wanddickenänderungen und dickwandigeBereiche auf. Diese bilden bei der Erstarrung und Abkühlung lo-kale thermische Zentren („hot-spots“) aus, deren Erstarrungs-schwindung oftmals nicht ausreichend kompensiert werdenkann. Dies führt zu Fehlern und mikrostrukturellen Defekten

wie etwa Porosität, schwammige Bereiche bzw. ein grobes Ge-füge. Bei vorgegebener Geometrie ist eine weitere Steigerung derBauteileigenschaften nur dadurch möglich, dass diese Gefüge-inhomogenitäten weitgehend vermieden werden. Erfahrungsge-mäß können die zuvor genannten Fehler bei Teilegruppen wieLenkgehäuse, Kurbelgehäuse oder Nockenwellenhalterrahmenzu sehr hohem internen Produktionsausschuss, vor allem we-gen mangelnder Öl- und Gasdruckdichtigkeit, führen.

Die Untersuchungsergebnisse aus dieser Arbeit können wiefolgt zusammengefasst werden:• Hochleistungs-Stähle können Kühlwirkung stark positiv be-

einflussen• Standardkühlnormalien haben je nach Bauform unterschied-

liche Kühlwirkungen, betrachtet über die Kanallänge• Passgenauigkeit bei manchen Normalien, insbesondere zwei-

gängigen Spiralkernen, ist sehr wichtig• Sonderkühlverfahren CO2 und Jet-Cooling für feine Kerne zei-

gen gute Kühlwirkung, wobei wasserbasierte Verfahren höhe-re Wärmeabfuhr zeigen als gasbasierte

EinleitungDas Druckgießen ist ein innovatives, technisch sehr anspruchs-volles Verfahren, mit dem hochkomplexe Bauteile, wie z. B.Struktur- oder Powertrain-Bauteile, also Getriebegehäuse oderMotorblöcke, zu wettbewerbsfähigen Kosten in Massenfertigunghergestellt werden können. Dabei erstarrt eine metallischeSchmelze unter hohem Druck in einer Dauerform aus Werk-zeugstahl. Die dabei freiwerdende Erstarrungswärme muss demProzess entzogen werden. Dies geschieht einerseits durch inne-re Temperierungen im Formwerkzeug, andererseits durch Auf-sprühen eines Wasser-Trennmittelgemischs auf die Oberflächeder Formkavität nach dem Öffnen der Form.

Es gibt unterschiedliche innovative Lösungsansätze bzw.Maßnahmen zur Verbesserung dieser unbefriedigenden Situati-on, die jedoch in ihrer Wirkungsweise wenig verstanden sindund noch kaum systematisch untersucht wurden. Einer dieserAnsätze beschäftigt sich mit neuen Strategien zur lokalen Be-einflussung des Temperaturhaushalts des Druckgießprozesses(z. B. Standard- und Sonderkühlverfahren, Wärmeleitrohre,Stich- und Gaskühlung, Pulskühlungen, 3-D-Flächenkühlung,Verwendung alternativer, hochwärmeleitfähiger Werkstoffein-sätze, …).

Um die Wirkungsweise dieser Temperiermaßnahmen grund-legend zu verstehen und die Möglichkeiten der gezielten Opti-mierung der Mikrostruktur zu untersuchen, wurden Prüfständeund Versuchswerkzeuge entwickelt.

Die realen Versuche wurden mittels numerischer Simulationnachgebildet, um die Aussagekraft der Versuche auch auf ande-re Prozessparameter und weitere Anwendungen erweitern zukönnen.

Prinzipien der Kühlung in einer DruckgussformDie Kühlprinzipien in Druckgussformen können in stark ver-einfachter Form in zwei Hauptkühlvarianten unterschiedenwerden. Bei der in Abb. 1 auf der linken Seite dargestelltenKühlsituation ragt ein gekühlter Kern in die Schmelze. Die Wär-meabfuhr erfolgt hier flächig entlang der Kernkontur. Bei der inAbb. 1 rechts gezeigten Variante ist ein Kühleinsatz, welchereine rein punktförmige Kühlung der Schmelze an dieser Stellebewirkt, dargestellt.

Für diese beiden Kühlarten wurden in Grundsatzversuchenmit einer geeigneten Prüfstandseinrichtung verschiedene Kühl-medien, Kühleinsatzmaterialien und Normalien zur Beeinflus-

Vergleich der Wirkung von lokalen Temperiermaß-nahmen in Druckgießformen*)

A view on Cooling Mechanisms in High-Pressure-Die-Casting (HPDC) Process

Klaus-Peter Tucan,seit 2010 wissenschaftlicher Mitarbeiter am ÖGI,zuständig für den Fachbereich Druckguss sowieeinen Teilbereich der Nichteisenmetallurgie. Ne-benberufliches Studium der Metallurgie an derMU Leoben mit Fachschwerpunkt Gießereikun-de.

Ing. Reinhold GschwandtnerNach Abschluss der HTBL Kapfenberg, Fachbe-reich Mess- und Regelungstechnik, arbeitete erfür die Gesteinshüttenkunde an der Montanuni-versität Leoben im Bereich Hochtemperaturofen-bau , Mess- und Prüftechnik . Seit 2005 Mitar-beiter am Österreichischen Gießerei-Institut imBereich Druckguss.

Dipl.-Ing. Dr.mont. Peter Hofer,studierte Metallurgie an der MontanuniversitätLeoben; seit 2005 wissenschaftlicher Mitarbei-ter am ÖGI, Arbeitsgruppe Physik und Thermo-physikalisches Labor.

Dipl.-Ing. Gerhard Schindelbacher,Absolvent der Montanuniversität Leoben, Fach-gebiet Metallurgie. Seit 1985 Leiter der Abtei-lung NE-Metall-Gusswerkstoffe am Österrei-chischen Gießerei-Institut (ÖGI) Leoben, seit1998 Institutsleiter und seit 2007 auch Ge-schäftsführer des Vereins für praktische Gieße-reiforschung (ÖGI).

Univ.-Prof. Dipl.-Ing.Dr.phil. Peter Schumacher,Vorstand des Lehrstuhls für Gießereikunde, De-partment Metallurgie, Montanuniversität Le-oben und Geschäftsführer des Vereins f. prakti-sche Gießereiforschung – Österreichisches Gie-ßerei-Institut, Leoben.

*) Vorgetragen von K.-P. Tucan auf der Großen GießereitechnischenTagung am 26.4.2012 in Salzburg.

Luft bzw. CO2-Kühlung

Kerndurchmesser/-breite: ≥ 3 mm

Trenn- / Umlenkblech


Trenn- / Umlenkblech verdrillt


Spiralkern, ein- und zweigängig

Durchmesser: 12 – 50 mm


Wärmeleitrohr

Durchmesser: ab 3 mm



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sung der Strömungseigenschaften überprüft. Tabelle 1 zeigt einegrundlegende Übersicht über die verwendeten Medien, Norma-lien und Materialien. Als Sonderverfahren wurden neue bzw.alternative Kühlmethoden wie Jet-Cooling bzw. Wärmeleitroh-re überprüft.

Temperier- Kern-Kühlung Temperierblock-medium mittels materialWasser Umlenkblech Standardstahl:

• 1.2343Öl Verteilerrohr Sonderstähle:

• Böhler W600 (A)• Böhler W620 (B)• Kind & Co Dominal TQ1• Kind & Co Dominal HTR

Gas: CO2 SpiralkerneingängigSpiralkernzweigängig

Sonderver-fahren:Jet-Cooling

Tabelle 1: Versuchsagenda

Zur Vermeidung gegenseitiger Beeinflussung wurden die Vari-anten Kernkühlung und Flächenkühlung in zwei separatenPrüfständen untersucht. Ein geeigneter Prüfstand sollte druck-gussnahe Gegebenheiten abbilden und den Einsatz standardi-sierter Werkstoffe und Normalien ermöglichen. Als Materialienfür die Herstellung des Prüfstandes wurden einerseits Stan-dardwerkstoffe des Druckguss-Werkzeugbaus, wie X37CrMoV5(DIN 1.2343) sowie Sonderwerkstoffe, wie spezielle Stahlgütender Firmen Böhler und Kind & Co, eingesetzt.

Tabelle 2 zeigt die gängigsten Kühlkernausführungen sowiedie verwendeten Standard-Normalien zur Strömungslenkungbzw. Kühlung und ihre Wirkungsweise.

Versuchsgeometrie: Prüfstand I und IIIn mehreren Entwicklungsschritten wurde ein Prüfstand ent-worfen, der einen rotationssymmetrischen, elektrisch beheizba-ren Metallblock darstellt. Dieser Prüfkörper wurde aus dem zutestenden Warmarbeitsstahl gefertigt, mittels mehrerer Heizpa-tronen auf Werkzeugtemperatur aufgeheizt und durch eineKühlbohrung von Innen mit dem zu testenden Medium und derzu testenden Normalie gekühlt. Durch die elektrische Regelbar-keit konnte definierter praxisnaher Wärmeeintrag in die Kühl-einrichtung abgebildet werden. Zur thermischen Abgrenzungdes Systems gegen die Umgebung wurde der beheizte Metall-

block isoliert und mittels einer temperierten Grundplatte kon-stant vorgewärmt. Dieses Grundkonzept wurde in zwei ver-schiedenen Ausführungen gebaut, um einerseits eine flächigeWärmezufuhr, wie durch einen Kernstift und andererseits einepunktförmige Wärmezufuhr, wie bei einer Punktkühlung, dar-zustellen. Zur Messung der lokalen Temperatur im Block wur-den an verschiedenen Positionen Thermoelemente in die Prüf-körper integriert. Die Lagen wurden mittels vorangegangener Si-mulation optimiert und jeweils an Schnittpunkten von Isother-men gelegt. Der Prüfkopf für die Untersuchung der Standard-kühlverfahren hatte eine Kühlbohrung im Inneren mit einemDurchmesser von 12 mm, jener für die Leistungstests der Son-derkühlverfahren eine Kühlbohrung von 2 mm Durchmesser.

Simulation der Wirkungsweise der PrüfkörperUm bereits vor der Fertigung der Prüfkörper eine Aussage überFunktion und Wirkungsweise der Prüfkörpergeometrien zu er-halten, wurde in stationären Simulationen die Wärmeabfuhr,die mittels einer zentralen Kühlbohrung und den darin befind-lichen Medien Wasser und Öl möglich ist, simuliert. Die Abbn.3 und 4 zeigen die unterschiedlichen Wirkungen der Medien inBezug auf die Wärmeabfuhr, somit kann der Prüfkörper mitWasser aufgrund der höheren Wärmeaufnahmefähigkeit gegen-über Öl auf tiefere Temperaturen gekühlt werden. Als Wärme-quelle wurde hierbei eine elektrische Heizung mittels sechsWärmeleitpatronen à 600 W angenommen. Als weiterer Simu-lationspunkt galt es, die isolierende Wirkung des Freistichs imunteren Bereich des Prüfkörpers nachzuweisen. Es wurden hier-bei zwei verschiedene Grundplattentemperaturen, 30 °C und200 °C, eingestellt und gezeigt, dass sich die Isothermen imKopf des Prüfkörpers kaum verschieben. Der Freistich verhin-dert somit einen Großteil des Wärmeübergangs vom Kopf desPrüfkörpers in die Grundplatte. Für die Lage der Thermoele-mentbohrungen wurden die Schnittebenen der Isothermen, diemit Hilfe der Simulation sichtbar gemacht werden konnten, ge-wählt. Durch die radiale Anordnung von 18 Thermoelementenkonnten so an drei verschiedenen Höhenlagen und an sechs ra-dial verdrehten Ebenen Temperaturen aufgenommen werden.

Abb. 1: Prinzipielle Kühlsituation in einer Druckgießform

Tabelle 2: Kühlausführungen und Normalien


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Abb. 3 (links oben): Simulation Ver-gleich Wasserkühlung | Ölkühlung

Abb. 4 (links unten): SimulationVergleich Grundplattentemperierung200°C | Grundplattentemperierung30°C | Medium Wasser

In den in den Abbn. 5 und 6 dar-gestellten Schnittzeichnungen istdie Lage der Thermoelementboh-rungen relativ zum Kühlkanal inder Mitte des zylindrischen Prüf-körpers dargestellt. Die Thermo-elementspitze mit dem gerings-ten Abstand zum Kanal hat einenAbstand von ca. 1 mm zumKühlkanal, bei jedem weiterenThermoelement erhöht sich derAbstand radial um je 2 mm; überdie Höhe des Prüfkörpers be-trachtet wurden gleichlagige Po-sitionen gewählt. Die beidenPrüfkörper wurden aus den je-weils zu prüfenden Warmarbeits-stählen gefertigt, dargestellt inden Abbn. 7 und 8.

Abb. 2: Konzept Temperierprüfkörper

Abb. 5: Radiale Lage der Thermoelemente Abb. 6: Vertikale Lage der Thermo-elemente

Abbn. 7 und 8: Prüfkörper I und II aus 1.2343


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Abb. 9: Simulation Ver-gleich

Um die Strömungs-lenkung sowie dasTurbulenz– und Luft-einschlussverhaltender unterschiedlichenNormalien beobach-ten und untersuchenzu können, wurde pa-rallel zu den bereitserwähnten Tests eintransparenter Prüf-stand aus Kunststofferstellt, siehe Abb. 9.

VersuchsdurchführungFür eine Vergleichbarkeit der Versuche und der Ergebnisse wur-de eine Basiskurve erstellt, die Rücksicht auf die Regelung derHeizpatronen und die Kühlleistung nahm. In der in Abb. 10 ab-gebildeten Kurve wird jeder Teilbereich des Versuchs detailliertdargestellt und in vier Phasen unterteilt.

Abb. 11: Realer Temperaturverlauf (Stahl: 1.2343, Wassertemperierung,VR, Versuch A, Thermoelemente 1a, 1b, 1c, 6a, 6b, 6c).

Ergebnisse und DiskussionZuerst sollten die unterschiedlichen Kühlleistungen der MedienWasser und Öl in Kombination mit Standard- bzw. Hochleis-tungswarmarbeitsstählen verglichen werden.

2012 Giesserei - Proguss AustriaRundschau Giesserei Jhg. 59 heft 7/8 2012 Höchster Pressdruck,...

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