Die Kosten für Prozessgas und die vermeidbaren Emissionen beim Einsatzhärten von metallischen Teilen verringern sich um den Faktor 10, sobald nach dem neuen, patentierten HybridCarb-Verfahren zur Gasaufkohlung von Ipsen vorgegangen wird. Für Härtereien ergibt das eine jährliche Ersparnis von bis zu 25.000 Euro pro Ofen allein durch den signifikant geringeren Gasverbrauch. Nicht nur für Neuanlagen, sondern auch als Nachrüst-Kit für bereits bestehende Öfen kann das neuartige HybridCarb-System verwendet werden. 

Jede Wärmebehandlung mittels Gasaufkohlung für Stahlteile arbeitet mit Kohlenwasserstoffen. Zumeist kommt hier Erdgas oder Propan zum Einsatz. Die hierbei erreichte Härte der Randschicht wiederum ist ausschlaggebend für die Haltbarkeit der Stahlteile. Extrem haltbar müssen etwa Getriebeteile für Windkraftanlagen sein, für die 40 Jahre Standzeit gefordert sind. Manch ein Windpark liegt schließlich 100 Kilometer vom Festland in der Nordsee, wo eine Reparatur mit Schwimmkran und Helikopter über 10.000 € pro Stunde kosten kann.

Die konventionelle Technik

Im Härterei-Alltag werden zum Aufkohlen große Mengen Kohlenwasserstoff-haltiger Gase (etwa Erdgas) durch die bis zu 1000 Grad Celsius heiße Ofenkammer geführt. Der Gas-gebundene Kohlenstoff diffundiert hierbei in die Oberfläche der Werkstücke und bietet so die Basis für gute Oberflächenhärte. Allerdings brennt die gesamte Gasmenge nach kurzer Verweildauer in der Heizkammer außerhalb des Ofens kontrolliert ab und wird dadurch nach kurzer Zeit nutzlos. Der Durchsatz variiert hierbei je nach Ofengröße und beträgt z.B. etwa 16 Kubikmetern pro Stunde bei einem Ofen der Größe 17 (Chargenmaße (B x L x H) 910mm x 1220mm x 910mm). Jeweils nur sehr geringe Mengen des im Gas enthaltenen Kohlenstoffs werden dabei zur Steigerung der Randschichteigenschaften verwendet. Der überwiegende Anteil von rund 97 Prozent verbrennt ungenutzt. Der Wirkungsgrad des Verfahrens liegt mithin bei etwa zwei bis drei Prozent.

Fortschritt durch HybridCarb von Ipsen

Ipsen International hat nun eine Möglichkeit entwickelt, diesen Wirkungsgrad radikal zu verbessern: HybridCarb heißt das neue Verfahren, bei dem Ipsen nunmehr beinahe die gesamte Gasmenge aus dem Ofen zum Recycling auf hoher Wertstufe durch eine Aufbereitungskammer führt, anstatt sie abzufackeln. Nach dem patentierten Ipsen-Prinzip wird die Gasmischung nunmehr mittels Zusatzgas im geschützten Hybrid-Verfahren angereichert und zurück in den Ofen geführt. Das Prinzip ist dabei entfernt vergleichbar mit dem geschlossenen Kreislauf einer Zentralheizung, bei der ja auch nicht das Heizwasser nach jedem Durchlauf durch die Heizkörper weggeschüttet wird.

Der gesamte Prozess im Härterei-Ofen ist, mit Rücksicht auf eine gute und exakt reproduzierbare Qualität der Aufkohlung, mittels der Ipsen-typischen Systemkontrolle recht einfach zu steuern. Insgesamt steigt der Wirkungsgrad der Kohlenstoffübertragung und damit die Kohlenstoffausnutzung messbar an: Von ehemals zwei Prozent auf bis zu 20-25 Prozent schnellt der System-Wirkungsgrad mittels HybridCarb-System in die Höhe. Die verbrauchte Prozessgasmenge – und damit natürlich auch die Kosten – sinken bis um den Faktor zehn.

Das bedeutet, dass von einem Jahresausstoß für einen typischen Ofen von etwa 65 Tonnen Kohlendioxid nach einer Reduzierung um zirka 58 Tonnen pro Jahr nur noch bis 10 Prozent, mithin rund sieben Tonnen übrig bleiben. Allein für die Gasaufkohlung errechnet sich daraus mittels HybridCarb-Verfahren eine jährliche Kostenersparnis von bis zu 25.000 Euro pro Ofen. Zugleich bedeutet der -zigfache reduzierte Verbrauch von natürlicher Ressourcen natürlich einen guten Zug zu zeitgemäß schonendem Umgang mit Ressourcen.

Für weitere Informationen, technische Hintergründe oder ein persönliches Interview kontaktieren Sie uns einfach unter  dirk.joritz@ipsen.de oder gehen auf  www.ipsen.de.

Einleitung

Löten ist ein vielfältig einsetzbares thermisches Fügeverfahren. Das besondere am Löten ist, dass tausende Verbindungen und unterschiedlichste Materialien in einem Schritt gefügt werden können. Verbindungen zwischen verschiedenen Metallen, Metallen und Keramiken sowie Metallen und Glas sind möglich. Vakuumlöten ist ein umweltfreundliches Verfahren, da im Gegensatz zu den meisten anderen Lötverfahren keine giftigen Flussmittel eingesetzt werden müssen.

Lötverfahren werden in vielen Industriesparten eingesetzt, u. a. im Automobilbau, in der Medizintechnik sowie in der Luft- und Raumfahrt.

Verfahrenstechnik

Beim Löten werden im Gegensatz zum Schweißen die Grundmaterialien nicht aufgeschmolzen. Daher sollte das Lot so gewählt werden, dass die Arbeits- (Löt-) Temperatur etwa 50 °C niedriger als die Schmelztemperaturen der Grundwerkstoffe liegt. Die verwendeten Lote können reine Metalle aber auch Legierungen sein. Bei der Lotauswahl müssen einige Kriterien beachtet werden. Wichtigstes Kriterium ist die Benetzbarkeit, d.h. das Lot muss mit den zu fügenden Grundwerkstoffen eine „Verbindung“ eingehen. Weitere Kriterien sind u. a. die benötigte Festigkeit, die Korrosions- und Temperaturstabilität der Verbindung. Zusätzlich muss das Lot für die Verwendung in Vakuum bei höheren Temperaturen geeignet sein.

Ein zusätzlicher Vorteil des Lötens ist, dass das Lot mittels Kapillareffekt in jeden geeigneten Spalt/Fuge eindringt. Daher kann die Applikation des Lotes, in vielen Fällen nach der Montage der Bauteile erfolgen. Die Applikation des Lotes kann durch Formteile, Pasten etc. erfolgen. Beim Löten von Aluminium ist in der Regel ein Grundwerkstoff bereits ein- oder beidseitig mit Lot plattiert.

Vakuumlöten findet im Temperaturbereich zwischen etwa 550 °C und 1400 °C statt.

Voraussetzung für das Löten sind saubere Oberflächen der Fügepartner. Beim Erwärmen darf es nicht zu einer Oxidation der Oberflächen kommen. Die erforderliche Vakuumgüte wird durch die Grundwerkstoff/Lot-Kombination bestimmt, je nach Oxidationsneigung der Materialien. Für das Fügen von niedriglegierten Stählen mit Kupfer ist lediglich Grob- bzw. Feinvakuum erforderlich. Höher legierte Stähle und spezielle Lote benötigen Hochvakuum. Das Löten von Aluminium- und Titan-Werkstoffen stellt besondere Anforderungen an Ofen und Vakuumgüte.

Tabelle 1: Vakuumgüten und Beispiele üblicher Einsatzbereiche

Die Vorteile des Vakuumlötens sind vielfältig. Durch regelmäßige Kontrolle des Arbeitsdruckes und der Leckrate ist die „Ofenatmosphäre“, im Vergleich zu Atmosphärenöfen, leicht zu beherrschen. Ein weiterer Vorteil ist, dass keine gasförmigen Einschlüsse produziert werden, im Gegenteil, die Werkstücke werden sogar entgast. Da kein Flussmittel verwendet wird, fallen auch keine giftigen Abgase an. Auch ein nachträgliches Auswaschen ist daher nicht erforderlich. Die Temperaturregelung kann optimal an Gewicht und Geometrie der unterschiedlichsten Werkstücke angepasst werden.

Ofentechnik

Je nach Verwendung, d. h. Material-/Lotkombination werden Anlagen mit Feinvakuum- oder Hochvakuum-Ausstattung eingesetzt. Bei Feinvakuumanlagen werden Dreh- bzw. Sperrschieberpumpen mit Wälzkolbenpumpen kombiniert. Für einfache Hochvakuumanlagen werden zusätzlich zu den Feinvakuumpumpen Diffusionspumpen verwendet. In anderen Fällen müssen Turbomolekular- bzw. Kryopumpen eingesetzt werden.

Bild 1: Schema eines Vakuumlötofens mit Hochvakuum (HV) – Ausstattung

Die Isolierung kann in vielen Fällen mittels Graphitwerkstoffen erfolgen, bei höheren Anforderungen wird die Isolierung durch mehrere Lagen von Strahlungsblechen realisiert. Je nach Temperatur werden diese Strahlungsbleche aus Molybdän, Nickelbasis-Werkstoffen oder Chrom-Nickel-Stählen hergestellt.

Bild 2: Quaderförmige „graphitisolierte“ Heizkammer (links), zylinderförmige „all-metal“ Heizkammer (rechts)

Je nach gefordertem Durchsatz werden manuell bedienbare oder automatisierte Einkammer-Vakuumöfen oder vollautomatisierte Mehrkammer-Vakuumöfen verwendet.

Bei der Wahl eines Ofens mit Hochdruckgasabschreckung ist es auch möglich die Verfahren Löten und Härten in einem Zyklus zu kombinieren.

Verfahrensablauf

Nach dem Beladen wird der Ofen evakuiert und nach dem Erreichen des gewünschten Druckes wird mit dem Heizen begonnen. Bei einigen Werkstoffen kann dies bis 850 °C mit Unterstützung eines Inertgases (z. B. Stickstoff) geschehen. Wie bei allen Wärmebehandlungen können Vorwärmstufen und eine angepasste Wahl der Aufheizrate die thermischen Spannungen im Bauteil minimieren. Ein Temperaturausgleich etwa 50 °C unterhalb der Solidustemperatur des Lotes ist in den meisten Fällen sinnvoll. Nach dem Ausgleich wird schnell auf Löttemperatur erwärmt. Die Haltezeit auf Löttemperatur hängt u. a. von der Fließgeschwindigkeit des Lotes ab. Anschließend wird mittels Vakuumkühlung die Temperatur auf Werte unterhalb der Solidustemperatur abgesenkt. Nach dem Unterschreiten der Solidustemperatur kann eine Gaskühlung bzw. Hochdruckgasabschreckung erfolgen.

Bild 3: Schema des Temperatur-Druck-Zeitverlaufes beim Vakuumlöten

Anwendungen

Mittels Vakuumlöten werden z. B. Kühler/Wärmetauscher aus Aluminium für den Automobilbau und aus Stahl/Kupfer für stationäre Anwendungen hergestellt.

In der Luftfahrt werden sowohl Triebwerksteile hergestellt, als auch mittels Auftragslöten instantgesetzt.

In der Werkzeugindustrie werden unterschiedlichste Bauteile gefügt. Eine häufige Anwendung ist das Fügen von Hartmetallschneiden auf Bohrköpfen bzw. Sägeblättern.

In der Medizintechnik werden unterschiedlichste Materialien zu Werkzeugen oder „Prothesen“ gefügt.

Am Standort Saarbrücken kooperieren die weltweit führenden Experten für Wärmebehandlung von Stahl der Ipsen International GmbH mit der Zahnradfabrik Friedrichshafen, ZF AG. Dabei wurden einzelne Verfahrensschritte der Härteverfahren weiterentwickelt, um wesentliche Komponenten für das Acht-Gang-Automatikgetriebe von ZF herzustellen, das unter Fachleuten als derzeit modernstes Getriebe der Welt gilt.

In der Fertigung von ZF in Saarbrücken laufen Komponenten für das kürzlich mit dem PACE-Award ausgezeichnete Acht-Gang-Automatikgetriebe vom Band. Es hat einen besonders guten Wirkungsgrad (6 % Verbrauchsminderung allein durch die Getriebe-Auslegung) und ist für ein breites Einsatzspektrum vordefiniert. So ermöglicht das ZF-intern 8HP genannte Getriebe die Integration von Allradantrieb und Anfahrkupplung, Starter-Generator samt Stopp-Start-Funktion sowie Hybrid- Funktionen für die Fahrzeuge mehrerer Baureihen.

Innovative Wärmebehandlungsanlage

Gemeinsam mit den Experten für Wärmebehandlung von Ipsen International GmbH bereitete ZF die Fertigung in Saarbrücken speziell auf die Belange der neuen Getriebe-Generation vor. Die innovativ gestaltete Anlage läuft mit dem Ipsen-Verfahren Nikotrieren®, einem Nitrocarburierverfahren unter Gas-Atmosphäre. Standardmäßig arbeitet die Anlage unter einer Atmosphäre aus Ammoniak und Endogas, wobei das Ammoniak den atomaren Stickstoff, und das Endogas den Kohlenstoff, für die Anreicherung in der Bauteiloberfläche zur Verfügung stellt. Optional ist auch eine Begasung unter Ammoniak, Stickstoff und Kohlendioxid möglich, die auch als „synthetische Gase“ bekannt sind. Die komplette Wärmebehandlungs- Anlage ist darauf ausgerichtet, Höchstleistungen in enger Toleranz-Spanne zu folgenden technischen Daten des Pflichtenhefts abzuliefern:

• Arbeitstemperatur 570-580 °C
• Taktzeit pro Ofen unter 22,5 min
• Chargengewicht > 630 kg/Stunde (nach komplettem Ausbau auf acht Bahnen)
• die Werkstücke (feinverzahnte Hohlräder aus niedrig legiertem Werkzeugstahl) sollen nach der Wärmebehandlung nachbearbeitungsfrei sein
• Maßgenauigkeit und Oberflächengüte folgen allerhöchsten Standards der Fertigungsindustrie für Zahnräder im Getriebebau
• gesicherte Prozess-Schritte für die vier Verfahrens-Segmente Voroxidieren, Nikotrieren / Nitrocarburieren, Schutzgaskühlen und Nachkühlen

(Bild: ZF) Die Auslegung des 8HP-Automatikgetriebes von ZF als Träger für Hybridantriebe erfordert die sorgfältige Abstimmung auf besonders hohe Betriebs-Drehmomente.

Ein maßgeschneidertes Anlagen-Layout von Ipsen sieht die Kombination von vier Durchstoßöfen mit je zwei Durchlaufbahnen für die Werkstücke vor (Stand 2011). Als Heizelemente für alle acht Durchstoßbahnen kommen spezielle Recon®III – Gasbrenner zum Einsatz, die extrem enge Temperatur-Toleranzen für eine optimale Reproduzierbarkeit der einzelnen Verfahrensschritte bieten. Neben einem Voroxidationsofen, der für je zwei doppelbahnige Nitrocarburieröfen alle Chargen vorbehandelt, besteht die Anlage aus den eigentlichen Nitrocarburieröfen. Diese haben einen Nitrocarburier- und einen Kühlbereich, die eine Tür voneinander trennt. Am Eingang zum Nitrocarburier-Bereich, sowie am Ausgang des Kühlbereiches, sind Vakuumschleusen installiert. Sie dienen sowohl der Anlagensicherheit als auch einer Verkürzung der Prozesszeit, da eine langwierige Stickstoffspülung durch das Evakuieren und Stickstoff-Fluten der Schleusen entfällt. Nach dem Verlassen des Nitrocarburier-Ofens werden die Chargen auf Kühlplätzen bis zur gewünschten Endtemperatur abgekühlt.

Reduktion des Ammoniakverbrauchs

Im Nitrocarburierprozess misst ein Ipsen HydroNit®-Sensor permanent den Wasserstoffgehalt der Ofenatmosphäre direkt im Ofenraum. Mit diesem Wert sowie den Daten der Ofenbegasung wird die aktuelle Nitrierfähigkeit der Ofenatmosphäre berechnet. Bei Bedarf kann diese über die Massendurchflussregler in den einzelnen Gassträngen der Mischbatterie variiert werden. So ist es möglich, den Ammoniakverbrauch auf ein Minimum zu reduzieren und die Betriebskosten deutlich zu senken.
Die exakte Kenngrößen-Aufnahme mit der Prozessteuerungs-Software Ipsen Nitro-Prof® erlaubt eine sehr präzise Reproduzierbarkeit sämtlicher Verfahrensschritte. Zusätzlich fließen die Prozessdaten in eine umfassende Zyklus- und Chargen-Dokumentation ein, die alle Anforderungen der AMS 2750 D, 2759 6B, 2759 10A sowie der CQI9 erfüllt

Verzugsarmes Verfahren für komplexe Werkstücke

Als Ergebnis des Nikotrier-Prozesses erreicht die Oberfläche der Werkstücke (je nach Werkstoff) einen Härtewert von 550 bis 650 HV1 und die gewünschten Verschleiß- sowie Laufeigenschaften und Festigkeitswerte. Im Gegensatz zum Einsatz-Härten erzeugt die Nitrocarburier-Behandlung keine oder nur minimale Verzüge, da es weder zu einer Gefüge-Umwandlung noch zu extremen thermischen Spannungen innerhalb der Werkstücke kommt. So entfällt ein aufwändiges Nacharbeiten oder Waschen der Bauteile und sie stehen sofort im weiteren Fertigungsprozess zur Verfügung. Daher eignet sich das verzugsarm arbeitende Verfahren besonders für komplexe, dünnwandige Bauteile wie die Hohlräder für das 8HP. Dank hoher Präzision und schmaler Toleranzbänder kann die Ipsen-Anlage filigrane Werkstücke in großer Serie bearbeiten. Die genaue Überwachung aller Parameter der Prozessteuerung führt zu einer hohen Reproduzierbarkeit der Wärmebehandlungsergebnisse. So kann über tausende von Bearbeitungs-Zyklen das immer gleiche Profil aller Werkstück-Eigenschaften annähernd deckungsgleich eingehalten werden. Auf diese Weise setzt die neue Fertigungsanlage in Saarbrücken zukünftig neue Maßstäbe in Bezug auf Laufruhe, Geräuscharmut und Haltbarkeit der Getriebe.

 
(Bild: Ipsen) Heizkammer eines doppelbahnigen Ipsen-Nitrier-Durchstoßofens.

Positives Fazit

Im Gesamten fiel die Auslegung der 8HP-Kraftübertragung so verfeinert und zugleich vorteilhaft aus, dass der Technik-Vorstand von ZF, Dr. Michael Paul, einige Argumente für das Acht- Gang-Automatikgetriebe auflisten kann: „Mehr Gänge, aber nicht mehr Gewicht. Mehr Beschleunigung, aber weniger Verbrauch. Mehr Drehmoment, aber nicht mehr Kosten.“ Peter Lankes, CEO von Ipsen International GmbH, schaut positiv in die Zukunft: „Die Tendenz der Fahrzeug-Industrie, immer höhere Drehmomente über immer zierlichere Zahnräder zu transferieren, wird das Know-how von Ipsen definitiv zu weiteren Projekten fördern. Wir sind jedenfalls ausgesprochen stolz über die Lektionen, die wir Seite an Seite mit den Experten von ZF erlernen konnten.“ Auch die Fachpresse lobt das Resultat der Kooperation: „Das Beste (am ZF 8HP-Getriebe) ist die Tatsache, dass es gar nicht auffällt, so schnell und sanft jongliert es mit den Zahnrädern.“ (auto motor und sport, 13. Januar 2011, Test Range Rover TD 4.4 V8)

 
(Bild: Ipsen) Kontinuierliche Ipsen-Anlage zur Getriebeteilehärtung im ZF-Werk Saarbrücken.

Anlassen, Glühen, Nitrocarburieren in einem neuartigen Retortenofen

Michael Simon und Thorsten Südholt, Ipsen International GmbH, Kleve

Kurzfassung 

Beim MultiTreater^® handelt es sich um die völlig neuartige Konstruktion eines horizontalen Retortenofens, die sich durch eine Entkoppelung der Chargengewicht-aufnahme von der Ofenretorte auszeichnet.

Im Gegensatz zu konventionellen horizontalen Retortenöfen ermöglicht dies ein weitaus höheres maximales Chargengewicht von bis zu 5t bei gleichzeitig wesentlich verlängerter Standzeit der Retorte. Der verfügbare Chargenraum kann bestmöglich ausgenutzt werden, ohne sich Sorgen um das zulässige Chargengewicht zu machen.

Aber nicht nur der Chargentisch, sondern nahezu alle Baugruppen des MultiTreater^® wurden mit dem Ziel der jeweils optimalen Ausführung konsequent überarbeitet bzw. neu konstruiert. So wurde z.B. durch eine drastische Erhöhung der Abkühlleistung das Ziel erreicht, die Prozessdauer um bis zu 30% zu verkürzen.

Mit anderen Worten: Es können mehr Bauteile in kürzerer Zeit behandelt werden.

Chargengewicht 

Bei den bisher bekannten horizontalen Retortenöfen wird das Chargengewicht direkt über den Chargenherd auf den Retortenboden übertragen. Diese Bauart funktioniert jedoch nur solange gut, wie die Grenzen der Nutzlast nicht überschritten werden. Je höher das Chargengewicht, desto stärker steigt die Belastung des Retortenbodens an.

Beim neuen MultiTreater^® (Abb. 1) ist der Chargentisch nicht an der Retorte, sondern an zusätzlichen Traversen oberhalb des Ofengehäuses befestigt. Die Aufhängungen des Chargentisches werden dabei gas- und vakuumdicht durch die Retorte geführt.

Abb. 1: Neue Chargengewichtsaufnahme beim MultiTreater^®

Das zulässige Chargengewicht konnte auf diese Weise bei gleicher Ofengröße mehr als verdoppelt werden, wie am Beispiel der Ofengröße XL ausgeführt: 

Nutzraum Größe XL (BxLxH):          910 x 1220 x 910 mm 

Chargengewicht bei   /  Bisheriger Ofen   /     MultiTreater^® 

600 °C:                                  2.000 kg                  5.000 kg

750 °C:                                  1.200 kg                   3.000 kg

Aufgrund der FEM-Berechnungen und der Entkopplung vom Chargengewicht konnte die Retortenwandstärke weitaus dünner als zuvor ausfallen, was zu Materialeinsparung, verbessertem Thermoverhalten, Erwärmen und Abkühlen von geringeren Massen und damit zur Energieeinssparung führt. 

Gleichmäßigkeit und Schnelligkeit 

Um die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse auch bei dicht gepackten Chargen mit erhöhtem Gewicht zu gewährleisten, wurde die Gasströmungsführung innerhalb der Retorte optimiert und die Heißgasumwälzleistung stark vergrößert. Die verbesserte Wärmeübertragung reduziert die Temperaturdifferenz innerhalb der Charge während des Aufheizens und wirkt sich positiv durch eine Verkürzung der Aufwärmdauer aus.

Der neue externe „High – Speed“ – Kühler besteht im Wesentlichen aus einem vakuumdichten Gehäuse und einem Gas-/Wasser- Wärmetauscher aus Edelstahl mit sehr hoher Kühlleistung und kräftigem Hochleistungsgebläse. In den entsprechenden Prozessschritten der Abkühlphase kann dieser Kühler zusätzlich zur Retorten – Außenkühlung aktiviert werden. Nach dem Öffnen der Absperrklappen wird heißes Gas aus dem Retorten – Innenraum abgesaugt, intensiv rückgekühlt und wieder in die Retorte zurückgeführt.

Der Vergleich der Abkühlkurven in Abb. 2 zeigt deutlich den Einfluss des aktivierten externen „High – Speed“ – Kühlers auf die Reduzierung der Kühldauer im Vergleich zur reinen Retorten – Außenkühlung bei leerem Ofen (blaue Kurven) bzw. bei Beladung mit einer 1,5 t Charge (rote Kurven).

Abb. 2: Vergleich verschiedener Abkühlungen im MultiTreater^®

Die Kühldauer des leeren Ofens von 700°C bis 150°C beträgt mit dem Retorten – Außenkühlgebläse rund 110 min (blaue gestrichelte Kurve) . Im Vergleich dazu beträgt die Kühldauer mit zusätzlich aktivierten externen „High – Speed“ – Kühler nur 75 min trotz Beladung des Ofens mit einer 1,5 t Charge.

Reduzieren sich die Zykluszeiten nun durch die erhöhte Abkühlgeschwindigkeit auf 8 Stunden, heißt dies, dass nicht nur zwei, sondern drei Chargen pro Tag behandelt werden können.

Die Vorteile für den Betreiber des neuen MultiTreater^® auf einen Blick: 

• Neuartige Aufhängung der Charge zur vollständigen Entkopplung von der Ofenretorte 
• Drastische Verlängerung der Lebensdauer der Ofenretorte 
• Reduzierung von I- und R-Kosten und Verringerung von Stillstandszeiten 
• Bessere Ausnutzung des Ofenraumes durch Erhöhung des Chargengewichtes auf 5 t 
• Steigerung des Durchsatzes und damit des Gewinns für den Betreiber 
• Verkürzung der Prozessdauer um bis zu 30% durch stark erhöhte Abkühlleistung der Retorten

Matthias Rink, Dirk Joritz

5. Fortentwicklung des Abschreckens

Das Härten von aufgekohlten Stählen erfolgt in der Regel direkt im Anschluss an den Aufkohlungsprozess durch Abschrecken in einem Ölbad. Dieser Schritt ist sowohl bei atmosphärischen Aufkohlungsöfen wie auch bei Niederdruckaufkohlungsanlagen Teil des Wärmebehandlungsprozesses.

Seit einigen Jahren werden aufgekohlte Komponenten zunehmend unter Verwendung von Gas abgeschreckt. Bei Härteanlagen, in denen die Abschreckung milder als in einem umgewälzten Ölbad erfolgt, liegt die Problematik nicht im Härten der Randschicht (da diese auf Grund des hohen Kohlenstoffgehaltes eine ausreichende Härtbarkeit aufweist), sondern im Härten des Kerns. In Tabelle 2 sind die für eine Kernhärte von 300 HV bzw. 350 HV erforderlichen Abkühlgeschwindigkeiten zwischen 800 °C und 500 °C für verschiedene Einsatzstähle aufgeführt.

Tabelle 2: Kritische Kühlraten für Einsatzstähle

Häufig wird davon ausgegangen, dass die im Ölbad erzielten Kernhärten bei einem ähnlichen durchschnittlichen Wärmeübergangskoeffizient auch mit Gas erreicht werden können. Tabelle 3 ist eine Gegenüberstellung durchschnittlicher Wärmeübertragungskoeffizienten aus der einschlägigen Fachliteratur. Der Begriff “mittlerer Wärmeübertragungskoeffizient” bezeichnet dabei den über den gesamten Abkühlungstemperaturbereich von der Härtungstemperatur bis zur Raumtemperatur gemittelten Wärmeübertragungskoeffizienten. Nach dieser Tabelle hat das Härten einer Charge (von mehreren 100 kg) mit Heliumgas bei 20 bar den gleichen Härtungseffekt wie ein Härtevorgang in einem nicht umgewälzten Ölbad.

Diese Schlussfolgerung kann sich in einigen Fällen jedoch als falsch erweisen, was bei einem Blick auf die Abkühlkurven und die Abkühlgeschwindigkeiten bei den Medien Öl und Gas deutlich wird (Abb. 3). Härteöle haben den Nachteil, dass sich eine Dampfphase bildet und der Übergang in die Siedephase sehr ungleichmäßig ist. Dies ist jedoch gleichzeitig ihr großer Vorteil, da die Siedephase sehr hohe Abkühlgeschwindigkeiten und Wärmeübergangskoeffizienten ermöglicht (im Bereich von 4000 – 6000 W/m²K), und die Abkühlung zudem in einem Temperaturbereich stattfindet, der für Einsatzstähle äußerst wichtig ist, da bei unzureichender Abkühlgeschwindigkeit in diesen Temperaturbereich eine Umwandlung in Perlit und Ferrit bzw. auch Bainit stattfindet. Trotz eines mittleren Wärmeübertragungskoeffizienten von nur 2000 W/m²K ist bei Abschreckölen die Siedephase mit ihrer hohen Wärmeübertragung und großen Abkühlgeschwindigkeit im Bereich von 70 – 150 °C/s bei Einsatzstählen der entscheidende Faktor für die Ausbildung eines vollständig martensitischen Kerns.

Abb. 3: Vergleich von Abkühlraten für Öl- bzw. Gasabschreckung

Wie in Abb. 3 dargestellt, liegt dagegen beim Härten mit Gas im Bereich von 800 – 500 °C die Abkühlung bzw. Wärmeübertragung zu keinem Zeitpunkt über der mittleren Kühlungsgeschwindigkeit bzw. dem mittleren Wärmeübertragungskoeffizienten. Damit kommt es beim Abschrecken mit Gas beim selben Wärmeübertragungskoeffizienten wie bei Öl im Kernbereich der Einsatzstähle zur Ausbildung von Perlit und Ferrit sowie Bainit, und damit zu Kernhärten, die unter denen des Härteprozesses mit Öl liegen.

6. Gasabschreckung von Einsatzstählen

Bei den für bestimmte Kernhärten verschiedener Einsatzstähle (s. Tabelle 2) erforderlichen Abkühlgeschwindigkeiten (800 – 500 °C) stellt sich die Frage, welche Wärmeübertragungskoeffizienten für unterschiedliche Querschnitte dieser Stähle erforderlich sind, um die jeweils gewünschten Abkühlgeschwindigkeiten im Kern zu erzielen. Diese Wärmeübertragungskoeffizienten können durch Auflösen der Wärmeübertragungs- und Wärmeleitgleichungen entweder über die Finite-Differenzen-Methode (FDM) oder die Finite-Elementen-Methode (FEM) berechnet werden. Daneben lassen sich Wärmeübertragungskoeffizienten für einfache Geometrien jedoch auch mit Näherungsformeln abschätzen. Das Ergebnis derartiger Berechnungen ist in Tabelle 3 dargestellt.

Tabelle 3: Vergleich mittlerer Wärmeübergangskoeffizienten

Ist der bei einem bestimmten Stahl mit einem bestimmten Querschnitt für eine Kernhärte von 300 HV erforderliche Wärmekoeffizienten bekannt, stellt sich die Frage, mit welcher Gasabschreckanlage sich diese Werte bei Behandlung einer vollen Charge (400 kg), einer halben Charge (200 kg) oder bei Anordnung verschiedenster Einzelkomponenten in nur einer Lage erzielen lassen.

Die Beantwortung dieser Frage setzt voraus, dass die Wärmeübertragungsfähigkeiten einzelner Gasabschreckanlagen bekannt sind. Diese lassen sich mit Hilfe eines Wärmestrommessfühlers ermitteln, der für den Abschreckvorgang in einer Charge fixiert wird und so den Wärmestrom durch den Oberflächenbereich des Messfühlers direkt erfasst. Ausgehend von der Temperatur des Abkühlungsgases lässt sich auf diese Weise der Wärmeübertragungskoeffizient für verschiedene Abschreckbedingungen, Abschreckgase und Drücke berechnen. Ergebnisse derartiger Messungen mit dem Wärmestrommessfühler (IPSEN-Liscic-Sensor) sind in Tabelle IV den Anforderungen an die jeweiligen Stähle gegenüber gestellt.

In der Industrie kommen sehr unterschiedliche Hochdruckgas-Abschreckanlagen zum Einsatz. Bei einer der in Bild 4 dargestellten Anlagen erfolgt die Abschreckung in der heißen Kammer eines Einkammervakuumofens bei normalen Gasgeschwindigkeiten im Chargenbereich zwischen 10 und 20 m/s. Eine andere Anlage verfügt bei ähnlichen Strömungsgeschwindigkeiten über eine kalte Abschreckkammer mit externer Gasrückführung. Bei einem dritten Anlagentyp ist eine kalte Kammer mit interner Gasrückführung vorgesehen. Die vierte Anlage verfügt über eine kalte Abschreckkammer mit einem Gasdüsensystem, mit dem Strömungsgeschwindigkeiten zwischen 80 und 160 m/s erreicht werden. Dieser Anlagentyp wird für verschiedenste flache Bauteile eingesetzt, die in nur einer Lage angeordnet werden.

Abb. 4: Verschiedene Arten von Gasabschrecksystemen

Die vier Anlagentypen weisen unterschiedliche Vorteile auf, wobei im Falle der kalten Abschreckkammer die Charge von einer heißen Aufkohlungskammer oder einem Ofen in die kalte Abschreckkammer transferiert werden muss. Die kalte Abschreckkammer mit interner Gasrückführung ermöglicht die effektivste und (bei korrekter Auslegung der Anlage) gleichförmigste Form der Abschreckung.

Die niedrigeren Abkühlraten der Gasabschreckung legen den Schluss nahe, dass Bauteile größeren Querschnitts für ein Abschrecken mit Gas ungeeignet sind bzw. dass die Chargen sehr klein sein müssen oder sehr teure Gasabschreckanlagen mit Drücken bis zu 30 bar und Heliumrückführung erforderlich sind, um ausreichend hohe Kernhärten zu erzielen.

Ein anderer Ansatz besteht darin, die Metallurgie bzw. den Werkstoff an die Erfordernisse der Gasabschreckung anzupassen. Dies kann durch die Wahl eines anderen höher legierten Werkstoffes oder durch die Erhöhung oder Eingrenzung der Legierungsbestandteile realisiert werden.

Abb. 5: Stirnabschreckkurven verschiedener Einsatzstähle (Quelle: Merkblatt 452, Stahl-Informations-Zentrum)

Auf diese Weise lassen sich höhere Kernhärten auch bei moderaten Abschreckdrücken erzielen. Hier kommt dann auch der Vorteil eines geringen Härteverzugs durch Anpassung der Gasabschreckanlage auch bei Bauteilen größerer Wandstärke und höheren Gewichts zum Tragen.

7. Neue Anlagensysteme und ihre Nutzung in der Automobilindustrie

Das Aufkohlungsverfahren Niederdruckaufkohlen wird seit einigen Jahren zunehmend auch in der Automobilindustrie eingesetzt. Das neue Verfahren Niederdruck-Carbonitrieren soll diesem Beispiel folgen.

Moderne Dieseleinspritzsysteme wie die Common-Rail-Technik und Pumpe-Düse-Elemente, die mit ihren hohen Einspritzdrücken für eine bessere Verbrennung des Kraftstoffs sorgen, sind auf Bauteile mit hoher Widerstandsfähigkeit gegenüber Materialspannung angewiesen. Durch Niederdruckaufkohlen mit Acetylen lassen sich auch die kleinen Einspritzdüsenlöcher in den Dieseleinspritzdüsen und Pumpengehäusen mit sehr hoher Gleichmäßigkeit vollständig und ohne Randoxidation aufkohlen. Dies führt zur einer ca. 30-prozentigen Erhöhung der Widerstandsfähigkeit gegen Materialermüdung bei Druckpulsationen. Durch die zusätzliche Einlagerung von Stickstoff kann die Temperaturbeständigkeit dieser Bauteile erhöht werden.

In Einkammer-Vakuumöfen vom Typ VUTK oder Turbo²Treater können ca. 4000 Dieseleinspritzdüsen einer Niederdruckaufkohlung mit anschließender Gasabschreckung (bei 10 bar in Stickstoffgas) behandelt werden. Zurzeit werden in mehreren dieser Anlagen täglich etwa 100.000 Einspritzdüsen in Großserienfertigung hergestellt. Bei der Verwendung eines Zweikammer-Vakuumofens des Typs RVHT-QGP können sogar mehr als 10000 Düsen in einer Charge behandelt werden.

Auch die Komponenten von Antriebswellen werden auf die neue Technologie umgestellt. In einem Zweikammervakuumofen werden Gleichlaufgelenk-Käfige einer Niederdruckaufkohlung mit anschließender Hochdruck-Gasabschreckung unterzogen. Neben einer gleichmäßigen oxidfreien Aufkohlung ist eine Gasabschreckung mit geringem Verzug für eine gute Einsatzhärte und ausreichende Kernstärke wichtig. Zweikammeröfen werden neben einer Gasabschreckung alternativ auch mit einer Ölabschreckung gebaut.

Wenn größere Durchsätze erforderlich sind, z. B. bei der Großserienfertigung von Komponenten in der Automobilindustrie, lassen sich mit halbautomatischen Anlagen wie Durchstoß- oder Rollenherdöfen höhere Durchsätze erzielen.

8. Zusammenfassung

Im Bereich des Einsatzhärtens haben sich zwei Entwicklungen vollzogen: zum einen werden zunehmend Kohlenwasserstoffgase zur Aufkohlung eingesetzt, zum anderen tritt die Hochdruckgasabschreckung an die Stelle der Ölabschreckung.

Aufkohlungsprozesse auf Basis reiner Kohlenwasserstoffgase kommen bei Normal- und Niederdruckverfahren derzeit wieder verstärkt zum Einsatz. Die Steuerung des Kohlenstofftransfers in diesen Atmosphären erfolgt dabei unter Verwendung von Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeiten, die für verschiedene Aufkohlungsbedingungen empirisch ermittelt wurden, sowie mittels Prozessrechner entwickelter mathematischer Modelle, die eine ausreichend genaue Steuerung des Randkohlenstoffgehalts und der Einsatzhärtungstiefe bei verbesserter Homogenität und Reproduzierbarkeit der Ergebnisse ermöglichen.

Die Nutzung von Kohlenwasserstoffgasen bringt verschiedene Vorteile: keine Randoxidation, kürzere Taktzeiten, gleichmäßige Behandlung der Randbereiche, Tiefaufkohlung zu wirtschaftlichen Bedingungen, erhöhte Chargendichte bzw. -penetration, geringerer Gasverbrauch und umweltfreundlichere Technik.

Die Niederdruck-Carbonitrierung mit Ammoniak verbindet die o. g. Vorteile der Vakuumbehandlung mit denen Carbonitrierung, wie z. B. höhere Temperaturbeständigkeit, verbesserte Verschleißeigenschaften.

Mit der Vakuumtechnik vollzieht sich in der Wärmebehandlung ein Wandel von Ofenanlagen hin zu Maschinen, was die Einbindung dieser Behandlungsprozesse in mechanische Produktionsabläufe und Fertigungslinien stark erleichtert.

Die Verwendung von Hochdruckgasabschrecksystemen anstelle von Abschreckbädern verfolgt dieselbe Zielsetzung. Die abschließende Waschmaschine wird überflüssig, und bei der Vakuumtechnik kann gleichzeitig die Anforderungen an eine “Wärmebehandlungsmaschine” mit “trockener Abschreckung” erfüllt werden.

Die Vorteile der trockenen Abschreckung mit Hochdruckgas sind jedoch nicht auf die Vakuumtechnik beschränkt. Modifizierte Gasabschreckanlagen, die in Kombination mit normalen Atmosphären-Einsatzöfen, Rollenherdöfen und Durchstoßöfen zum Einsatz kommen sollen, sind bereits in Planung bzw. zum Teil schon in Betrieb.

Matthias Rink, Dirk Joritz

1. Einleitung

Bei der Großserienfertigung von Fahrzeugteilen erfolgt das Einsatzhärten heute überwiegend durch Aufkohlen in Atmosphärenöfen mit anschließendem Abschrecken der Chargen im Ölbad bzw. bei Einzelkomponenten in Härtepressen.

Die verwendeten Aufkohlungsatmosphären, die gleichzeitig als Schutzgas dienen, bestehen im wesentlichen aus einem CO und H2 enthaltendem Trägergas und einem als Anreicherungsgas dienendem Kohlenwasserstoffgas. Das Trägergas lässt sich durch einen Endogasgenerator oder mittels im Ofen dissoziierenden Methanols erzeugen. Daneben kann es durch direkte Einspeisung eines Kohlenstoffgases in Kombination mit einem oxydierenden Gas (Luft oder CO2) in den Ofen gewonnen werden. Durch die Zugabe von Ammoniak wird die Randschicht zusätzlich mit Stickstoff angereichert, d. h. carbonitriert.

Seit den 90er Jahren des letzten Jahrhunderts werden aber auch zunehmend Vakuumanlagen für das Einsatzhärten verwendet. Das Abschrecken erfolgt dabei meistens im Hochdruckgasstrom, bei Mehrkammer-Anlagen aber auch im Ölbad.

Am häufigsten kommen dabei folgende Ofentypen zum Einsatz:

• Einkammer-Vakuumöfen
• Zweikammer-Vakuumöfen
• Mehrkammer-Anlagen

Als Kohlungsgase verwenden diese Anlagen i. A. reine Kohlenwasserstoffe wie Acetylen oder Propan. Für die Anreicherung der Randschicht mit Stickstoff kommt Ammoniak zum Einsatz. Ein Niederdruckaufkohlungszyklus setzt sich aus mehreren Aufkohlungs (Boost)- und Diffusionssegmenten zusammen. Wobei in den Boostsegmenten das Kohlenwasserstoffgas zugeführt wird. Beim Niederdruckcarbonitieren wird in den Diffusionsegmenten zusätzlich ein Ammoniak-Partialdruck eingestellt.

2. Kohlenstoffübertragung und -steuerung bei der Atmosphärenaufkohlung

In Atmosphären mit CO und H₂ erfolgt die Kohlenstoffübertragung durch Adsorption von CO-Molekülen auf der Werkstoffoberfläche und ihre Aufspaltung in C und O,

CO → CO_ad → C_ad + O_ad,

sowie durch Desorption der Sauerstoffatome durch die H₂-Moleküle (unter Bildung von Wasserdampf), wodurch neue freie Stellen für die CO-Adsorption entstehen. Die Summe beider Reaktionen (Adsorption und Desorption) führt zu der bekannten Wassergasreaktion:

CO + H₂ → [C] + H₂O

Das Erfolgsgeheimnis dieser Aufkohlungstechnik besteht darin, dass diese und andere Atmosphärenreaktionen wie beispielsweise

2CO → [C] + CO₂

bei Aufkohlungstemperatur im Ofen in ein chemisches Gleichgewicht erreichen. Dies ermöglicht die Berechnung und Steuerung der Kohlenstoffaktivität (d.h. des Kohlenstoffpotentials) dieser Atmosphären.

Daneben ist die Zugabe eines Anreicherungsgases wichtig, wenn durch Verringerung der in der Ofenatmosphäre anfallenden CO₂- und H₂O-Mengen höhere Kohlenstoffpotentiale erzielt werden sollen, z.B. durch Reaktionen wie

CH₄ + CO₂ → 2CO + 2H₂ bzw.

CH₄ + H₂O → CO + 3H₂.

Wie aus diesen Gleichungen zu ersehen ist, lässt sich die Kohlenstoffaktivität einer Atmosphäre durch Messen des Partialdrucks nur eines Atmosphärenbestandteils ermitteln, z.B.:

• pO₂ mittels Sauerstoffsonde
• pCO₂ mittels Infrarot-Analysegerät
• pH₂O   mittels Taupunktprüfgerät

Dies setzt jedoch voraus, dass die CO- und H₂-Gehalte des Trägergases bekannt sind und nicht z.B. durch zu viel Anreicherungsgas oder beim Carbonitrieren durch übermäßige Zugabe von Ammoniak verändert werden.

Der wichtigste Messfühler bei der industriellen Gasaufkohlung in Atmosphären mit CO und H₂ ist die Sauerstoffsonde. Hierfür gibt es zwei Gründe:

Erstens besteht bei diesen Atmosphären eine direkte Wechselbeziehung zwischen dem Partialdruck des Sauerstoffs und der Kohlenstoffaktivität der Atmosphäre, wobei die Sauerstoffsonde nicht nur die freien Sauerstoffmoleküle in der Atmosphäre misst, sondern auf Grund der Reaktionen

CO₂ → [C] + O₂ und

2H₂O → 2H₂ + O₂

auch den Einfluss aller sonstigen Bestandteile des Oxidationsgases ermittelt, zweitens ist die Sauerstoffsonde das bis dato einzige vor Ort (in-situ) messende Instrument, das eine kontinuierliche Überwachung der Atmosphäre im Ofen ohne Probenahme ermöglicht.

Natürlich kann das von der Sauerstoffsonde übertragene und in einen Kohlenstoffpotentialwert umgewandelte Signal aus verschiedenen Gründen vom tatsächlichen Kohlenstoffpotential der Atmosphäre abweichen. Daher ist es wichtig, die angezeigten Messwerte der Sonde in regelmäßigen Abständen zu prüfen. Da eine in den Ofen eingebrachte Eisenfolie innerhalb von wenigen Minuten bzgl. der Kohlenstoffaktivität einen Gleichgewichtszustand in der Atmosphäre erreicht, lässt sich mit dieser sogenannten Folien-Methode die Messgenauigkeit der Sonde sehr gut überprüfen.

3. Aufkohlung mit reinen Kohlenwasserstoffgasen

Bei Verwendung von reinen Kohlenwasserstoffgasen wie z.B. Acetylen (C₂H₂) oder Propan (C₃H₈) ergibt sich für den Kohlenstofftransfer ein völlig anderer Mechanismus, der beispielsweise durch folgende Aufspaltungsreaktionen bestimmt wird:

C₂H₂ → 2[C] + H₂

C₃H₈ → 3[C] + 4H₂

Da kein Sauerstoff vorhanden ist, kann er in diesen Fällen keine Rolle spielen.

Untersuchungen zur Reaktionsgeschwindigkeit der Methanzersetzung haben gezeigt, dass diese viel langsamer als die CO/H₂-Reaktion abläuft. Bei normalen Aufkohlungstemperaturen wird das chemische Gleichgewicht der Methanreaktion nur bei sehr geringen Methankonzentrationen weit unter 1 Vol.-% erreicht. Beide Faktoren machen einen potentialgesteuerten Aufkohlungsprozess mit Kohlenwasserstoffgasen fast unmöglich.

Daher besteht die einzige Alternative darin, den Prozess fern aller Gleichgewichtsbedingungen mit weit höheren Kohlenwasserstoffgaskonzentrationen durchzuführen. Gemäß vorstehender Aufspaltungsgleichung erzeugt die Verwendung eines reinen Kohlenwasserstoffgases bei Umgebungsdruck in sehr kurzer Zeit eine große Menge freien Kohlenstoffs.

Die Kohlenstoffaktivität von Acetylen kann nach

durch Reduzieren des Partialdrucks des Acetylens durch Verdünnen (mit H₂ oder N₂) oder durch Verringern des Gesamtdrucks des Kohlenwasserstoffs gesenkt werden.

Wird der Druck des Kohlenwasserstoffgases insgesamt reduziert, so bezeichnet man das Verfahren als Niederdruckaufkohlen. Dazu ist ein Ofentyp erforderlich, der bei Drücken unterhalb des normalen Umgebungsdrucks betrieben werden kann. Diese Öfen werden auch als Vakuumöfen bezeichnet.

Das Niederdruckaufkohlen wurde erstmals Mitte der sechziger Jahre entwickelt. Auf Grund der fehlenden Steuerbarkeit und der Rußproblematik konnte es sich jedoch nicht erfolgreich in der Industrie durchsetzen. Dank mathematischer Modelle zur Kohlenstoffübertragung und Kohlenstoffdiffusion und heutiger Prozessrechner ist es nunmehr möglich, diese Abläufe genau zu steuern. Voraussetzung ist jedoch, dass die Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeit bekannt ist oder gemessen wird. Da bis heute kein Messfühler existiert, mit dem bei reinem Kohlenwasserstoffgas der Strom der Kohlenstoffübertragung vor Ort gemessen werden kann, ist man gezwungen, auf empirische Daten zurückzugreifen. Diese basieren jedoch auf Proben, die unter anderen Prozessbedingungen gewonnen wurden.

Tabelle 1 ist eine Aufstellung empirischer Kohlenstoffströme für reines Niederdruckaufkohlen, die bei unterschiedlichen Aufkohlungstemperaturen unter Verwendung verschiedener Kohlenwasserstoffgase ermittelt wurden.

Tabelle 1: Kohlenstoffübertragungswerte (g/m²h)

Sind diese Kohlenstoffströme bekannt, so kann ein Prozessrechner mit Hilfe der entsprechenden Kohlenstoffübertrags- und Diffusionsmodellen den Anstieg des Randkohlenstoffgehalts und die Diffusionstiefe des Kohlenstoffs in den Stahl zu jedem Zeitpunkt des Prozesses berechnen.

Mit Kenntnis des modellierten Kohlenstoffprofils lässt sich genau der Zeitpunkt bestimmen, zu dem der Randkohlenstoffgehalt die Sättigungsgrenze des Austenits bei der entsprechenden Aufkohlungstemperatur erreicht. Hier kann dann von der Kohlungsphase in eine Diffusionsphase umgeschaltet werden. Wie in Abb. 1 dargestellt, wird die Beaufschlagung mit Kohlenwasserstoffgas in der Diffusionsphase beendet und der Ofen evakuiert bzw. mit einem neutralen Gas gefüllt. Damit wird der Kohlenstofftransfer in die Oberfläche sofort unterbrochen und der Oberflächenkohlenstoffgehalt reduziert, während der Kohlenstoff weiter nach innen diffundiert. In Abhängigkeit der gewünschten Härtetiefe kann dieser Aufkohlungs-/Diffusionsschritt mehrere Male wiederholt werden (wobei die Dauer der abschließenden Diffusionsphase erneut festgelegt wird), bis der gewünschte Randkohlenstoffgehalt erreicht ist.

Abb. 1: Entwicklung des Kohlenstoffprofils

Tabelle 1 macht deutlich, dass Temperatur und Gastyp die wesentlichen Prozessgrößen des Niederdruckaufkohlens sind. Daneben haben Gasdurchsatz und Gasdruck einen gewissen, wenngleich weit geringeren Einfluss als die beiden dominierenden Faktoren.

Durch Verwendung von Kohlenwasserstoffgasen ergeben sich verschiedene Vorteile. Der bekannteste Vorteil ist die völlige Unterdrückung der Randoxidation auf Grund des Nichtvorhandenseins von CO, CO₂ und H₂O. Ein weiterer wichtiger Faktor ist die durch den erhöhten Kohlenstoffstrom mögliche Verkürzung der Taktzeit. Da sich die viel höhere Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeit in Kohlenwasserstoffgasen überwiegend zu Anfang des Aufkohlungsprozesses durch einen raschen Anstieg des Randkohlenstoffgehalts bemerkbar macht, ist der Zeitgewinn im Prozessablauf prozentual gesehen bei niedrigeren Einsatzhärtungstiefen größer.

Außerdem lassen sich mit dem Niederdruckaufkohlung sehr gut homogene und reproduzierbare Härten geringer Tiefe erzielen. Grund hierfür ist die Tatsache, dass die Kohlenstoffübertragung bei diesen Verfahren wie ein Ein-/Ausschalteffekt wirkt. Sobald das Kohlenwasserstoffgas in den Vakuumofen einströmt, springt die Übertragungsrate innerhalb weniger Sekunden von Null auf nahezu unendlich. In dem Augenblick, wo die Beaufschlagung mit Kohlenwasserstoffgas unterbrochen wird, fällt die Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeit dagegen zurück auf null. Somit kann eine Charge von Komponenten aus dünnem Blech zuerst durchgehend auf eine einheitliche Temperatur gebracht werden, bevor eine kurze Kohlungsphase von beispielsweise 5 Minuten einsetzt und anschließend in einen kurzen Diffusionsphase von 10 Minuten eine definierte Einsatzhärtungstiefe von z.B. 0,12 mm bei 900 °C erzielt wird.

Auf Grund ihrer hohen Temperaturbeständigkeit (Vakuumöfen mit Heizelementen aus Graphit und Wärmeisolierung sind i. d. R. für Temperaturen von bis zu 1350 °C ausgelegt) eignen sich Niederdruck-Aufkohlungsöfen insbesondere zur Erzielung großer Aufkohlungstiefen bei Temperaturen von über 1000°C.

Bei industriellen Anwendungen hat sich darüber hinaus gezeigt, dass Aufkohlungsprozesse auf Kohlenwasserstoffbasis sehr gut reproduzierbar sind.

Offensichtlich tritt bei genauer Steuerung von Ofentemperatur, Gasdruck, Gasdurchsatz und Gasart auf Grund der hohen Kohlenstoffaktivität in diesen Kohlenwasserstoffgasen die jeweils erwartete theoretische Kohlenstoffübertragung immer ein. Darüber hinaus stellt sich bei diesen Niederdruckaufkohlungsanlagen beim Aufheizen unter Vakuumbedingungen ein Verdampfungseffekt ein, was ein Reinigen der Oberflächen bewirkt. Dies scheint sich positiv auf die Kohlenstoffübertragung auszuwirken.

Ebenso wenig wird die Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeit durch den Konditionierungszustand des Ofens beeinflusst. Übertragungsgeschwindigkeiten in kalten Anlagen, die nach einer längeren, durch die Ferienzeit im Sommer bedingten Unterbrechung wieder angefahren werden, sind direkt bei der ersten Charge dieselben, wie bei der letzten Charge vor Abschalten der Anlage, ohne dass eine Konditionierungsphase zwischengeschaltet werden muss.

Auf Grund der hohen Kohlenstoffverfügbarkeit von Kohlenwasserstoffgasen ist der Gasverbrauch natürlich extrem gering. Die Verwendung der Vakuumtechnik macht den Ofen darüber hinaus zu einer kalten Anlage, d.h. es gibt keine Flammen und so gut wie keine Probleme mit Abgasen. Damit lässt sich die Vakuumtechnik hervorragend in bestehende Fertigungsbereiche und sogar Fertigungslinien integrieren.

Ein Nachteil der hohen Kohlenstoffaktivität und der hohen Kohlenstoffübertragungsgeschwindigkeiten der Kohlenwasserstoffgase ist jedoch der schnelle Anstieg des Kohlenstoffgehalts im Kantenbereich, insbesondere an scharfkantigen Stellen, was zu einer schnellen und zu starken Aufkohlung dieser Bereiche mit entsprechender Carbidbildung führt.

Die meisten Kohlenstoffgase können nur begrenzt in Sacklöcher und Vertiefungen eindringen und dort den gewollten Aufkohlungsprozess in Gang setzen. Durch die Verwendung von Acetylengas können diese Bereiche aufgekohlt werden. Bei gleichzeitiger Erhöhung der Chargendichte, im Vergleich mit normalen Niederdruckaufkohlen unter Propan. Als Chargen sind dann selbst Schüttungen möglich.

Partielles Aufkohlen von Bauteilen, ist mit der Plasmaaufkohlung mit Methan, unter Verwendung von mechanischen Abdeckungen, möglich. Bei der Niederdruckaufkohlung werden i. A. Aufkohlungsschutzpasten verwendet.

Außerdem kann die Verdampfung von Stahllegierungselementen wie Silizium und Mangan in oberflächennahen Bereichen zu einem Legierungsverlust führen. Dies verringert die Härtbarkeit. Bei der Verwendung von schwach wirkenden Abschreckmedien entstehen dadurch nicht martensitisch umgewandelte Produkte (Perlit, Bainit). Dieses Problem lässt sich dadurch begegnen, dass die Diffusion nicht im Vakuum sondern unter Partialdruck von Stickstoff durchgeführt wird.

4. Niederdruck-Carbonitrierung mit Ammoniak

Die Niederdruck-Carbonitrierung ist eine Modifizierung des Niederdruck-Aufkohlungsprozesses mit Acetylen. Der Prozess verwendet Acetylen und Ammoniak als Reaktionsgase. Die Absorption von Kohlenstoff und Stickstoff geschieht nicht gleichzeitig sondern sequentiell. Ein Niederdruck-Aufkohlungszyklus ist eine Kombination von Aufkohlungs- (Boost-) und Diffusionssegmenten. Der Niederdruck-Carbonitrierungsprozess verwendet Acetylen in den Boostsegmenten und Ammoniak in den Diffusionssegmenten.

Die benötigten Kohlenstoff- und Stickstoffprofile müssen vor dem Prozessstart ermittelt bzw. berechnet werden. Abhängig vom benötigten Stickstoffprofil, ist es meist ausreichend, nur im letzten Diffusionssegment Ammoniak zu zufügen. In diesem Fall ist es von Vorteil, den Ammoniak erst nach dem Absenken auf Härtetemperatur zu zufügen (Abb. 2). Beendet wird der Prozess i. A. durch eine Hochdruckgasabschreckung, wobei Druck und Geschwindigkeit so gewählt werden, dass die geforderten Werkstückeigenschaften erreicht werden.

Die Vorteile der Carbonitrierung gegen über der Aufkohlung sind, dass Gefüge mit einem höheren Stickstoffanteil höhere Temperaturbeständigkeit, bessere Härtbarkeit, verbesserte Verschleißeigenschaften aufweisen. Im Falle der Niederdruck-Carbonitrierung sind auch die geringeren Verzüge zu bemerken.

Abb. 2: Schematischer Verlauf eines Niederdruck-Carbonitrierung

Teil 2: Ofentechnik folgt in Kürze

Wie in jedem Frühling (März / April) und Herbst (Oktober / November) führte die Firma Ipsen International GmbH, Kleve auch in den letzten Wochen wieder Ihre Kundenseminare durch. In jeweils zwei Seminaren zum Thema Atmosphärentechnik (Theorie und Praxis) sowie Vakuumtechnik (Theorie und Praxis) konnten insgesamt mehr als 50 Interessenten begrüßt und unterrichtet werden.

Neben den werkstoffkundlichen Grundlagen wurden den Teilnehmern auch die unterschiedlichsten Wärmebehandlungsverfahren wie zum Beispiel die weit verbreiteten Verfahren des Aufkohlens / Einsatzhärtens, Carbonitrierens, Nitrierens und Nitrocarburierens sowie deren Regelung erläutert. Aber auch exotischere Verfahren wie das SolNit – Verfahren oder das Oxinitrieren oder – nitrocarburieren wurden vorgestellt und erklärt.

Einige Seminarteilnehmer des Vakuum Seminars

In weitere Vorträgen wurde auch die aktuelle Ofentechnik (sowohl Vakuum- als auch Atmosphärentechnik) präsentiert und auf die neusten Innovationen der Firma Ipsen in diesem Bereich aufmerksam gemacht.

Natürlich durfte auch die für jedes Verfahren passende Software zur Wärmebehandlungsprogrammerstellung nicht fehlen (z. B. Carb-O-Prof, Vacu-Prof oder Nitro-Prof). Nach einer Einführung in die Programme konnten die Teilnehmer dann Ihre eigenen Programme erstellen und somit vertraut im Umgang mit den Programmen und Simulationen werden.

Seminarteilnehmer bei der Erstellung eines Wärmebehandlungsprogrammes

In den praktischen Programmpunkten, die von einem Mitarbeiter mit längjährigem Erfahrungsschatz im Bereich Inbetriebnahme und Wartung durchgeführt wurden, ging es neben der Ofentechnik hier dann hauptsächlich um die Ofenwartung und die Sicherheitsaspekte, die beim Umgang mit Wärmebehandlungsanlagen von grösster Wichtigkeit sind. Auch die Wartung und Einstellung von Gas – Brennern sowie das bauteilgerechte Chargieren wurden  erläutert und in kleine Gruppen in der Praxis direkt an den Ofenanlagen in der Versuchshärterei vorgeführt.

Seminarteilnehmer bei einem Praxisabschnitt direkt an einer Ofenanlage

Die nächsten Seminare finden im Frühjahr 2011 in Kleve statt. Die genauen Termine der einzelnen Schulungen sind auf der Ipsen – Homepage unter www.ipsen.de zu finden.

Einleitung

Das SolNit^®-Verfahren ist ein patentiertes Wärmebehandlungsverfahren, bei dem Stickstoff in der Randschicht nichtrostender Stähle gelöst wird. Die Bauteile werden dazu bei 1050 bis 1150 °C in Stickstoffgas geglüht und so rasch abgekühlt, dass die Ausscheidung von Nitriden unterbleibt. Die Einlagerung von Stickstoffatomen führt zu einer Festigkeitssteigerung und verbessert den Korrosionswiderstand. Je nach Legierungsgehalt des Stahles und der Höhe des eingebrachten Randstickstoffgehaltes kann nach dem Abkühlen aus dem Austenitgebiet eine martensitische oder austenitische Randschicht erreicht werden.

Verfahrensgrundlagen

Ohne Verlust des Korrosionswiderstandes ist die Aufkohlung und die Nitrierung von hoch legierten, nicht rostenden Stählen im normalen Temperaturbereich der Verfahren i. A. nicht möglich ist. Das Lösungsvermögen dieser Stähle für Stickstoff und Kohlenstoff ist in den entsprechenden Temperaturbereichen zu gering und die entstehende Bildung von Chromcarbiden bzw. Chromnitriden führt zum Verlust des Korrosionswiderstandes. Ein Nitrieren zwischen 480°C und 900°C führt zur Bildung von  Nitriden des Typs CrN bzw. Cr₂N, ein Aufkohlen im Bereich von 800-1150°C zu Carbiden des Typs Cr₂₃C₆ bzw. Cr₇C₃,

Durch Absenkung der Aufkohlungs- oder Austenitisierungstemperatur auf Werte um 400°C kann die Chromcarbid- oder –nitridbildung unterdrückt werden. Der Nachteil dieser Niedertemperaturverfahren ist, dass damit nur äußerst dünne Randschichten von 10-30 µm erzeugt werden können.

Erst mit der Entwicklung des SolNit®-Verfahrens wurde es möglich, wesentlich tiefere Diffusionsschichten zu produzieren. Es basiert auf der mit steigendem Chrom-, Mangan- und Molybdängehalt zunehmenden Stickstofflöslichkeit bei Temperaturen oberhalb von 1050°C [Berns 1999]. Aus Bild 1 geht hervor, dass innerhalb der gängigen Grenzen des Chromgehaltes in nichtrostendem Stahl das Gebiet des homogenen Austenits für den Fall einer Legierung mit Stickstoff (Bild 1 rechts) breiter ist und sich zu einem höheren interstitiellen Anteil erstreckt als für den Fall der Legierung mit Kohlenstoff (Bild 1 links).

 

Bild 1: Isotherme Schnitte von Gleichgewichtsphasendiagrammen bei 1100 °C, nach ThermoCalc

Verfahrensvariante: Martensitische Randschicht

Diese Variante hat die Bildung einer harten Randschicht unter Beibehaltung eines zähen Kerns zum Ziel.

Der gelöste Stickstoff bewirkt eine starke Verbesserung des Korrosionswiderstandes sowohl in sauren wie in chloridhaltigen Medien.

In der Randschicht kann eine Härte von 58 bis 60 HRC erreicht werden sowie ein ausgeprägter Druckeigenspannungszustand (Bild 2).

   

Bild2: Härte und Eigenspannungsprofil mit korrespondierendem Stickstoffverlauf nach dem Direkthärten, Tiefkühlen und Anlassen im Sekundärhärtemaximum des Stahles X10CrCoNiMo14-3-2-1 (Berns 1996)

Das „Einsatzhärten“ mit Stickstoff kommt für nichtrostende Wälzlager, nichtrostende Werkzeuge für die Medizintechnik sowie die Lebensmittel- und Polymerverarbeitung und darüber hinaus für Verschleißteile in der Aufbereitungs- und Chemietechnik sowie im Pumpenbau in Frage.

Verfahrensvariante: Austenitische Randschicht

Diese Verfahrensvariante hat die Schaffung einer hochstickstoffhaltigen, hochfesten und gleichzeitig zähen austenitischen Randschicht mit hoher Korrosionsbeständigkeit zum Ziel. Diese Eigenschaftskombination verspricht einen hohen Widerstand gegen Oberflächenermüdung in aggressiver Umgebung.

Eine zusätzliche mechanische Randschichtverfestigung z.B. durch Kugelstrahlen führt zu Druckeigenspannungen und verbessert die Schwingfestigkeit.

Die Beständigkeit gegen Kavitation wird durch dieses Verfahren sehr stark erhöht, so dass eine Anwendung des Verfahrens bei Strömungsmaschinen wie Pumpen, Turbinen und den zugehörigen Armaturen liegt, die aggressive Medien fördern.

Prozesstechnik

Die Prozesstechnik der SolNit^®-Verfahren ist vergleichsweise einfach. Sie macht sich zunutze, dass das zweiatomige Stickstoffmolekül bei Temperaturen oberhalb von 1050°C an Metalloberflächen in atomaren Stickstoff aufspaltet. Trotz der passiven Oberfläche nichtrostender Stähle kann der atomare Stickstoff bei entsprechender Sauerstoff-Freiheit der Ofenatmosphäre in die Oberfläche eindringen und den Stahl aufsticken. Der erzielte Randstickstoffgehalt hängt von drei Größen ab:

• dem Legierungsgehalt des nichtrostenden Stahls
• die Temperatur und
• dem Stickstoffpartialdruck,

wobei der Randstickstoffgehalt nach dem Sieverts’schen Gesetz der Quadratwurzel aus dem Stickstoffpartialdruck proportional ist (N_s ~ (pN₂)^1/2) und die Aufsticktiefe nach dem 2. Fick’schen Gesetz mit der Quadratwurzel der Zeit wächst ((t)^1/2). Die für die Einstellung der höchstmöglichen Randstickstoffgehalte benötigte Löslichkeitsgrenze des Austenits für Stickstoff ergibt sich aus dem Gleichgewichts-Zustandsschaubild, das für jede Stahlart z. B. mit dem Thermocalc-Programm bestimmt werden kann [ThermoCalc]. Zwischen dem in der Oberfläche gelösten Stickstoff  Stickstoffdruck und Gleichgewicht und der umgebenden Stickstoffatmosphäre stellt sich ein Gleichgewicht ein.

Temperatur, Druck und Legierungskonzentration müssen so aufeinander abgestimmt werden, dass genügend Stickstoff gelöst, aber Nitride vermieden werden (Bild 3).

Bild 3: Beginn der Nitridausscheidung in Abhängigkeit vom Stickstoffgehalt, der Temperatur und dem Stickstoffpartialdruck für einen nichtrostenden martensitischen Einsatzstahl (Berns 1999)

Typische Prozessdaten des SolNit®-Prozesses sind Temperaturen von 1050-1150°C, Stickstoffpartialdrucke (N₂) von 0,1-3,0 bar und Diffusionsdauern von 15 Minuten bis 24 Stunden. Damit werden Aufsticktiefen von 0,2-2,5 mm erreicht. Die Oberflächenhärte liegen bei martensitischen Stählen bei 54-61 HRC, bei austenitischen und Duplex-Stählen bei 200-350 HV.

Ein entscheidender Prozessschritt beim SolNit®-Verfahren ist die Abschreckung. Wegen der mit fallender Temperatur abnehmenden Stickstofflöslichkeit des Austenits muss sie sehr schnell erfolgen, um die Ausscheidung von Chromnitriden zu vermeiden. Abschrecken in Öl oder Hochdruckgasabschrecken mit z.B. rascher Anströmung ist daher nötig. Bei martensitischen nichtrostenden Stählen erzeugt die schnelle Abschreckung einen stickstoffhaltigen Martensit mit hohem Restaustenitanteil. Dieser kann durch Tiefkühlen und Anlassen, bei Temperaturen bis 450 °C, reduziert werden. Auf diese Weise ergeben sich die hohen Randhärten. Eine Schwierigkeit kann das Kornwachstum bei den hohen Aufstickungstemperaturen darstellen. Wenn bei einer Anwendung die Zähigkeit im Vordergrund steht, kann das Kornwachstum durch eine Doppelhärtung rückgefeint werden. Bei den austenitischen Stählen ist die Härtesteigerung deutlich geringer. Auch die Korngrenzenvergröberung lässt sich durch thermische Prozesse nicht mehr verändern. Bei zweiphasigen austenitisch-ferritischen Stählen, den Duplex-Stählen, bleibt das Gefüge im Kern annähernd kornstabil.

ANLAGENTECHNIK

Die hohe Temperatur von über 1050°C und der N₂-Partialdruck, der bis hinunter zu 0,1 bar gehen kann, sprechen für die Verwendung eines Vakuumofens. Kaltwandöfen mit Graphit-Heizkammern sind zu bevorzugen (Bild 4). Hiermit können die Passivierungsprobleme der nichtrostenden Stähle am besten überwunden werden. Auch kann die Abschreckung mittels der Hochdruckgasabschrecktechnologie direkt im Ofen, ohne Chargenbewegung, erfolgen.

Die Vorteile der Verwendung der Stickstoffeinsatzhärtung bei nichtrostenden Stählen gegenüber der Aufkohlung sind evident:

• keine chromreichen Ausscheidungen, d.h. kein Verlust des Korrosionswiderstandes (deutliche Steigerung)
• höhere Warmfestigkeit
• keine Randoxidation
• geregelte Einstellung des Randstickstoffgehaltes
• einfache Prozessregelung über die Temperatur und den Partialdruck
• billiges, sicheres Prozessgas (N₂)
• geringer Gasverbrauch, da kein kontinuierlicher Durchfluss
• die Stickstoff-Aktivität ist in Bohrungen, Nuten, Vertiefungen usw. gleich
  Die Abdeckung ist allerdings schwierig.

Bild 4: Schema des Einkammer-Vakuumofens vom Typ Ipsen Turbo²Treater

ANWENDUNGEN

In den letzten Jahren nahm die Nutzung des SolNit-M-Verfahrens deutlich zu, z.B. in den Bereichen

• der chemischen Industrie
• der Textilveredelung
• der Nahrungsmittelindustrie (u.a. Milch- und Molkereiprodukte)
• des Maschinenbaus
• der Architektur
• der Haushalts- und Küchengeräte
• der Medizin
• etc.

Im Folgenden werden einige Anwendungen aus der Praxis aufgezeigt:

Bild 5 zeigt typische Härteverlaufskurven für die korrosionsbeständigen, martensitischen Stähle X6Cr17, X14CrMoS17, X15Cr13 und X20Cr13 nach einer SolNit-Behandlung. Je nach Kohlenstoff- und Chrom- bzw. Ferrit-Gehalt liegen die Kern-Härtewerte bei diesen Stählen zwischen 220 HV und 510 HV. Aufgrund der relativ großen Differenzen zwischen der jeweiligen Oberflächenhärte und der Kernhärte ist für die Festlegung der Einsatzhärtetiefe eine Norm analog einer Rht, Eht oder Nht kaum sinn-voll. Deshalb wird nachfolgend jeweils die Aufsticktiefe definiert.

Bild 5: Typische Härteprofile nach SolNit-M Behandlungen

Bild 6 zeigt Stirnräder mit dem Durchmesser 130 mm, Modul 2,5 aus dem Material X15Cr13. Nach der SolNit-M-Behandlung bei 1100°C mit einer Austenitisierungsdauer von 60 Minuten lag eine Aufsticktiefe von ca. 0,6 mm vor. Nach einem Tiefkühlen bei -40°C und einem anschließenden Entspannen bei  150°C lagen die Oberflächenhärtewerte bei 58 HRC bei einer Kernhärte von 46 HRC.

Bild. 6: Härteprofil von Zahnrädern aus X15Cr13 nach der SolNit-M Behandlung

Düsen aus dem Material X14CrMoS17 (Bild 7) wurden bei 1150°C SolNit-M-behandelt, bei -80°C tiefgekühlt und bei 150°C angelassen. Die Oberflächenhärte liegt bei 655 HV10, die Aufsticktiefe bei ca. 0,7 mm. Die Gleichmäßigkeit der Aufstickung in einer Charge im Ofenraum kann anhand dieser Düse sehr gut dokumentiert werden. Die Einspritzbohrungen weisen einen Durchmesser von 0,3 mm auf. An allen Stellen der Oberfläche, auch in den kleinen Bohrungen, liegt eine gleichmäßig tiefe Aufstickung vor.

Bild 7: Makroschliff einer SolNit-M-behandelten Düse

Ein in großen Serien herzustellendes Teil (Bild soll in hohen Kadenzen spanlos gefertigt werden. Es wird eine Härte von 620-680 HV gefordert sowie eine gute Korrosionsbeständigkeit. Mit dem Material X46Cr13 sind die geforderten Härtewerte erreichbar, ebenso die geforderte Korrosionsbeständigkeit. Die spanlose Herstellung ergibt jedoch aufgrund des relativ hohen Kohlenstoffgehaltes große Probleme im Zusammenhang mit der Standzeit des Prägewerkzeuges. Mit der Verwendung des Materials X15Cr13 kann die Werkzeugstandzeit entscheidend verlängert werden. Nach der SolNit-M-Behandlung liegen die geforderten Härtewerte von 620-680 HV vor. Die Korrosionsbeständigkeit ist im vorliegenden Anwendungsfall ebenfalls gewährleistet.

Bild 8: Skizze eines spanlos herzustellenden Teils aus X15Cr13

Bild 9 zeigt Regelkegel aus dem austenitischen Stahl 1.4435, welche in verschiedensten Ventilen für Anlagen aus dem Bereich der Lebensmittelverarbeitung eingesetzt werden. Nur lösungsgeglühte sowie zusätzlich verchromte Ausführungen führten zu einem vorzeitigen Ausfall der Regelkegel. Mit der SolNit-A-Behandlung konnte die Einsatzdauer der Regelkegel entscheidend verlängert werden. Nach einer 2,5-stündigen Aufstickdauer bei 1100°C liegt die Oberflächenhärte bei ca. 230 HV gegenüber einer Kernhärte von 150 HV, was einem Härtewert nach einem Lösungsglühen entspricht. Die Aufsticktiefe liegt bei ca. 0,8 mm.

Bild 9: Regelkegel aus der Lebensmittelindustrie aus dem Stahl X5CrNi18-10 behandelt mit SolNit-A

Zusammenfassung

Randaufsticken wird durchgeführt im austenitischen Zustand des Stahles. Die thermische Dissoziation des Stickstoffgases wird genutzt, um Stickstoff in die Oberfläche von rostbeständigen Stählen einzulagern und in Lösung zu halten.

Der Gleichgewichtsgehalt des Randstickstoffgehaltes Ns wird durch die Zulegierung von Chrom und Molybdän zum Stahl sowie durch Erhöhung des Stickstoffgasdruckes angehoben.

In 24 Stunden werden aufgestickte Randtiefen von bis zu 2,5 mm erreicht. Für eine gegebene Stahlsorte und Temperatur wird der Randstickstoffgehalt Ns durch den Stickstoffgasdruck gegeben.

Rostbeständige CrMo-Stähle mit geringem Gehalt an Nickel und interstitiellen Elementen bilden bei der Randaufstickung eine mit Stickstoff angereicherte Randschicht, die durch Abschrecken, Tiefkühlen und Anlassen in einen harten Martensit umwandelt. Diese Art der Randaufstickung ist in der Tat nichts anderes als ein Einsatzhärten mit Stickstoff. Im Unterschied zu konventionellem Einsatzhärten mit Kohlenstoff wird durch die Verwendung von Stickstoff der Korrosionswiderstand erheblich angehoben, so dass die Randaufstickung sehr vorteilhaft bei rostbeständigen Wälzlagern, Werkzeugen und Getriebeteilen eingesetzt werden kann.

Nickelmartensitische, austenitische oder duplex-rostbeständige Stähle bilden eine stabile, hochfeste austenitische Randschicht, die äußerst widerstandsfähig gegen Kavitation und Erosion ist. Dies ist besonders vorteilhaft für Pumpen, Ventile und andere Teile von Strömungsmaschinen.

Die Kühlgeschwindigkeit muss hoch genug sein, um Nitridausscheidungen während der Abschreckung zu unterdrücken. Ein Einkammer-Vakuumofen mit einer 10 bar Stickstoffgasabschreckung ist für die meisten Fälle ausreichend.

Eine gute Reproduzierbarkeit der Oberflächenhärte, der Stickstoffprofile und der Härtetiefe wurde gefunden, und dies sogar in engen Sackbohrungen.

Verglichen mit der Gasaufkohlung ist die Ofenatmosphäre bei der Randaufstickung nicht toxisch und nicht explosiv, sie benötigt keinen kontinuierlichen Gasfluss durch den Ofen und verhindert die Randoxidation.

Literatur

Berns1996: Berns, H.; Ehrhardt, R., Siebert, S.: Einsatzhärten mit Stickstoff für nichtrostende Wälzlager und Werkzeuge. Mat.-wiss. U. Werkstofftech. 27, S. 25-36 (1996).

Berns 1999: Berns, H.; Juse, R.L.; Edenhofer, B.; Bouwman, J.W.: Verfahrenstechnik und Stähle für das Randaufsticken. HTM 54 (1999) 3. S. 128-135.

ThermoCalc User’s Guide, Version P, Stockholm/S.

Dirk Joritz – Ipsen International GmbH, Kleve

Bernd Edenhofer – Ipsen International GmbH, Kleve

Wolfgang Lerche – Ipsen International GmbH, Kleve

Zusammenfassung

Industrielle Gas-Nitrocarburieranlagen benutzen in der Regel zusätzlich zum Ammoniak (NH₃) entweder Kohlendioxid (CO₂) oder Endogas als Kohlenstoff spendendes Medium. Beide Prozesse (sowohl das Gas-Nitrocarburieren mit Kohlendioxid als auch das Verfahren mit Endogas) weisen spezielle Eigenschaften auf und erzeugen dadurch leicht unterschiedliche Verbindungsschicht–Strukturen.

Der Nitrocarburierprozess unter Verwendung von Kohlendioxid (CO₂) bewirkt ein schnelleres Wachstum der Verbindungsschicht und somit eine dickere, porenreichere Struktur. Im Gegensatz dazu erzeugt der Gas-Nitrocarburier-Prozess unter Einsatz von Endogas eine Verbindungsschicht die reicher an Kohlenstoff ist und dadurch einen höheren Anteil an e–Nitriden (Fe_2-3N) aufweist.

Eine neuere Variante des Gas–Nitrocarburierens benutzt Kohlenwasserstoffe ( hier besonders Propan (C₃H₈) oder Erdgas / Methan (CH₄) als Kohlenstoffspender, die das Kohlendioxid entweder komplett ersetzen oder diesem zugeführt werden. Diese neue Verfahrensvariante, die sowohl in ein- als auch in zweistufigen Prozessen durchgeführt  werden kann, verbindet die Vorteile der beschleunigten Stickstoffübertragungsrate des Kohlendioxid-Prozesses mit der höheren Kohlenstoffübertragungsrate des Endogas-Prozesses. Das Ergebnis ist ein schnelleres Verbindungsschichtwachstum bei gleichzeitig höherem Kohlenstoff- und somit e-Nitrid Anteil. Die so erzeugten Schichten zeichnen sich durch einen deutlich verbesserten Verschleißwiderstand der behandelten Bauteile aus. Zusätzlich wird durch diese neue Verfahrensvariante die Produktivität der Ofenanlage erhöht.

Abstract

Industrial gaseous ferritic nitrocarburising processes, or shortly named „fnc“, use mainly carbon dioxide or endothermic gas as the carbon providing gas in addition to ammonia gas. Both processes have positive and negative aspects and produce somewhat different layer structures. The carbon dioxide fnc process depicts a faster layer growth yielding a thicker and more porous nitride layer, whereas the endothermic fnc process produces a nitride layer with higher carbon content and a larger proportion of the є-nitride phase.

A newer variant of a fnc process uses hydrocarbons, and preferably propane or natural gas, as carbon providing gas replacing partly or totally carbon dioxide gas. This newer process uses different single or double step cycles combining the advantages of the enhanced nitrogen transfer as created by the carbon dioxide variant with the increased carbon transfer rate of the endothermic gas. This results in faster layer growth producing nitride layers with higher carbon content and a larger proportion of the є-phase. This is advantageous with respect to wear resistance of the nitrocarburised components. In addition, it improves furnace productivity.

Einleitung

Das Ziel des Nitrocarburierens ist die Erzeugung einer verschleißfesten Verbindungsschicht mit einem hohen e-Nitrid Anteil und einer Dicke von ca 15 – 20 mm. Um diese Anforderungen zu erreichen werden die Bauteile normalerweise bei Temperaturen von 570 °C oder 580 °C für einige Stunden in einer Ofenatmosphäre behandelt, die sowohl Ammoniak (NH₃) als auch Kohlenstoffspender enthält.

Der erste industriell entwickelte Gas-Nitrocarburier-Prozess (Nikotrieren^® oder Nitemper^®) verwendete eine Gasmischung von 50 % Ammoniak (NH₃) und 50 % Endogas und erzeugte bei einer Behandlungszeit von 3 – 5 Stunden bei 570 °C Ofentemperatur eine Verbindungsschicht, die zu mehr als 90 % aus e–Nitriden (Fe_2-3N) bestand und einen hohen Kohlenstoffanteil von bis zu 3,0 Gew% aufwies [1].

Mitte der 1970iger  wurde eine zweite Variante des Gas–Nitrocarburierens entwickelt, bei der das bisher verwendete Endogas durch Exogas (oder eine Mischung aus Stickstoff (N₂) und Kohlendioxid (CO₂)) ersetzt wurde (Nitroc^®) [2].

Die aktivierende Wirkung des oxidierenden Gases Kohlendioxid steigerte den Stickstofftransport in das Bauteil und führte zu einer dickeren Verbindungsschicht (bzw. zu kürzeren Prozesszeiten bei gleichbleibender Verbindungsschichtdicke). Durch die geringere Kohlenstoffaktivität der Ofenatmosphäre, die bei der Verwendung von 5 Vol% Kohlendioxid (CO₂) entstand (im Gegensatz zu den bisher verwendeten 20 Vol% Kohlenmonoxid (CO) beim Einsatz von Endogas), konnten beim “CO₂ – Verfahren“ (Nitroc^®) aber nur Verbindungsschichten erzeugt werden, die eine geringere Kohlenstoffkonzentration und somit einen geringeren e–Nitrid Anteil aufwiesen [3]. Diese Schichteigenschaften sind aber nicht von Vorteil bei Bauteilen, die hauptsächlich auf Verschleiß beansprucht werden.

Somit könnte man sagen, dass vom Standpunkt der Bauteileigenschaften ein Prozess unter der Verwendung von Endogas zu bevorzugen ist, aber der CO₂–Prozess ökonomische Vorteile (Gasverfügbarkeit, Prozesszeit etc.) aufweist.

Ziel muss also die Entwicklung eines neuen Gas–Nitrocarburier–Prozesses sein, der in kurzer Zeit ausreichend dicke und verschleißfeste Verbindungsschichten erzeugt, die eine hohe Kohlenstoffkonzentration und somit einen hohen e–Nitrid Anteil aufweisen, und bei dem kein Generator zur Erzeugung von Endogas zur Verfügung stehen muss.

1. Prozessentwicklung

Die Prozessentwicklung basiert auf der Verwendung von Kohlenwasserstoffen als Ersatz oder in Kombination mit dem bisher verwendeten Kohlendioxid (CO₂).

Diese Arbeit stellt keinesfalls den ersten Prozess dar, bei dem Kohlenwasserstoffe für das Gas–Nitrocarburieren eingesetzt werden. Bereits in den frühen 1960 igern zeigten zum Beispiel Prenosil [4] oder Wünning [2], dass ein Nitrocarburieren unter Verwendung von Ammoniak (NH₃) und Kohlenwasserstoffen (hier besonders Propan (C₃H₈) oder Erdgas / Methan (CH₄)) möglich ist. Aber diese Entwicklungstendenzen führten damals nicht zu der Einführung von industriell genutzten Prozessen.

Im Unterschied zu den damaligen Untersuchungen handelt es sich hier um einen Prozess, der die positiven Eigenschaften des CO₂-Prozesses mit denen des Endogas-Prozesses verbindet, ohne Endogas zu verwenden. Ferner wurde bei dem hier dargestellten Prozess auch die Regelbarkeit der Nitrier- (K_N-Zahl) und der Kohlungsaktivität (K_C-Zahl) in der Ofenatmosphäre berücksichtigt.

Für Gas-Nitrocarburier-Atmosphären, die durch die Verwendung von Ammoniak und Kohlenmonoxid (CO) oder Kohlendioxid (CO₂) erzeugt werden, können die Nitrier- bzw. die Kohlungsaktivität wie folgt angegeben werden :

Somit hat ein Anheben oder Absenken der Kohlungsaktivität durch eine Veränderung des Endogasdurchflusses auch einen direkten Einfluss auf die Nitrieraktivität der Ofenatmosphäre. Dieser Einfluss liegt in der Wassergas–Reaktion begründet

CO + H₂O ↔ CO₂ + H_{2 ,}

die bei 570 °C ein Gleichgewicht zwischen den vier Gaskomponenten aufweist.

Außerdem kann die Kohlungsaktivität bei Nitrocarburieratmosphären, die aus Ammoniak und Kohlenwasserstoff wie zum Beispiel Erdgas / Methan (CH₄) erzeugt werden, wie folgt definiert werden :

Dies macht  es in begrenztem Maße möglich die Kohlungsaktivität durch eine Veränderung des Kohlenwasserstoff-Durchflusses zu variieren, ohne dabei einen großen Einfluss auf die Nitrieraktivität zu nehmen [5].

In der ersten Phase der Prozessentwicklung wurden verschiedene Kohlenwasser- stoffe untersucht. So zum Beispiel ungesättigte Kohlenwasserstoffe wie :

Ethylen          C₂H₄ oder

Propylen        C₂H₈

genauso wie gesättigte Kohlenwasserstoffe wie :

Methan          CH₄ oder

Ethan             C₂H₆ oder

Propan          C₃H₈

Alle diese Kohlenwasserstoffe schienen je nach Kohlenstoffgehalt geeignet, in Verbindung mit Ammoniak die Kohlungsaktivität der Ofenatmosphäre zu beeinflussen. Letztlich erwies sich Propan aber als das Medium, das die vielversprechendsten Resultate lieferte.

In der zweiten Phase der Prozessuntersuchung wurde das Augenmerk auf die Entwicklung des Nitrocarburierzyklusses gelegt, der eine Kombination aus maximalem Verbindungsschichtwachstum bei optimalen Schichteigenschaften gewährleisten sollte.

Für diese Untersuchung wurden Proben aus drei herkömmlichen Stahlsorten C45 (1.0503), 16MnCr5 (1.7131) und 42CrMo4 (1.7225) verwendet.

Im Folgenden werden die Ergebnisse des Stahls C45 dargestellt.

Um die Einflüsse der verschiedenen Prozessvarianten deutlich erkennen zu können, wurden alle anderen Prozessparameter wie Temperatur und Haltedauer über alle Untersuchungen konstant gehalten. Es wurde bei jedem Prozess eine Voroxidation unter Luft bei 350 °C über 60 Minuten durchgeführt. Das Nitrocarburieren fand immer bei 570 °C über einen Zeitraum von 5 Stunden statt.

1.1.        Zusammensetzungen der Nitrocarburierbegasung

Die im Weiteren (Bild 1 und Bild 2) dargestellten Stickstoff– und Kohlenstoff Profile wurden mittels GDOES-Analyse an Proben aus dem Material C45 nach verschiedenen Nitrocarburierprozessen ermittelt. Die Haltezeit des Nitrocarburierens betrug immer jeweils 5 Stunden bei 570 °C.

Elementtiefenverläufe für Bild 1 Stickstoff und Bild 2 Kohlenstoff von Proben aus C45 nach Nitrocarburieren unter vier verschiedenen Gasmischungen mit unterschiedlichen Kohlenstoffspendern

Die Profile für den Kohlenstoff- und Stickstoffverlauf zeigen, dass ein Ersetzen des Kohlendioxides (CO₂) durch Propan (C₃H₈) bei einem ansonsten Standard CO₂-Prozess kaum Veränderungen hervorruft. Es kann festgestellt werden, dass die Verwendung von Propan statt Kohlendioxid dazu führt, dass die Kohlenstoffkonzentration etwas erhöht ist, aber immer noch deutlich unter den 2,0 Gew % liegt, die mit dem Endogas-Verfahren erreicht werden können.

Ferner können ebenfalls nur kleine Unterschiede in der Verbindungsschichtdicke bei diesen beiden Prozessen festgestellt werden. Der Prozess mit Propan statt Kohlendioxid liefert hier die leicht dünneren Schichten, die aber deutlich über der Verbindungsschichtdicke des  Endogas – Verfahrens liegen.

Ferner zeigen die Bilder, dass vergleichbare Ergebnisse erreicht werden, egal ob Gasmischungen aus Ammoniak, Stickstoff und Propan oder solchen aus Ammoniak und Propan ohne Stickstoffzugabe verwendet werden.

Unter Berücksichtigung des schnelleren Wachstums der Verbindungsschicht ist es sinnvoll Propan zusätzlich zum Kohlendioxid zu verwenden, statt Kohlendioxid durch Propan zu ersetzen. Es ist zu erkennen, dass eine Gasmischung aus Ammoniak, Stickstoff, Kohlendioxid und Propan das tiefste Stickstoffprofil liefert, aber in den ersten 2 mm der Verbindungsschicht einen etwas geringeren Kohlenstoffgehalt zeigt.  (Bild 3 und Bild 4)

Elementtiefenverläufe für Bild 3 Stickstoff und Bild 4 Kohlenstoff von Proben aus C45 nach Nitrocarburieren unter vier verschiedenen Gasmischungen mit Propan oder Propan und Kohlendioxid

Der positive Effekt des Kohlendioxids ist die beschleunigende Wirkung für den Aufbau der Verbindungsschicht (größerer Stickstoffstrom in die Bauteiloberfläche). Allerdings bleibt der negative Effekt der geringeren Kohlenstoffkonzentration an der Oberfläche durch die Verdünnung des Propan-Anteil in der Begasung.

1.2. Mehrstufige Prozessführung

Die beste Möglichkeit die positiven Eigenschaften der beiden Gase, Steigerung der Kohlungsaktivität durch Propan und Beschleunigung des Stickstofftransfers in die Bauteiloberfläche durch Kohlendioxid, zu nutzen, ist nicht eine gleichzeitige Verwendung, sondern die Verwendung in zwei aufeinanderfolgenden Segmenten innerhalb eines Gesamtprozesses.  Dies wurde in ähnlicher Weise auch schon von F.W. Eysell  Anfang der 1980iger Jahre untersucht. [3]

Die aus diesem Versuchen resultierenden Stickstoff- und Kohlenstoffprofile in Bild 5 und Bild 6 zeigen, dass ein kurzes erstes Segment mit Kohlendioxid ( Dauer ca. 60 Minuten ) ausreicht, um die beschleunigende Wirkung zu erzielen.

Elementtiefenverläufe für Bild 5 Stickstoff und Bild 6 Kohlenstoff von Proben aus C45 nach Nitrocarburieren von zwei einstufigen und drei zweistufigen Prozesse.

Die Bilder zeigen außerdem, dass es für den Kohlenstoffgehalt in der Bauteil-Randschicht günstiger ist, je länger die Propanzugabe andauert (hier liegen die Kurven für eine Zugabe von 4 Stunden höher als die bei 2,5 Stunden). Auch die Zugabe von geringen Mengen Kohlendioxid wirkt sich in diesem Zusammenhang scheinbar nicht negativ aus.

Die Stickstoffzugabe spielt in diesem Zusammenhang offenbar keine Rolle, da die Ergebnisse mit und ohne Stickstoffzugabe annähernd identisch sind.

Das Maximum der Kohlenstoffkonzentration in der Verbindungsschicht wird durch einen zweistufigen Prozess mit Kohlendioxid und Propan-Zugabe erreicht. Der Wert liegt bei ca. 1,0 Gew % Kohlenstoff und damit doppelt so hoch wie der Wert bei dem reinen CO₂ – Verfahren.

2. Einfluss von verschiedenen Stahlsorten

Wie zu erwarten, besteht ein Zusammenhang zwischen dem Gehalt an Legierungselementen im Stahl und der Dicke der Verbindungsschicht sowie den Elementtiefenverläufen für Stickstoff und Kohlenstoff. Bild 7 zeigt die Ergebnisse für die drei untersuchten Stahlsorten C45 (1.0503), 16MnCr5 (1.7131) und 42CrMo4 (1.7225).

Einfluss der kohlenstoffspendenden Gase und Stahlsorten auf sie Elementtiefenverläufe für Stickstoff und Kohlenstoff sowie die Verbindungsschichtdicke

Aus dieser Zusammenstellung wird klar, dass der Stickstoffgehalt in der Bauteilrandschicht nicht von der Zusammensetzung des Materials abhängig ist und auch die Art des kohlenstoffspendenden Gases nur einen kleinen Einfluss hat. Bei den beiden einstufigen Prozessen (entweder mit Kohlendioxid oder mit Propan) lag die Nitrierkennzahl K_N ca. bei einem Wert von 2,0. In Vergleich dazu lag die Nitrierkennzahl K_N bei dem zweistufigen Prozess bei ca. 4,0, was die höhere Stickstoffkonzentration in der Verbindungsschicht aller Proben bei diesem Versuch erklärt.

Die Dicke der Verbindungsschicht sinkt hingegen wie erwartet mit einem steigenden Anteil an Legierungselementen. Allerdings kann auch festgestellt werden, dass ein höherer Anteil an Legierungselementen im Grundmaterial zu höheren Kohlenstoffkonzentrationen in der Randschicht des Bauteils nach dem Gas – Nitrocarburierprozess führt. Der Einfluss der Legierungselemente auf diesen Aspekt ist im Vergleich zur Auswahl der eingesetzten kohlenstoffspendenden Gasen  ( und hier besonders Propan ) deutlich schwächer. Die Auswirkung der Begasung auf das Kohlenstoffprofil lässt sich dadurch erklären, dass beim Prozess mit Propan die Kohlungskennzahl K_C dreimal höher ist als beim Prozess mit Kohlendioxid. In einem Fall (Propan-Prozess) liegt die Kohlungskennzahl K_C bei 0,16, im anderen Fall (CO-Prozess) bei nur 0,05.

Beispielhaft sei hier noch ein Schliffbild einer 16MnCr5 Probe dargestellt, die mit einem zweistufigen Nitrocarburierprozess ( Kohlendioxid und Propan ) bei einer Temperatur von 570°C für 5 Stunden behandelt wurde. Die Verbindungsschichtdicke liegt bei ca. 20 mm, wobei die ersten 5 – 6 mm ( also ca 25 – 30 % der Verbindungsschicht )  einen Porensaum aufweisen.

Schliffbild der Verbindungsschicht an einer Probe aus dem Material 16MnCr5 nach einem zweistufigen Nitrocarburierprozess mit Kohlendioxid und Propan.

3. Beispiele der industriellen Anwendung

Das erste Beispiel zeigt Kurbelwellen aus hochbelasteten Dieselmotoren mit einem Gewicht von über 100 kg, die hauptsächlich auf Torsion und an den Zapfen auf Verschleiß beansprucht werden. Die Kurbelwellen werden aus dem Material C45 gefertigt. Sie werden geschmiedet, normalisiert und schließlich nitrocarburiert. Die Anforderungen an die Nitrocarburierbehandlung sind in Tabelle 1 zusammengefasst.

Anforderungen an die Nitrocarburierbehandlung von Kurbelwellen sowie die erreichten Ergebnisse nach Prozessen mit Kohlendioxid und Propan

Das Nitrocarburieren nach dem Standard-CO₂-Verfahren (Begasung mit 50 Vol% Ammoniak, 45 Vol% Stickstoff und 5 Vol% Kohlendioxid) erfüllte fast alle an die Wärmebehandlung gestellten Anforderungen. Lediglich der Hochbelastungs- verschleißtest zeigte (siehe Bild 9a) an allen untersuchten Kurbelwellen starke Verschleißspuren an den Zapfen und somit  unzulässige Ergebnisse.

Um dieses Problem zu lösen, wurde zunächst der Stickstoffanteil der Begasung durch eine erhöhte Ammoniakmenge ersetzt und im zweiten Schritt die Gesamtbegasungsmenge erhöht. Beide Maßnahmen zeigten aber keinen Erfolg.

Da vermutet wurde, dass ein zu geringer Kohlenstoffanteil in der Verbindungsschicht und somit ein zu großer Anteil an g’-Nitriden Ursache des Problems sein könnte, wurde im nächsten Schritt das neue zweistufige Nitrocarburierverfahren mit Kohlendioxid und Propan (ohne Stickstoffzugabe) eingesetzt. Der Einsatz dieses neuen Verfahrens steigerte die Kohlenstoffkonzentration in der Verbindungsschicht deutlich und  das e / g’-Verhältnis veränderte sich wie in Tabelle 1 dargestellt von 4 : 1 (für den herkömmlichen Prozess) auf 11 : 1.

Mit diesem neuen Verfahren behandelte Kurbelwellen zeigten auch nach dem Hochbelastungsverschleißtest immer noch ein einwandfreies Aussehen der Zapfen (Bild 9b)

Aussehen der Zapfenoberfläche von Kurbelwellen nach einem herkömmlichen Nitrocarburierprozess ( Nr.9a ) und dem neunen zweistufiger Nitrocarburierprozess ( Bild Nr.9b ) [6].

Bisher gibt es noch nicht viele Vorgaben der Bauteilhersteller für den Kohlenstoffgehalt und das daraus resultierende e / g’ Verhältnis in der Verbindungsschicht. Das hier vorgestellte zweite Beispiel ist ein solcher Fall.

Ein Automobilhersteller schrieb für ein Kettenrad aus dem Material 16MnCr5 (siehe Bild 10) neben anderen Anforderungen auch ein e / g’ Verhältnis in der Verbindungsschicht von mindestens 7 : 1 vor. Die gesamten Anforderungen sind in Tabelle 2 dar.

Kettenrad aus dem Material 16MnCr5

Anforderungen an die Nitrocarburierbehandlung von Kettenrädern sowie die erreichten Ergebnisse nach Prozessen mit Kohlendioxid und Propan

Auch hier war es zunächst mit dem Standard CO₂-Verfahren nicht möglich die Anforderungen an die Struktur der Verbindungsschicht zu erfüllen. Erst der Einsatz des neuen zweistufigen Verfahrens führte zum Erfolg und es wurde ein e / g’ – Verhältnis in der Verbindungsschicht von 15,6 : 1 erreicht.

4. Zusammenfassung

Eine Zugabe von Kohlenwasserstoffen (und hier besonders Propan) bei Gas-Nitrocarburierprozessen anstelle oder zusätzlich zum verwendeten Kohlendioxid führt zu einer Steigerung der Kohlungsfähigkeit der Ofenatmosphäre. Diese resultiert zum einen in einer höheren Kohlenstoffkonzentration in dem e-Nitrid Anteil der Verbindungsschicht sowie zum anderen in einem größeren e / g’ Verhältnis in der Verbindungsschicht. Beides führt zu einem deutlich verbesserten Verschleißverhalten.

Eine zweistufige Prozessführung beim Gas-Nitrocarburieren macht sich zum eine die aktivierende Wirkung des Kohlendioxides in der ersten Phase des Prozesses und zum anderen die Erhöhung der Kohlungsaktivität und somit des Kohlenstofftransfers in der zweiten Phase des Prozesses zu nutzen. Dies führt zu der Erzeugung von dicken Verbindungsschichten mit einer hohen Kohlenstoffkonzentration in vergleichsweise kurzer Prozesszeit.

Literaturverzeichnis

[1] Cable; J.W., Roger, R.D.:         Nikotrieren – ein neues Nitrierverfahren, HTM 26(1971)5, 375 – 78.

[2] Wünning, J.:                               NITROC – Neues Verfahren zum Nitrieren mit e – Verbindungsschichten, HTM 29(1974) 1, 41–47

[3] Eysell, F.W.:                                Verfahrensvarianten und Anlagen zum Nitrocarburieren im Gas, ZwF 77(1982)6, 292 – 99

[4] Prenosil, B.:                                Gefüge der badnitrierten und in Ammoniakatmosphäre mit Kohlenwasserstoffzusatz hergestellten Schichten , HTM 20(1965)1, 41 – 49

[5] Lerche, W., Edenhofer, B.:       Verfahren und Verwendung einer Vorrichtung zum Nitrocarburieren von Eisenwerkstoffen, EP1122330 of 04.02.2000

[6] An, Y., Zhang, Z.:                      Neues Nitrocarburierverfahren für Kurbelwellen von Hochleistungsdieselmotoren, HTM 61(2006)5, 278 – 80

Als Basis für unsere Betrachtung wird eine typische Windkraftanlage mit 2 MW Leistung, wie sie für Onshore Anwendungen derzeit üblich und gefragt sind, gewählt. Hier ihr Windkraftgetriebe:

Dieses Getriebe besteht typischerweise aus einer Planetenrad- und einer Stirnradstufe, wie unten schematisch dargestellt. Insgesamt besteht dieses Getriebe aus 6 unterschiedlichen Komponenten und insgesamt 8 einsatzzuhärtenden Rädern und Wellen mit einem Gesamtgewicht von rund 3,4 t. Der größte Durchmesser eines Teils liegt bei etwa 1120 mm (Stirnrad). Die größte Länge bei etwa 1.250 mm (Planetenradwelle).
Getriebe größerer Leistung zeichnen sich meist durch Hinzufügen einer oder zwei weiterer Planetengetriebestufen aus. Dadurch vergrößert sich nicht die Größe der einzelnen Getriebeteile sondern lediglich ihre Anzahl pro Getriebe.

Basis für die folgende Betrachtung ist die Wärmebehandlung von 1.500 Windkraftgetrieben mit 2 MW Leistung pro Jahr entsprechend einer Durchsatzleistung von rund 5.100 t/a.
Für die folgende vergleichende Betrachtung verschiedener Wärmebehandlungs-anlagen wird in allen Fällen eine Wochenleistung von 32 Getrieben pro Woche zugrunde gelegt und eine Anlagenverfügbarkeit von 47 Wochen pro Jahr angesetzt.
Wärmebehandlungsanlagen
In den Vergleich wurden die folgenden 4 Anlagenkonzepte einbezogen:
- Schachtofenanlage (Nutzmaße: Ø1.800mm x 2.000 mm)
- Mehrzweckkammerofenlinie TQ-37-GRM (1.500 x 1.800 x 1.400 mm)
- Boxofenlinie BT-37-GM (Nutzmaße: 1.500 x 1.800 x 1.400 mm)
- Vakuumofenlinie Turbo²Treater (Nutzmaße: 1,500 x 1.800 x 1.400 mm)
Entsprechend den in der Praxis zum Einsatz kommenden Chargierarten und Chargiervorrichtungen sowie unter optimaler Nutzung der verschiedenen Ofenvolumina wurde die Kapazität der 4 Ofenanlagen berechnet. Hierbei wurde die bereits erwähnte, für die Wärmebehandlung pro Woche zur Verfügung stehende Menge von 32 kompletten Getrieben zugrunde gelegt.
Das Ergebnis:

Die Übersicht zeigt die Anzahl der jeweils benötigten Aufkohlungsöfen, die Chargengewichte und die mittleren Ofenverweilzeiten. Aus den Chargengewichtsangaben wird das deutlich höhere Gewicht der Schachtöfen-chargiergestelle (mit Einpunktaufnahme) im Vergleich zu den vollflächig unterstützen Chargierrosten der 3 horizontalen Kammerofenvarianten deutlich. Hieraus ergibt sich eine zusätzliche Totgewichtserwärmung von 1.730.258 kg/a entsprechend Mehrkosten für Ofenheizenergie in Höhe von 26.100,– €/a.
Auch die Ausgaben für die Chargiermittel sind aufgrund der notwendigen stabilen Ausführung der Schachtofen-Chargiergestelle im Vergleich zu den Kammerofenchargiergestellen und ihrer viel schnelleren Verformung und Rissbildung sehr hoch und bilden somit auch einen wesentlichen Kostentreiber.
Die höhere Aufkohlungstemperatur von 1050 °C reduziert die Zyklusdauer bei dem Vakuumofen und steigert entsprechend seine Kapazität um 90 % gegenüber dem Schachtofen. Entsprechend werden auch nur 3 große Turbo²Treater anstelle der 6 Schachtöfen benötigt. Für das Einfachhärten enthält die Vakuumofenlinie allerdings noch einen TQ-37-GRM.
Für die Berechnung der Zykluszeiten wurden typische Eht550-Werte von 2,0 mm, 2,5 mm und 3,0 mm für die verschiedenen Bauteile angesetzt.
Für die Auslegung der Mehrzweckkammer-, der Box- und der Schachtofenlinie wurde das Direkthärten und eine Aufkohlungstemperatur von 950°C gewählt.
Die Auslegung der Vakuumofenlinie erfolgte auf Basis des Einfachhärtens unter Nutzung einer Aufkohlungstemperatur von 1050°C. Hierdurch wird das Temperaturpotential der Vakuumöfen optimal genutzt.
Investitionsrechnung
Die Wirtschaftlichkeit der verschiedenen Anlagen wurde mit der Nettobarwertmethode dargestellt. Bei der Nettobarwertmethode werden durch Abzinsung auf den Beginn der Investition Zahlungen, die zu beliebigen Zeitpunkten anfallen, vergleichbar gemacht. Für die Abzinsung wurden gewichtete gemittelte Kapitalkosten in Höhe von 12% angesetzt – dies ist ein nicht unüblicher Wert für ein deutsches Unternehmen.
Um den Effekt von steigenden Produktionskosten als auch sinkenden Getriebepreisen zu bewerten, wurden die folgenden zwei Szenarien in die Betrachtung aufgenommen:
Szenario 1

• Erdgaskosten 0,25 €/m³ bei 52 US$/Barrel Öl
• Marktpreis für die Wärmebehandlung 1,10 €/kg

Szenario 2

• Erdgaskosten 0,50 €/m³ bei 150 US$/Barrel Öl
• Marktpreis für die Wärmebehandlung 0,95 €/kg

Der angenommene mittlere Marktpreis von 1,10 €/kg für die Einsatzhärtung variiert natürlich stark von Region zu Region in Europa und dem Rest der Welt. Die in Szenario 2 angenommene Absenkung des Marktpreises reflektiert eine mögliche Preisänderung bei den Getriebepreisen. Preisänderungen am Getriebemarkt werden sich überwiegend aus Angebot und Nachfrage ergeben. Der durchschnittliche Marktpreis für die kommerzielle Wärmebehandlung bildet neben den Produktionskosten die Basis für die Entscheidung des Investors, ob die Investition in eine Wärmebehandlungsanlage profitabel ist oder nicht.
Investitionskosten
Für die Bestimmung der Investitionskosten wurden nicht nur die reinen Anlagenkomponenten betrachtet, sondern auch weiterer Aufwand der zum Betrieb der Wärmebehandlungsanlage notwendig ist. Die Investitionssummen, die als Cash-Out in die Nettobarwertberechnungen einfließen, beinhalten folgende Positionen:

• Wärmebehandlungsausrüstung
• Verpackung, Transport und Versicherung innerhalb Deutschlands
• Härteöl
• Chargiermaterial
• Infrastruktur (z.B. Flüssiggase und Kühlwasser)

Produktionskosten

Die Kosten eines Wärmebehandlungsbetriebs setzen sich, wie auch in anderen Produktionsbetrieben, aus zwei Teilen zusammen, aus den proportionalen Produktionskosten und den fixen Produktionskosten.

Die proportionalen Produktionskosten beinhalten:

• Erdgas

- Szenario 1: 0,25 €/m³ bei 52 US$/Barrel Öl
- Szenario 2: 0,50 €/m³ bei 150 US$/Barrel Öl

• Strom 0,08 €/kWh
• Härteöl 2,00 €/kWh
• Chargiermaterial
• Prozessgase und Schutzgase
• Proportionale Infrastrukturkosten (hauptsächlich Strom)

Die fixen Produktionskosten beinhalten:
Personal

• Wartung und Instandhaltung
• Platzmiete inkl. Nebenkosten
• Gemeinkosten

Beurteilung der Wirtschaftlichkeit / Rückzahlungskurven
Die Betrachtung der Wirtschaftlichkeit erfolgt ausschließlich mit Hinblick auf den Wärmebehandlungsbetrieb. Kosteneinsparungspotentiale, die sich aufgrund einer qualitativ hochwertigen Wärmebehandlung in den Folgefertigungsprozessen ergeben, wurden nicht mit in die Betrachtung aufgenommen. Es sei jedoch erwähnt, dass sich z.B. durch den Transport der Charge von der Heizkammer zum Ölbad unter Schutzgas, wie es bei der Kammerofenlinie der Fall ist, kein Zunder bildet. Somit muss auch kein Zunder entfernt werden (das Reinigungsstrahlen entfällt), und Getriebeausfälle durch Zunderrückstände im Getriebeöl während des Betriebs gibt es auch nicht mehr. Hier liegt ein weiteres, großes Kosteneinsparungspotential, welches sich jedoch im Moment schlecht quantifizieren lässt.
Unten ist das Ergebnis der Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der 4 Ofenanlagen für die Einsatzhärtung von 32 Windkraftgetrieben (2 MW) pro Woche unter Zugrundelegung des Szenario 1 dargestellt:



Auf der Ordinate (Y-Achse) der Abb. 4 ist der Nettobarwert dargestellt. Auf der Abzisse (X-Achse) sind die Jahre nach der Investition dargestellt.
Hieraus ergibt sich für die Boxofenlinie, dass zum Zeitpunkt „0“ eine Investition in Höhe von 3.402.200,– € getätigt und die Anlage in Betrieb genommen wurde. Nach ca. 14 Monaten hat sich die Anlage zurückgezahlt und nach 3 Jahren hat die Anlage einen zusätzlichen Überschuss über die Mindestverzinsung des Kapitalzinssatzes hinaus in Höhe von 4.420.621,- € erwirtschaftet.
Für die Mehrzweck-Kammerofenlinie ergibt sich, dass diese hinsichtlich Anschaffung zwar die teuerste Anlagenvariante ist, aber dass sie die Schachtofenanlage bezüglich erwirtschafteter Überschüsse bereits nach 20 Monaten überholt. Die Kammerofenlinie überholt auch die Vakuumofenlinie bei etwa 21 Monaten.
Die Ergebnisse für das Szenario 2 (doppelt so hoher Erdgaspreis und um 15 Cent gesunkener Preis pro kg):


Die Auswirkungen der gestiegenen Energiekosten und der gesunkenen Erlöse sind deutlich zu erkennen. Die Rückzahlung der Investition in die Wärmebehandlungsanlage innerhalb von drei Jahren ist mit der Schachtofenanlage gerade noch möglich, obwohl diese Anlage von der Investitionssumme die zweitgünstigste ist. Die Kammerofenlinie, die 761.550,- € teuer ist als die Schachtofenlinie, zahlt sich aufgrund der geringeren operativen Kosten sogar noch etwas früher als die Schachtofenlinie zurück und überholt auch die Vakuumofenlinie nach ca. 34 Monaten.
Wärmebehandlungsqualität
Wie bereits eingangs angekündigt, ist es sinnvoll auch die Unterschiede in der Wärmebehandlungsqualität bei der Investitionsentscheidung mit ins Kalkül zu nehmen. Höhere Qualität bei der Wärmebehandlung verspricht auch Kosteneinsparungen in den Folgeprozessen. Man kann davon ausgehen, dass sich durch präzises und gleichmäßiges Aufkohlen und durch Minimierung beziehungsweise Vermeidung von Oberflächen- und Randoxidation sowie auch Randentkohlung das Reinigungsstrahlen einsparen lässt. Wenn die Randoxidation und -entkohlung entfällt und zudem auch noch der Verzug reduziert wird, z.B. durch bessere großflächige Auflage der Räder, kann auch das Aufmass für das Schleifen reduziert und somit Schleifarbeit (Investition und operative Kosten) eingespart werden.
Zu den Folgeprozessen gehört auch der Reklamationsfall (Garantiekosten). Wenn der Transport der 850°C heißen Charge nicht unter Schutzgas erfolgt, kommt es zu Zunderbildung. In der Regel wird der Zunder durch Strahlen wieder entfernt. In tiefen Bohrungen kann das Strahlgut den Zunder ggf. nicht mehr erreichen und andere aufwendige Maßnahmen werden benötigt um den Zunder zu entfernen. Falls verzunderte Bauteile im Getriebe verbaut werden, erhöht dies das Ausfallrisiko erheblich, was schließlich zu teuren Serviceeinsätzen führen kann.
Diese Tabelle fasst die bereits erwähnten quantitativen Aspekte mit einer qualitativen Bewertung der verschiedenen Wärmebehandlungslinien zusammen:

Bei Betrachtung der Effizienz einer Wärmebehandlungsanlage über die Systemgrenze des reinen Wärmebehandlungsbetriebes hinaus, hebt sich die Mehrzweck-Kammerofenlinie hervor. Sie ist mit Hinblick auf Investitionsrückzahlung, geringe operative Kosten und geringe Folgekosten eine gute Wahl.
Bei der reinen Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der Wärmebehandlungslinie ist die Boxofenlinie unschlagbar. Mit Hinblick auf geringe Folgekosten, hohe Sicherheit und kurze Taktzeiten bei der Teileanlieferung (wenig Material im Prozess) ist die Vakuumlinie die effizienteste Lösung.
Die Schachtofenlinie eignet sich eher für die Wärmebehandlung von rotationssymetrischen Teilen mit sehr großen Durchmessern oder Längen von deutlich über 2 m, wie zum Beispiel sehr große Hohlräder oder sehr große Stirnräder für den Schiffsgetriebebau. Für das Einsatzhärten der in diesem Artikel beschriebenen Getriebeteile für Windkraftanlagen ist die Schachtofenanlage die ineffizienteste Lösung.
Zusammenfassung
Der Betreiber von Windkraftanlagen hat folgende Kosten bei seiner Geschäftsplanung zu berücksichtigen: Investitionskosten und Lebensdauer der Windmühlen, Kapitalkosten (Zinsen), Windbedingungen am Aufstellort, operative Kosten des Windparks wie Überwachung und Wartung.
Aus Sicht des Betreibers einer Wärmebehandlungsanlage werden ähnliche Anforderungen and den Hersteller von Wärmebehandlungsanlagen gestellt. Die Hauptkostentreiber einer Wärmebehandlungsanlage sind: Investitionskosten, Energiekosten, Kosten für Ersatzchargiermaterial, Personalkosten und Wartungskosten.
Es wurde gezeigt, dass sich die Energiekosten der Wärmebehandlung durch geringes Taragewicht reduzieren lassen. Durch die Möglichkeit der Vollautomatisierung lässt sich der Personaleinsatz minimieren. Auch die Ausgaben für Ersatzchargiermaterial lassen sich aufgrund der einfachen und leichten Chargiergestelle minimieren. Die höhere Qualität der Wärmebehandlung bietet weiteres Kosteneinsparungspotential in den Folgeprozessen Strahlen, Schleifen und Garantie & Kulanzkosten.
In Zukunft ist sicher auch ein schärferer Wettbewerb unter den Windkraftanlagenherstellern zu erwarten. Als Ofenbauer ist es wichtig und dringlich, seinen Kunden heute sowie in Zukunft die effizienteste Lösung anbieten zu können.
Die Windkraft leistet einen ordentlichen Beitrag zum Schutze unserer Umwelt. Auch wir Ofenbauer müssen zum Umweltschutz beitragen, indem wir kontinuierlich daran arbeiten, den Energieverbrauch unserer Wärmebehandlungsanlagen immer weiter zu senken.
Ralf GiebmannsIpsen International GmbH
Als Folge der globalen Finanzkrise, die bereits im Jahre 2007 begann, brach zum Ende des Jahres 2008 auch die Automobilindustrie rapide zusammen. Der fehlende Absatz in der Automobilindustrie führte fast zeitgleich auch bei den Wärmebehandlungsbetrieben zu starken Umsatzeinbrüchen und machte eine Neuausrichtung dieser Unternehmen am Markt notwendig. Aufgrund der global sehr schwachen Konjunktur initiierten viele Staaten Konjunkturprogramme. Dadurch ergeben sich neue Chancen auch für die Wärmebehandlungsbetriebe. Ein Teil des Geldes der Konjunkturprogramme fließt in den Ausbau erneuerbarer Energien, zum Beispiel in den Ausbau der Windkraftenergie. Hier sehen Sie das große Potential dieser Branche anhand von drei möglichen Szenarien:

Das moderate Szenario sagt für das Jahr 2010 eine Steigerung der weltweiten Windkraftanlagenkapazität um 28.904 MW voraus. Bei einer angenommenen mittleren Anlagenleistung von 2 MW bedeutet dies die Neu-Installation von 14.452 Windkraftanlagen innerhalb eines Jahres.
In dieser Arbeit wird das Thema Einsatzhärten von Großgetriebeteilen einer Windkraftanlage behandelt. Insbesondere werden Unterschiede verschiedener maßgeschneiderter Anlagenkonzepte bezüglich ihrer Leistungsfähigkeit und Wirtschaftlichkeit aufgezeigt.
Fallbeispiel: Planetenradgetriebe für eine 2-MW-Onshore-Windkraftanlage

Als Basis für unsere Betrachtung wird eine typische Windkraftanlage mit 2 MW Leistung, wie sie für Onshore Anwendungen derzeit üblich und gefragt sind, gewählt. Hier ihr Windkraftgetriebe:

Dieses Getriebe besteht typischerweise aus einer Planetenrad- und einer Stirnradstufe, wie unten schematisch dargestellt. Insgesamt besteht dieses Getriebe aus 6 unterschiedlichen Komponenten und insgesamt 8 einsatzzuhärtenden Rädern und Wellen mit einem Gesamtgewicht von rund 3,4 t. Der größte Durchmesser eines Teils liegt bei etwa 1120 mm (Stirnrad). Die größte Länge bei etwa 1.250 mm (Planetenradwelle).
Getriebe größerer Leistung zeichnen sich meist durch Hinzufügen einer oder zwei weiterer Planetengetriebestufen aus. Dadurch vergrößert sich nicht die Größe der einzelnen Getriebeteile sondern lediglich ihre Anzahl pro Getriebe.

Basis für die folgende Betrachtung ist die Wärmebehandlung von 1.500 Windkraftgetrieben mit 2 MW Leistung pro Jahr entsprechend einer Durchsatzleistung von rund 5.100 t/a.
Für die folgende vergleichende Betrachtung verschiedener Wärmebehandlungs-anlagen wird in allen Fällen eine Wochenleistung von 32 Getrieben pro Woche zugrunde gelegt und eine Anlagenverfügbarkeit von 47 Wochen pro Jahr angesetzt.
Wärmebehandlungsanlagen
In den Vergleich wurden die folgenden 4 Anlagenkonzepte einbezogen:
- Schachtofenanlage (Nutzmaße: Ø1.800mm x 2.000 mm)
- Mehrzweckkammerofenlinie TQ-37-GRM (1.500 x 1.800 x 1.400 mm)
- Boxofenlinie BT-37-GM (Nutzmaße: 1.500 x 1.800 x 1.400 mm)
- Vakuumofenlinie Turbo²Treater (Nutzmaße: 1,500 x 1.800 x 1.400 mm)
Entsprechend den in der Praxis zum Einsatz kommenden Chargierarten und Chargiervorrichtungen sowie unter optimaler Nutzung der verschiedenen Ofenvolumina wurde die Kapazität der 4 Ofenanlagen berechnet. Hierbei wurde die bereits erwähnte, für die Wärmebehandlung pro Woche zur Verfügung stehende Menge von 32 kompletten Getrieben zugrunde gelegt.
Das Ergebnis:

Die Übersicht zeigt die Anzahl der jeweils benötigten Aufkohlungsöfen, die Chargengewichte und die mittleren Ofenverweilzeiten. Aus den Chargengewichtsangaben wird das deutlich höhere Gewicht der Schachtöfen-chargiergestelle (mit Einpunktaufnahme) im Vergleich zu den vollflächig unterstützen Chargierrosten der 3 horizontalen Kammerofenvarianten deutlich. Hieraus ergibt sich eine zusätzliche Totgewichtserwärmung von 1.730.258 kg/a entsprechend Mehrkosten für Ofenheizenergie in Höhe von 26.100,– €/a.
Auch die Ausgaben für die Chargiermittel sind aufgrund der notwendigen stabilen Ausführung der Schachtofen-Chargiergestelle im Vergleich zu den Kammerofenchargiergestellen und ihrer viel schnelleren Verformung und Rissbildung sehr hoch und bilden somit auch einen wesentlichen Kostentreiber.
Die höhere Aufkohlungstemperatur von 1050 °C reduziert die Zyklusdauer bei dem Vakuumofen und steigert entsprechend seine Kapazität um 90 % gegenüber dem Schachtofen. Entsprechend werden auch nur 3 große Turbo²Treater anstelle der 6 Schachtöfen benötigt. Für das Einfachhärten enthält die Vakuumofenlinie allerdings noch einen TQ-37-GRM.
Für die Berechnung der Zykluszeiten wurden typische Eht550-Werte von 2,0 mm, 2,5 mm und 3,0 mm für die verschiedenen Bauteile angesetzt.
Für die Auslegung der Mehrzweckkammer-, der Box- und der Schachtofenlinie wurde das Direkthärten und eine Aufkohlungstemperatur von 950°C gewählt.
Die Auslegung der Vakuumofenlinie erfolgte auf Basis des Einfachhärtens unter Nutzung einer Aufkohlungstemperatur von 1050°C. Hierdurch wird das Temperaturpotential der Vakuumöfen optimal genutzt.
Investitionsrechnung
Die Wirtschaftlichkeit der verschiedenen Anlagen wurde mit der Nettobarwertmethode dargestellt. Bei der Nettobarwertmethode werden durch Abzinsung auf den Beginn der Investition Zahlungen, die zu beliebigen Zeitpunkten anfallen, vergleichbar gemacht. Für die Abzinsung wurden gewichtete gemittelte Kapitalkosten in Höhe von 12% angesetzt – dies ist ein nicht unüblicher Wert für ein deutsches Unternehmen.
Um den Effekt von steigenden Produktionskosten als auch sinkenden Getriebepreisen zu bewerten, wurden die folgenden zwei Szenarien in die Betrachtung aufgenommen:
Szenario 1

• Erdgaskosten 0,25 €/m³ bei 52 US$/Barrel Öl
• Marktpreis für die Wärmebehandlung 1,10 €/kg

Szenario 2

• Erdgaskosten 0,50 €/m³ bei 150 US$/Barrel Öl
• Marktpreis für die Wärmebehandlung 0,95 €/kg

Der angenommene mittlere Marktpreis von 1,10 €/kg für die Einsatzhärtung variiert natürlich stark von Region zu Region in Europa und dem Rest der Welt. Die in Szenario 2 angenommene Absenkung des Marktpreises reflektiert eine mögliche Preisänderung bei den Getriebepreisen. Preisänderungen am Getriebemarkt werden sich überwiegend aus Angebot und Nachfrage ergeben. Der durchschnittliche Marktpreis für die kommerzielle Wärmebehandlung bildet neben den Produktionskosten die Basis für die Entscheidung des Investors, ob die Investition in eine Wärmebehandlungsanlage profitabel ist oder nicht.
Investitionskosten
Für die Bestimmung der Investitionskosten wurden nicht nur die reinen Anlagenkomponenten betrachtet, sondern auch weiterer Aufwand der zum Betrieb der Wärmebehandlungsanlage notwendig ist. Die Investitionssummen, die als Cash-Out in die Nettobarwertberechnungen einfließen, beinhalten folgende Positionen:

• Wärmebehandlungsausrüstung
• Verpackung, Transport und Versicherung innerhalb Deutschlands
• Härteöl
• Chargiermaterial
• Infrastruktur (z.B. Flüssiggase und Kühlwasser)

Produktionskosten

Die Kosten eines Wärmebehandlungsbetriebs setzen sich, wie auch in anderen Produktionsbetrieben, aus zwei Teilen zusammen, aus den proportionalen Produktionskosten und den fixen Produktionskosten.

Die proportionalen Produktionskosten beinhalten:

• Erdgas

- Szenario 1: 0,25 €/m³ bei 52 US$/Barrel Öl
- Szenario 2: 0,50 €/m³ bei 150 US$/Barrel Öl

• Strom 0,08 €/kWh
• Härteöl 2,00 €/kWh
• Chargiermaterial
• Prozessgase und Schutzgase
• Proportionale Infrastrukturkosten (hauptsächlich Strom)

Die fixen Produktionskosten beinhalten:
Personal

• Wartung und Instandhaltung
• Platzmiete inkl. Nebenkosten
• Gemeinkosten

Beurteilung der Wirtschaftlichkeit / Rückzahlungskurven
Die Betrachtung der Wirtschaftlichkeit erfolgt ausschließlich mit Hinblick auf den Wärmebehandlungsbetrieb. Kosteneinsparungspotentiale, die sich aufgrund einer qualitativ hochwertigen Wärmebehandlung in den Folgefertigungsprozessen ergeben, wurden nicht mit in die Betrachtung aufgenommen. Es sei jedoch erwähnt, dass sich z.B. durch den Transport der Charge von der Heizkammer zum Ölbad unter Schutzgas, wie es bei der Kammerofenlinie der Fall ist, kein Zunder bildet. Somit muss auch kein Zunder entfernt werden (das Reinigungsstrahlen entfällt), und Getriebeausfälle durch Zunderrückstände im Getriebeöl während des Betriebs gibt es auch nicht mehr. Hier liegt ein weiteres, großes Kosteneinsparungspotential, welches sich jedoch im Moment schlecht quantifizieren lässt.
Unten ist das Ergebnis der Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der 4 Ofenanlagen für die Einsatzhärtung von 32 Windkraftgetrieben (2 MW) pro Woche unter Zugrundelegung des Szenario 1 dargestellt:



Auf der Ordinate (Y-Achse) der Abb. 4 ist der Nettobarwert dargestellt. Auf der Abzisse (X-Achse) sind die Jahre nach der Investition dargestellt.
Hieraus ergibt sich für die Boxofenlinie, dass zum Zeitpunkt „0“ eine Investition in Höhe von 3.402.200,– € getätigt und die Anlage in Betrieb genommen wurde. Nach ca. 14 Monaten hat sich die Anlage zurückgezahlt und nach 3 Jahren hat die Anlage einen zusätzlichen Überschuss über die Mindestverzinsung des Kapitalzinssatzes hinaus in Höhe von 4.420.621,- € erwirtschaftet.
Für die Mehrzweck-Kammerofenlinie ergibt sich, dass diese hinsichtlich Anschaffung zwar die teuerste Anlagenvariante ist, aber dass sie die Schachtofenanlage bezüglich erwirtschafteter Überschüsse bereits nach 20 Monaten überholt. Die Kammerofenlinie überholt auch die Vakuumofenlinie bei etwa 21 Monaten.
Die Ergebnisse für das Szenario 2 (doppelt so hoher Erdgaspreis und um 15 Cent gesunkener Preis pro kg):


Die Auswirkungen der gestiegenen Energiekosten und der gesunkenen Erlöse sind deutlich zu erkennen. Die Rückzahlung der Investition in die Wärmebehandlungsanlage innerhalb von drei Jahren ist mit der Schachtofenanlage gerade noch möglich, obwohl diese Anlage von der Investitionssumme die zweitgünstigste ist. Die Kammerofenlinie, die 761.550,- € teuer ist als die Schachtofenlinie, zahlt sich aufgrund der geringeren operativen Kosten sogar noch etwas früher als die Schachtofenlinie zurück und überholt auch die Vakuumofenlinie nach ca. 34 Monaten.
Wärmebehandlungsqualität
Wie bereits eingangs angekündigt, ist es sinnvoll auch die Unterschiede in der Wärmebehandlungsqualität bei der Investitionsentscheidung mit ins Kalkül zu nehmen. Höhere Qualität bei der Wärmebehandlung verspricht auch Kosteneinsparungen in den Folgeprozessen. Man kann davon ausgehen, dass sich durch präzises und gleichmäßiges Aufkohlen und durch Minimierung beziehungsweise Vermeidung von Oberflächen- und Randoxidation sowie auch Randentkohlung das Reinigungsstrahlen einsparen lässt. Wenn die Randoxidation und -entkohlung entfällt und zudem auch noch der Verzug reduziert wird, z.B. durch bessere großflächige Auflage der Räder, kann auch das Aufmass für das Schleifen reduziert und somit Schleifarbeit (Investition und operative Kosten) eingespart werden.
Zu den Folgeprozessen gehört auch der Reklamationsfall (Garantiekosten). Wenn der Transport der 850°C heißen Charge nicht unter Schutzgas erfolgt, kommt es zu Zunderbildung. In der Regel wird der Zunder durch Strahlen wieder entfernt. In tiefen Bohrungen kann das Strahlgut den Zunder ggf. nicht mehr erreichen und andere aufwendige Maßnahmen werden benötigt um den Zunder zu entfernen. Falls verzunderte Bauteile im Getriebe verbaut werden, erhöht dies das Ausfallrisiko erheblich, was schließlich zu teuren Serviceeinsätzen führen kann.
Diese Tabelle fasst die bereits erwähnten quantitativen Aspekte mit einer qualitativen Bewertung der verschiedenen Wärmebehandlungslinien zusammen:

Bei Betrachtung der Effizienz einer Wärmebehandlungsanlage über die Systemgrenze des reinen Wärmebehandlungsbetriebes hinaus, hebt sich die Mehrzweck-Kammerofenlinie hervor. Sie ist mit Hinblick auf Investitionsrückzahlung, geringe operative Kosten und geringe Folgekosten eine gute Wahl.
Bei der reinen Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der Wärmebehandlungslinie ist die Boxofenlinie unschlagbar. Mit Hinblick auf geringe Folgekosten, hohe Sicherheit und kurze Taktzeiten bei der Teileanlieferung (wenig Material im Prozess) ist die Vakuumlinie die effizienteste Lösung.
Die Schachtofenlinie eignet sich eher für die Wärmebehandlung von rotationssymetrischen Teilen mit sehr großen Durchmessern oder Längen von deutlich über 2 m, wie zum Beispiel sehr große Hohlräder oder sehr große Stirnräder für den Schiffsgetriebebau. Für das Einsatzhärten der in diesem Artikel beschriebenen Getriebeteile für Windkraftanlagen ist die Schachtofenanlage die ineffizienteste Lösung.
Zusammenfassung
Der Betreiber von Windkraftanlagen hat folgende Kosten bei seiner Geschäftsplanung zu berücksichtigen: Investitionskosten und Lebensdauer der Windmühlen, Kapitalkosten (Zinsen), Windbedingungen am Aufstellort, operative Kosten des Windparks wie Überwachung und Wartung.
Aus Sicht des Betreibers einer Wärmebehandlungsanlage werden ähnliche Anforderungen and den Hersteller von Wärmebehandlungsanlagen gestellt. Die Hauptkostentreiber einer Wärmebehandlungsanlage sind: Investitionskosten, Energiekosten, Kosten für Ersatzchargiermaterial, Personalkosten und Wartungskosten.
Es wurde gezeigt, dass sich die Energiekosten der Wärmebehandlung durch geringes Taragewicht reduzieren lassen. Durch die Möglichkeit der Vollautomatisierung lässt sich der Personaleinsatz minimieren. Auch die Ausgaben für Ersatzchargiermaterial lassen sich aufgrund der einfachen und leichten Chargiergestelle minimieren. Die höhere Qualität der Wärmebehandlung bietet weiteres Kosteneinsparungspotential in den Folgeprozessen Strahlen, Schleifen und Garantie & Kulanzkosten.
In Zukunft ist sicher auch ein schärferer Wettbewerb unter den Windkraftanlagenherstellern zu erwarten. Als Ofenbauer ist es wichtig und dringlich, seinen Kunden heute sowie in Zukunft die effizienteste Lösung anbieten zu können.
Die Windkraft leistet einen ordentlichen Beitrag zum Schutze unserer Umwelt. Auch wir Ofenbauer müssen zum Umweltschutz beitragen, indem wir kontinuierlich daran arbeiten, den Energieverbrauch unserer Wärmebehandlungsanlagen immer weiter zu senken.