Band 2 - Universität Kassel: Aktuelles · hoff, der mich für die Tätigkeit in seiner Arbeitsgruppe begeistern konnte und ... isobare spezifische Wärmekapazität des Kühlmedi-ums

ISBN 978-3-86219-108-6

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Berichte zur Metallformgebung Band 2

Herausgegeben von / Edited by Prof. Dr.-Ing. habil. Kurt Steinhoff, Universität Kassel

Nicolas Saba

Untersuchung der plastischen Formgebung

unter Einfluss örtlich und zeitlich veränderlicher

Temperatur- und Spannungszustände

kassel

universitypress

Die vorliegende Arbeit wurde vom Fachbereich Maschinenbau der Universität Kassel als Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktors der Ingenieurwissenschaften (Dr.-Ing.) angenommen. Erster Gutachter: Prof. Dr.-Ing. habil. Kurt Steinhoff Zweiter Gutachter: Prof. Dr.-Ing. Werner Homberg Tag der mündlichen Prüfung: 7. März 2011 Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.d-nb.de abrufbar Zugl.: Kassel, Univ., Diss. 2011 ISBN print: 978-3-86219-108-6 ISBN online: 978-3-86219-109-3 URN: http://nbn-resolving.de/urn:nbn:de:0002-31092 © 2011, kassel university press GmbH, Kassel www.upress.uni-kassel.de Printed in Germany

Geleitwort des Herausgebers

Die dem Begriff der funktionalen Gradierung zu Grunde liegende Idee, belie-

bige, in ihrer Geometrie vorzugweise dreidimensional komplexe technische

Strukturen in ihren lokalen Eigenschaften so zu variabilisieren, dass eine

bestmögliche Anpassung an ebenso komplexe Beanspruchungsprofile mög-

lich wird, ist bereits hinlänglich bekannt. Ihre technische Umsetzung in das

Umfeld der für eine industrielle Großserienfertigung üblicherweise zur An-

wendung kommenden Formgebungstechnologien unter hier gängigen Leis-

tungskriterien, wie Reproduzierbarkeit, Produktivität, Flexibilität, Effizienz und

Robustheit, die am Ende deren hohe Wirtschaftlichkeit ausmachen, lässt je-

doch nach wie vor eine nachhaltige Lösung vermissen. Findet man für ur-

formtechnisch hergestellte Strukturkomponenten noch einige wenige Ansät-

ze zur funktionalen Gradierung, so sind im Umfeld der plastischen Formge-

bungsverfahren der Umformtechnik nur noch vereinzelte Ideen sichtbar, de-

ren praktische Umsetzbarkeit bzw. technologische Wirksamkeit wohl derzeit

zurecht noch hinterfragt werden darf. Grundsätzlich ist dies so ja auch nicht

verwunderlich, da aufgrund der Wahrung der stofflichen Integrität bei der

Umformung alle solche Varianten ausscheiden, die auf den Gradierungsef-

fekt von komplexen Werkstoffverbunden bzw. Werkstoffgemischen abzielen.

Auf der anderen Seite wird jedoch nur allzu deutlich, dass das intrinsische

Eigenschaftspotenzial gerade von Stählen eine Bandbreite an Eigenschaften

eröffnet, die zwar im Sinne gezielter integraler mikrostruktureller Einstellun-

gen im Stand der Technik durchaus bekannt und wissenschaftlich umfas-

send durchdrungen sind, jedoch unter dem Aspekt der örtlichen

Variabilisierung in der vollumfänglichen Dreidimensionalität des Bauteils bis-

her nicht einmal maßgebliche Beachtung fanden. In der vorliegenden Arbeit

wird erstmalig das aus dem bisherigen Erkenntnisdefizit resultierende wis-

senschaftliche Handlungsfeld und den sich hieraus unübersehbar ableiten-

den Forschungsbedarf im Bereich thermo-mechanisch gekoppelter Formge-

bungsprozesse umfassend adressiert.

Kurt Steinhoff

Danksagung

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner vierjährigen Tätigkeit als

wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Umformtechnik der Universi-

tät Kassel. Für alle kleinen und großen Aufgaben standen meine Kollegen

immer hilfreich zur Seite, so dass mein erster Dank allen Mitarbeitern des

Lehrstuhls gilt. Mein großer und besonderer Dank gilt Herrn Professor Stein-

hoff, der mich für die Tätigkeit in seiner Arbeitsgruppe begeistern konnte und

auch zum erfolgreichen Abschluss der Promotion führte. Er stand stets mit

„Rat und Tat“ zur Seite. Hieraus resultierte eine sehr angenehme Arbeitsat-

mosphäre, die es allen Mitgliedern unserer Gruppe ermöglicht, sich im Rah-

men der jeweiligen persönlichen Interessen erfolgreich zu entwickeln. Wei-

terhin bedanke ich mich ganz herzlich bei Herrn Professor Homberg von der

Universität Paderborn für die Anfertigung des zweiten Gutachtens zu meiner

Dissertation. Frau Professor Brückner-Foit von der Universität Kassel danke

ich ebenfalls zum einen für ihre Tätigkeit als Prüferin während meiner Dispu-

tation, zum anderen für die stets freundliche Zusammenarbeit im Rahmen

des SFB Transregio-30. Bei Herrn Professor Wünsch von der Universität

Kassel bedanke ich mich ebenfalls recht herzlich sowohl für die Übernahme

der Prüferfunktion während meiner Disputation als auch für die Zusammen-

arbeit im Rahmen des SFB. Auch einigen Kollegen des Lehrstuhls für Um-

formtechnik der Universität Kassel möchte ich namentlich danken. Bei den

Herrn Maikranz-Valentin, Wagner und Clobes bedanke ich mich für zahlrei-

che Diskussionen sowie die tatkräftige Unterstützung speziell bei den Expe-

rimenten. Herrn Seidel danke ich besonders für die zahlreichen Tage, die er

mit mir im Labor verbrachte. Durch etliche Diskussionen trug er ebenfalls

wesentlich zu dieser Arbeit bei. Abschließen möchte ich mit einem beson-

ders herzlichen Dank an meine Familie, meine Eltern (Souad Abdallah und

Michel Saba) und meine Geschwister (Wahib und Walid Saba) für ihre un-

eingeschränkte Unterstützung während der Zeit meiner Promotion.

Nicolas Saba Kassel, im März 2011

Inhaltsverzeichnis I

Inhaltsverzeichnis

INHALTSVERZEICHNIS ............................................................................................. I

LISTE DER SYMBOLE UND ABKÜRZUNGEN ........................................................ III

Lateinische Formelzeichen ............................................................................................. III

Griechische Formelzeichen ............................................................................................ IV

Dimensionslose Kennzahlen ........................................................................................... V

Symbole und Abkürzungen ............................................................................................ VI

ABSTRACT .............................................................................................................. VII

1 EINLEITUNG ........................................................................................................ 1

2 STAND DER TECHNIK ........................................................................................ 5

2.1 Steuerung des Fließverhaltens und Mikrostrukturgestaltung ............................. 5

2.2 Herstellung gradierter Bauteile .............................................................................. 8

3 MOTIVATION UND ZIELSETZUNG ................................................................... 13

3.1 Wissenschaftliche Zielsetzung ............................................................................ 14

3.2 Demonstrator Flanschwelle ................................................................................. 15

4 HERSTELLUNG FUNKTIONAL GRADIERTER BAUTEILE ............................. 17

4.1 Werkstoffauswahl ................................................................................................. 19

4.1.1 Ausgangszustand .......................................................................................................... 20

4.1.2 Umwandlungsverhalten des Werkstoffs 51CrV4 ............................................................ 21

4.1.3 Oberflächenreaktivität.................................................................................................... 26

4.2 Integriertes Versuchsfeld ..................................................................................... 28

4.2.1 Presse .......................................................................................................................... 28

4.2.2 Umformwerkzeug .......................................................................................................... 29

4.2.3 Werkzeug zur Herstellung von Mehrfachformelementen ................................................ 31

4.3 Erwärmungsprozess ............................................................................................. 32

4.3.1 Induktive Erwärmung ..................................................................................................... 34

4.3.2 Analytische Beschreibung zum Erwärmungsverfahren ................................................... 40

4.3.3 Induktionsanlagen ......................................................................................................... 42

4.3.4 Induktionsspulendesign ................................................................................................. 43

4.4 Abkühlprozess ...................................................................................................... 44

II Inhaltsverzeichnis

4.5 Handlingseinrichtung ............................................................................................ 49

4.6 Sensorikkonzept .................................................................................................... 50

4.6.1 Mechanische Prozessgrößen ........................................................................................ 51

4.6.2 Temperaturfeldmessung und Simulation ........................................................................ 52

4.7 Werkstoffanalyse ................................................................................................... 58

4.7.1 Mechanische Prüfung .................................................................................................... 58

4.7.2 Metallographische Untersuchungen ............................................................................... 59

4.8 Referenzversuch .................................................................................................... 60

5 ERGEBNISSE ..................................................................................................... 63

5.1 Simulation der Temperaturprofilentwicklung während des Prozesses ............. 63

5.1.1 Erwärmungsvorgang ..................................................................................................... 64

5.1.2 Umformung ................................................................................................................... 66

5.1.3 Abkühlung ..................................................................................................................... 67

5.2 Gradierung durch unterschiedliche Erwärmungsstrategien .............................. 68

5.2.1 Induktive Erwärmung mit Mittelfrequenzanregung .......................................................... 68

5.2.2 Induktive Erwärmung mit Hochfrequenzanregung .......................................................... 77

5.3 Gradierung durch unterschiedliche Abkühlstrategien........................................ 80

5.3.1 Kontaktkühlung ............................................................................................................. 80

5.3.2 Medienkühlung .............................................................................................................. 86

5.4 Sondereffekte......................................................................................................... 90

5.4.1 Mehrfachformelemente .................................................................................................. 90

5.4.2 Asymmetrische Formelemente ...................................................................................... 93

5.4.3 Lokale Schereffekte unter thermo-mechanischer Einwirkung ......................................... 95

5.4.4 Innere Abschreckung .................................................................................................... 96

5.4.6 Zeiligkeit ...................................................................................................................... 100

6 ZUSAMMENFASSUNG .................................................................................... 103

7 AUSBLICK ........................................................................................................ 105

7.1 Anlagenkonzept ................................................................................................... 105

8 LITERATURVERZEICHNIS .............................................................................. 113

Abkürzungsverzeichnis III

Liste der Symbole und Abkürzungen

Lateinische Formelzeichen

a m2 s-1 Temperaturleitfähigkeit (λ ρ-1 c-1)

Ac3 °C Austenitisierungstemperatur

AR m2 Querschnittsfläche des Rohlings

ATW m2 Kontaktfläche Werkzeug/Werkstück

c J kg-1 K-1 spezifische Wärmekapazität

cp J kg-1 K-1 isobare spezifische Wärmekapazität

cP,K J kg-1 K-1 isobare spezifische Wärmekapazität des Kühlmedi-

ums

cv J kg-1 K-1 isochore spezifische Wärmekapazität

cv,T J kg-1 K-1 isochore spezifische Wärmekapazität des Werk-

zeugwerkstoffs

cv,W J kg-1 K-1 isochore spezifische Wärmekapazität des Werk-

stückwerkstoffs

CTW - Kontaktflächenverhältnis

d0 m Rohlingdurchmesser

dwa0 m Außendurchmesser des Rohlings

dwi0 m Innendurchmesser des Rohlings

D m Spulendurchmesser

D m Flanschdurchmesser

f s-1 Frequenz (allgemein)

fHeiz s-1 Heizfrequenz

Ie A elektrischer Strom

J A m-2 Stromdichte

J0 A m-2 Stromdichte an der Oberfläche

Kf N mm-2 Fließspannung

L m erwärmte Länge des Rohlings, Anströmlänge

MS °C Martensitstarttemperatur

m kg Masse

n - Windungszahl des Induktors

p(x, t, T) W dissipierte Energie

p bar Luftdruck

PHeiz W Heizleistung

IV Abkürzungsverzeichnis

PN W Nennleistungsaufnahme der Erwärmungsanlage

PR W induzierte Leistung im Rohling

qE W m-3 Energiequelldichte

Q J Wärme (allgemein)

QJ J Joulesche Wärme

r m Radius

r0 m Radius des Rohlings

Re Ω elektrischer Widerstand

s m Luftspalt

t s Zeit (allgemein)

tHeiz s Heizdauer

TProz s Prozesszeit

T K Temperatur (allgemein)

T K Werkstücktemperatur

T1 K mittlere Rohlingtemperatur zu Beginn der Erwär-

mung

T2 K mittlere Rohlingtemperatur zum Ende der Erwär-

mung

Taus K Ausgangstemperatur des Kühlmediums

Tein K Eingangstemperatur des Kühlmediums

TAust K Austenitisierungstemperatur

Tm K mittlere Temperatur

Tro K Temperatur an Rohlingsoberfläche

TU K Umgebungstemperatur

TT K Werkzeugtemperatur

TW K Werkstücktemperatur

Ue V elektrische Spannung

V m3 Volumen

VK m3 s-1 Volumenstrom des Kühlmediums

vAuf K/s Aufheizrate

vSch mm/s Schließgeschwindigkeit der Presse

Griechische Formelzeichen

α W m-2 K-1 Wärmeübergangskoeffizient

Abkürzungsverzeichnis V

δ m Stromeindringtiefe

ε kg m K-2 A-2 elektrische Permeabilität

ε - Emissionsgrad

η - thermischer Wirkungsgrad

ηG - Generatorwirkungsgrad

ηth - Übertragungswirkungsgrad

λS W K-1 m-1 Wärmeleitfähigkeit des Festkörpers

λS,W W K-1 m-1 Wärmeleitfähigkeit des Werkstückwerkstoffs

λS,T W K-1 m-1 Wärmeleitfähigkeit des Werkzeugwerkstoffs

λth W K-1 m-1 Wärmeleitfähigkeit des thermischen Teilsystems

μ kg m K-2 A-2 magnetische Permeabilität

μ - Coulomb-Reibung

ρ1 Ω mm2 m-1 spezifischer Widerstand des Induktors

ρ2 Ω mm2 m-1 spezifischer Widerstand des Rohlingss

ρth kg mm-3 Dichte des thermischen Teilsystems

ζ N mm-2 Schubspannung

ζ kg-1 m-3 K4 A2 dielektrische Leitfähigkeit

φ - Formänderung, Umformgrad

Φ W Wärmestrom (allgemein)

Φro W Wärmestrom über Rohlingoberfläche

ΦK W Wärmestrom der Konvektion

ΦS W Wärmestrom der Strahlung

Dimensionslose Kennzahlen

Gr 2

p

3

0 TLg

Grashof-Zahl

Nu F

L

Nußelt-Zahl

Pr a

Prandtl-Zahl

Ra a

LTg 3

p0

Rayleigh-Zahl

VI Abkürzungsverzeichnis

Symbole und Abkürzungen

Δ Laplaceoperator

Ø Durchmesser

°C Grad Celsius (empirisch ermittelte Temperaturskala)

3D 3-dimensional

bzw. beziehungsweise

ca. circa

CVD Chemical Vapour Deposition

DFG Deutsche Forschungsgemeinschaft

DIN Deutsches Institut für Normung

DLC Diamond-Like Carbon

DMS Dehnmessstreifen

evtl. eventuell

ECAP Equal Channel Angular Pressing

FEM Finite Elemente Methode

Gl. Gleichung

HU Universalhärte (Martenshärte)

HV Härte nach Vickers

MIM Metal Injection Molding

o. Ä. oder Ähnliches

PVD Physical Vapour Deposition

SFB Sonderforschungsbereich

SPS Speicherprogrammierbare Steuerung

TP Teilprojekt

TR Transregio

u. a. unter anderem

vgl. vergleiche

z. B. zum Beispiel

ZTA Zeit-Temperatur-Austenitisierung

ZTU Zeit-Temperatur-Umwandlung

Abstract VII

Abstract

A highly innovative approach for thermo-mechanical processing in metal-

forming technology enables the production of steel products with full three-

dimensional geometry and, at the same time, tailored mechanical properties.

The application of locally and temporally differential thermo-mechanical ef-

fects to initial homogeneous workpiece materials combines thermally-

controlled material flow with functional grading of mechanical properties,

which result directly from the process-integrated thermo-mechanical control

of local microstructural evolution. Temperature and micro hardness mea-

surements are used, in order to investigate the effects of different heating

and cooling strategies. By an appropriate choice of process parameters and

resulting thermo-mechanical conditions, defined functionally-graded proto-

type parts could be realized.

Based on the results of the parameter studies, the research focus lies on the

development, installation and testing a fully integrated experimental set-up.

This should not only allow to extend the parameter studies regarding to the

locally and temporally differential thermo-mechanical design but also to ad-

vance the conceptual design of specific systems engineering in hardware

and software. In this context, process control strategies should be developed

for selected functional reference gradations of the demonstrator "flanged

shaft". Those reference gradations orient on the extension of the thermo-

mechanically induced geometrical and microstructural freedom of design.

Einleitung 1

1 Einleitung

Der wachsende internationale Wettbewerb und die stetig steigenden Roh-

stoff- und Energiepreise führen dazu, dass internationale Unternehmen ihre

Fertigungsverfahren ständig optimieren müssen, um eine stetige Steigerung

der Produktqualität und Effizienz zu erreichen. Es zeigt sich jedoch, dass mit

dem heutigen Stand der Technik bei etablierten Fertigungsprozessen ein

Grad der Effizienz erreicht wurde, bei dem nur noch wenig Spielraum zur

Steigerung der Wirtschaftlichkeit vorhanden ist. Mit großem Nachdruck wird

daher der Versuch unternommen, völlig neuartige umformtechnische Pro-

zesse zu entwickeln [STE03]. Des Weiteren führen die ökonomische und

technologische Wettbewerbsfähigkeit und natürlich die ökologische Nachhal-

tigkeit zu einer kontinuierlichen Verdichtung der Funktionalität, nicht nur auf

Systemebene sondern auch auf Einzelkomponentenebene. Dazu gehören

komplexe Geometrien sowie maßgeschneiderte mechanische Eigenschaf-

ten, adaptiert an ein oft komplexes Belastungsprofil. Leider können Techno-

logien, die derzeit Stand der Technik sind, nur eine begrenzte Gestaltungs-

freiheit anbieten. In diesem Zusammenhang nimmt die Abkehr von integralen

Produktgestaltungsprinzipien mit resultierenden homogenen Eigenschaften

des Bauteils hin zu funktional gradierten physikalischen Produkteigenschaf-

ten und damit bauteilspezifisch inhomogener Eigenschaftsverteilung zu. Dies

führt zu einer zunehmenden Forderung nach gradierbaren Werkstoffsyste-

men einerseits und zugehörigen hoch effizienten Fertigungsmethoden an-

derseits.

Der in dieser Arbeit verfolgte Forschungsansatz einer Eigenschaftsgradie-

rung auf der Grundlage einer Umformung mit zeitlich und örtlich variabler

Temperaturführung stellt einen vollkommen neuartigen Realisierungsansatz

dar. Wenngleich sowohl die verwendeten Ausgangswerkstoffe kommerziell

verfügbaren Werkstoffen entsprechen und auch die generelle Prozessumge-

bung in ihren wesentlichen Grundzügen konventionellen Massivumformver-

fahren und zugehöriger Erwärmungstechnik entspricht, so ist es der neuarti-

ge Ansatz einer thermisch differenziellen Prozessführung an sich, der bisher

hinsichtlich der hier auftretenden komplexen thermo-mechanischen Wech-

selwirkungen nur in Ansätzen verstanden ist. Ziel der vorliegenden Arbeit ist

2 Einleitung

es daher, diese Wechselwirkungen in ihren Grundlagen experimentell zu er-

fassen, um in der wissenschaftlichen Aufbereitung dieser Erkenntnisse

schließlich die zentrale Voraussetzung für eine exakte Prognose des Pro-

zessverlaufes und der resultierenden Produkteigenschaften zu schaffen.

Der im Fokus der vorliegenden Arbeit stehende Ansatz einer Massivumfor-

mung mit örtlich und zeitlich veränderlicher Temperaturführung wurde bereits

in umfangreichen Vorarbeiten behandelt [WEI00a, WEI00b, KAY01, WEI01a,

WEI01b, WEI01c, STE03, STE05a, STE05b, STE05c, WEI05].

Abbildung 1.1: Massivumformung mit örtlich und zeitlich variabler Temperatur-

führung [STE03]

Steuerung des Werkstoffflusses. Unter konventionellen integralen Pro-

zessbedingungen wird der Werkstofffluss überwiegend über die Werkzeug-

kontur und die gegebenen kinematischen Randbedingungen der Umformma-

schine bestimmt. Ferner entsteht durch den unmittelbar aus der örtlich und

zeitlich veränderlichen Temperaturführung resultierenden Fließspannungs-

gradienten ein den lokalen Werkstofffluss beeinflussender Prozessgestal-

tungsparameter. Für das bereits in Abbildung 1.1 dargestellte Beispiel einer

Welle mit Einfachflansch ergibt sich aus dieser Prozessführung der in Abbil-

dung 1.2 in unterschiedlichen Phasen dargestellte charakteristische Verlauf

eines Umformschrittes. Zu erwähnen ist hierbei nicht nur der mit zunehmen-

dem Werkzeugkontakt einhergehende Übergang von kontaktlosen Wärme-

übertragungsmechanismen (Konvektion, Strahlung) auf eine kontaktgebun-

dene Wärmeleitung, sondern insbesondere auch der Übergang von einer

Einleitung 3

weitgehend freien Umformung zu einer überwiegend werkzeuggebundenen

Umformung [STE05a, STE05b, WEI05].

Abbildung 1.2: Übergangseffekte bei dem thermo-mechanisch gekoppelten Um-

formprozess einer Welle mit Einzelflansch [STE05b]

Durch eine werkzeuglose Vorformgebung gekoppelt mit einer gesteuerten

Temperaturverteilung ist es möglich, komplexe Geometrien mit funktional

gradierten Eigenschaften zu erstellen [KAY01, STE05b, STE05d].

Gradierte Werkstoffeigenschaften. Durch die Einstellung komplexer Mikro-

strukturprofile ist es im funktionstragenden äußeren Flanschbereich möglich,

ein vollständiges martensitisches Gefüge bei gleichzeitiger endkonturnaher

Geometrieeinstellung vorzusehen. Im direkt angrenzenden Schaftbereich

kommt es zur Ausbildung mehrphasiger Gefügestrukturen, die auf die gradu-

ell unvollständige Austenitisierung und sukzessive Abnahme der Abkühlge-

schwindigkeit zurückzuführen ist. Lokale Phasenverteilungen führen so zu

entsprechend funktionsangepassten Festigkeits- und Zähigkeitsverhältnis-

sen. Die in Abbildung 1.3 dargestellten Härteprofile verdeutlichen diesen

gradierten Eigenschaftsverlauf [STE05a, STE05b, WEI05].

4 Einleitung

Abbildung 1.3: Flexible Einstellung der Mikrostruktur durch Umformung mit örtlich

und zeitlich veränderlicher Temperaturführung [STE05b]

Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass der zuvor vorgestellte Prozessgestal-

tungsansatz nicht allein auf Verfahren der Massivumformung begrenzt ist. In

weiterführenden Arbeiten konnte dieser Ansatz auch auf den Bereich der

Blechumformung übertragen werden [MAI08a, MAI08b, LEN08, STE08a,

MAI07, STE05a].

Somit konnte gezeigt werden, dass für eine definierte Einstellung gradierter

Mikrostrukturen die unmittelbar aus der thermo-mechanischen Prozessfüh-

rung resultierende zeit- und ortsabhängige Temperaturverteilung im Werk-

stück maßgeblich ist. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit gilt es dabei, alle

im Hinblick hierauf relevanten Effekte und Mechanismen zu erfassen und

hinsichtlich ihres Einflusses auf die resultierenden Produkt- und Prozessei-

genschaften zu untersuchen.

Stand der Technik 5

2 Stand der Technik

Ein Gradientenwerkstoff (englisch: Functionally Graded Materials – FGM) ist

dadurch gekennzeichnet, dass er über eine Eigenschaftsänderung über min-

destens eine makroskopische Dimension verfügt. Man spricht von einer funk-

tionalen Gradierung, wenn diese Eigenschaftsänderungen in ihrem spezifi-

schen Verlauf über die gesamte Bauteilgeometrie der Zielsetzung der an-

wendungsorientierten Anpassung der physikalischen Bauteileigenschaften

folgen. Hieraus ergibt sich die Frage der Verfügbarkeit von technologischen

Optionen für eine praktische Realisierung eines solchen Gestaltungsansat-

zes, der die Voraussetzung erfüllen muss, die etablierten integralen Produkt-

gestaltungsprinzipien nachhaltig zu ersetzen [STE09a].

Das Konzept der Gradientenwerkstoffe wurde 1984 am National Space La-

boratory in Japan entwickelt, mit dem Ziel Wärmedämmmaterialien (zunächst

für die Raumfahrt- und Schmelzreaktortechnolgie) herstellen zu können

[KOI97, ILS93]. Seitdem werden diese neuartigen Werkstoffsysteme vor al-

lem von speziellen nationalen Forschungsprogrammen mit wachsendem In-

teresse vorangetrieben. Beispiele hierfür sind u. a. [HIR98, WAT03] in Japan,

[RÖD98] in Deutschland, [GAS98] in Finnland, [LEV98] in Russland, [GE98]

in China und [COL98] in Frankreich.

2.1 Steuerung des Fließverhaltens und Mikrostrukturgestaltung

Im Stand der Technik werden unterschiedliche Zielsetzungen für die gezielte

Nutzung gekoppelter, thermo-mechanischer Prozessstrategien verfolgt. Eine

dieser Zielsetzungen befasst sich mit der Nutzung der Temperatur-

Zeitabhängigkeit der Mikrostrukturentwicklung, um die hieraus resultierenden

mechanischen Eigenschaften zu beeinflussen. Dabei stellt die zeitgleiche

Mikrostruktur- und Geometrieeinstellung eher die Ausnahme dar, in den

meisten Fällen erfolgt die Einstellung der mikrostrukturellen Eigenschaften

sequentiell in einer der geometrischen Formgebung nachgeschalteten Pro-

zessstufe.

6 Stand der Technik

Eine weitere Zielsetzung verfolgt den Ansatz die thermische Aktivierung ge-

zielt zu nutzen, um das temperaturabhängige Fließverhalten im Sinne eines

verbesserten Formfüllungsverhaltens zu beeinflussen. Der Vorteil dieses An-

satzes liegt daran, dass dieser Effekt für ein breites Spektrum von Werkstoff-

varianten anwendbar ist [STE09a].

Mikrostrukturgestaltung. Durch geeignete Legierungskonzepte wird gene-

rell das Vermögen metallischer Werkstoffe zur thermo-mechanisch bewirkten

Mikrostruktureinstellung beeinflusst [KLO97, FLE04, UST04, HAU04]. Die

Kombination eines angepassten Legierungskonzeptes mit einer gezielten

Temperaturführung während des Warmwalzprozesses erzielte signifikante

Verbesserungen im Festigkeits-Zähigkeitsverhältnis bei guten Verarbei-

tungseigenschaften durch die extreme Feinkörnigkeit, die Steuerung der

Ausscheidungsvorgänge sowie durch gezielte Anteile an harten und/oder

metastabilen Phasen [MEY88, CHA00a, CHA00b, TOM00, BOD02, DEG02,

ASE02, ELS04, FLE04, HAU04, LAC06, KLI07, KRU07, LEE07, SER07,

GRA08, MAS08 MUK09, ALA10].

Auf dem Gebiet der stückbezogenen Massivumformung sind die Weiterent-

wicklungen der thermo-mechanischen Prozessführung nicht in dem Maße

fortgeschritten wie bei der Blechumformung [RAE03]. Hier konnten Verbes-

serungen in den Eigenschaften durch die Entwicklung der ausscheidungs-

härtenden ferritisch-perlitischen (AFP-)Stähle und durch eine angepasste

Prozesstemperaturführung in Verbindung mit gezielter Mikrolegierung erzielt

werden [PET97, GON98, BAR07]. In diesem Zusammenhang ist ebenfalls

das Abschrecken aus der Schmiedehitze [BRE00] zu erwähnen. Im Bereich

der Blechumformung ist hauptsächlich die Technologie des Press- bzw.

Formhärtens von Blechhalbzeugen aus höchstfestem Vergütungsstahl zu

erwähnen [GON98, FLE01, ARA02, AUS02, RAE03, TJO03, GEI05, MER05,

NIC05, TEK07]. Eine hierfür umfangreiche Zusammenstellung findet sich in

[STE08b, OLD09] oder in Übersichtarbeiten [KAR10]. Es sei an dieser Stelle

explizit auf die in [STE09a] dargestellten Ergebnisse verwiesen.

Eine weitere Verfahrenstechnik, die sich mit der Gestaltung definierter Mikro-

strukturen befasst, ist die Severe Plastic Deformation (SPD) oder Hochver-

formung. Dieser Ansatz wird zum Herstellen nanostrukturierter, kompakter

Stand der Technik 7

Werkstoffe verwendet [VAL01, ZHU03, MIN03, WEI04, PAR04, ROS05,

RUS07, AZU08, VAL10]. Dabei werden Mikrostrukturen im Nano- oder zu-

mindest Submikrometer-Bereich in ursprünglich grobkristallinen Ausgangs-

materialien durch Einbringen sehr hohe plastische Verformungen erreicht

[ZRN08]. Das Metall wird sehr hohen Scherumformungen unterworfen, die

zu einer extremen Vermehrung von Gitterdefekten und dadurch zu einer

Kornverfeinerung führen. Auf diesem Wege gewonnene massive Nano-

Werkstoffe weisen eine Kombination aus stark erhöhter Festigkeit und sehr

guter Duktilität auf [VAL01, FIR03, VAL04, CHE08]. Die bekanntesten Ver-

fahren der SPD-Technik sind u. a. das Equal Chanel Angular Pressing

(ECAP), die Hochdrucktorsion (High Pressure Torsion - HPT), das

Accumulative-Roll-Bonding (ARB), das Repetitive Corrugation and

Straightening (RCS) und das Multi-Directional Forging (MDF) [MÜC08,

ZRN08]. Die Zielsetzung dieser Verfahren ist die Verbesserung der mecha-

nischen Eigenschaften durch ultrafeinkörniges Gefüge. Die durchschnittlich

erzielte Korngröße liegt bei reinen Metallen bei ≈ 150 – 300 nm, und bei Le-

gierungen werden noch feinkörnigere Endgefüge erhalten [VAL04, WEI04,

MÜC08]. Ein weiterer Ansatz in Richtung Ultrafeinkörnigkeit ist die Verarbei-

tung partikelverstärkter Aluminiummatrix-Verbundwerkstoffe. Nachteilig hier-

bei ist das relativ geringe Materialvolumen, welches in einem Durchgang

verarbeitet werden kann [MÜC08]. Darüber hinaus hat eine Interaktion der

thermischen und mechanischen Effekte während des Prozesses der Hoch-

verformung einen Einfluss auf die Mikrostrukturverfeinerung und somit auf

die mechanischen Endeigenschaften [BRZ02, VOR05, FIG09]. Hierbei hängt

der Einfluss der Temperatur stark vom verarbeiteten Material selbst ab.

Werkstoffe mit hohem Anteil an Legierungselementen und/oder niedriger

Stapelfehlerenergie weisen bei selber Verformungstemperatur feinere Mikro-

strukturen auf [VOR05]. Dieser Ansatz ist von besonderer Bedeutung für die-

se Arbeit, da es sich bei dem hier vorgestellten Prozess um eine Kopplung

der thermo-mechanischen Effekte handelt (s. Abschnitt 5.4.3).

Fließverhalten. Bei der Betrachtung des Standes der Technik werden lokale

Temperaturgradienten in Bezug auf das Fließverhalten des Materials ange-

wandt, wenn es gilt das Formänderungsvermögen zu verbessern. Dies kann

durch eine thermisch aktivierte Reduzierung der lokalen Fließspannung er-

reicht werden. In der Blechumformung sind in diesem Zusammenhang laser-

8 Stand der Technik

unterstützte Verfahrensvarianten des Biegens, Tief-, Draht- und Streckzie-

hens, des Drückwalzens sowie des Hydroformings bekannt [KLO97, HOF00,

GRO01, ZEI01, KAL04, PIT03, PIT05, TÖN05, GEL07, MÄN07]. Im Gegen-

satz zu dieser in-situ Aktivierung wird in [RHA02, MER02] ein entsprechen-

der Effekt durch eine der Umformung vorgeschaltete lokale Lösungsglühbe-

handlung sowohl für Titanbleche als auch für Aluminiumbleche erreicht. Ein

wichtiger Unterschied zu dem in dieser Arbeit vorgestellten Ansatz, dass die-

se Variante der thermischen Aktivierung zu keinem Zeitpunkt dazu genutzt

wird, um hiermit gleichzeitig eine anwendungsangepasste Eigenschaftsver-

teilung zu erzeugen. Diese ist ebenfalls für den Bereich der Massivumfor-

mung relevant und wird durch sequentiell aufeinander folgendes Kalt- und

Warmfließpressen oder durch eine Halbwarmumformung [KÖR92, KÖR94]

sowie durch eine in den Prozessablauf zwischengeschaltete induktive

Rekristallisationsglühung [WAG96] erzielt, ohne die bekannten Vorteile der

Kaltmassivumformung komplett zu verlieren.

Lokale Methoden zur Verbesserung des Umformvermögens, wie das Elekt-

rostauchen [BEU82] oder das Axial-Radial-Umformen [SCH98], verwenden

lokale, induktive Erwärmungstechniken zur Erreichung der Halbwarm- oder

Warmumformtemperatur. Dabei wird die Lage des Querfließbereichs direkt

durch die Erwärmung festgelegt. Fortgeführt wurde der Gedanke zur thermi-

schen Beeinflussung des Materialflusses für die schnelle und einfache Her-

stellung von komplexen Vorformen mit seitlichen Nebenformelementen und

Querfließanteilen in [MER98, HUA03] und mittels FEM-Simulationen vertie-

fend untersucht. Die Form stellt sich durch die thermisch gesteuerte Fließ-

spannungsverteilung ein.

Zum Abschluss dieses Abschnitts kann festgestellt werden, dass keiner der

bisher diskutierten Ansätze die gezielte gleichzeitige Einstellung der resultie-

renden Bauteilgeometrie und –eigenschaften bietet.

2.2 Herstellung gradierter Bauteile

Derzeit werden gradierte Eigenschaften bei metallischen Halbzeugen und

Fertigteilen, die in ihrer geometrischen Ausprägung von einem im Vergleich

zu ihrer Oberfläche großen Volumen gekennzeichnet sind, hauptsächlich mit

Stand der Technik 9

Hilfe der Verfahren der Schmelz- und Pulvermetallurgie sowie der Beschich-

tungstechnologie realisiert [DEL92, KAW97, SUR97, JOE99, JOE01, KIE03,

NIS05]. Angesichts der Möglichkeiten und Grenzen der verschiedenen, ein-

gesetzten Technologien, findet die Pulvermetallurgie am häufigsten Verwen-

dung [JOE99, NIS05, YAR06], da hier eine breite Variation der Materialei-

genschaften besteht. Weitere Beispiele sind das Schichtverbundpressen

[BEI97], das Pulverwalzen [DOL95], das Strangpressen [LIN96] und das

MIM-Spritzgießen [ROT06]. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass hierbei der

Rapid Prototyping Ansatz sehr oft Verwendung findet [ZHO04, ROT06,

WAN08]. Ein gemeinsames Merkmal dieser Technologien ist die variable

Gestaltung des Prozessablaufs. Insbesondere können Zwischenschichten,

die schließlich zu einer diskontinuierlichen Gradierung des fertigen Bauteils

führen, eingebracht werden.

Um Schichten dünner als 200 µm und damit kontinuierliche Gradienten zu

ermöglichen, kommen z. B. die Verfahren der Zentrifugalpulverformgebung

[CHE93, PRI99] zum Einsatz. Weitere Verfahren sind, unter Verwendung

einer Suspension, Sprühtechniken, wie das Nasspulverspritzen [SCH99] so-

wie die Multiphase-Jet-Solidification [SAN99] und die Extrusion Freeform

Fabrication [SAT04]. Mit diesen Verfahren können ebenfalls kontinuierliche

Gradienten erzeugt werden.

Ein anderer Ansatz zur Erzeugung einer Mikrostruktur mit kontinuierlichen

Gradienten verwendet zuerst äußere Kräfte (Gravitation [BER99, YAN04],

Zentrifugalkräfte [MOR99, YAR06], Vibration [Lin99]) zum Trennen der ein-

zelnen Bestandteile eines Pulvermaterials. Die gewünschten Eigenschafts-

profile werden unter Berücksichtigung der lokal unterschiedlichen Sinterei-

genschaften, wie zum Beispiel der Teilchengrößeneinfluss auf die Sinterakti-

vität, im letzten Sinterschritt eingestellt. Ebenso druckunterstützte Sinterpro-

zesse, wie das Heißpressen [XIO00], das heißisostatische Pressen (HIP)

[PRA95], das Unterwasser-Schockpressen [CHI95] oder das Explosionsver-

dichten [GOR99] und das Sintern im Temperaturgradienten, wie zum Bei-

spiel das Mikrowellen- [TAP06], Laser- [ABB94, PEI00], Reaktionssintern

[ZHA01] und das Spark Plasma Sintering (SPS) [TOK05], sind geeignete Mit-

tel für die Herstellung von gradierten Werkstoffen.

Infiltrationsverfahren können unter Ausnutzung von Porositätsgradienten zur

10 Stand der Technik

Herstellung von gradierten Verbundwerkstoffen mit stark differierenden

Schmelzpunkten verwendet werden [NEU98, JED00]. Da der poröse, bereits

gesinterte Festkörper mit einer Schmelze gefüllt wird, stellt diese Prozessva-

riante ein Hybridverfahren aus Pulver- und Schmelzmetallurgie dar.

Bei der Herstellung von Gradientenwerkstoffen sind schmelzmetallurgische

Verfahren, bei denen die Gradientenbildung im Vergleich zu denen der Pul-

vermetallurgie hauptsächlich natürlichen Transportmechanismen unterliegt

[SUR98], weniger verbreitet. Diese Transportmechanismen nutzen die Be-

dingungen und Effekte der Sedimentation, der Gravitation, der Fliehkraftab-

scheidung bzw. -entmischung und der Makroseigerungen aus. In der Tat

werden gradierte Zwischenschichten mit einer Dicke von mehreren Millime-

tern sowohl beim Schwerkraft- als auch beim Zentrifugalschichtgießen durch

das aufeinander folgende oder auch simultane Einfüllen zweier unterschied-

licher Schmelzen hergestellt [RAß02]. Dennoch sind Prozessvarianten zur

Herstellung von gradierten, metallischen Werkstoffen, wie z. B. das Zentrifu-

galverfahren [WAT05], das Gießen unter Verwendung metallurgisch wirken-

der Preforms [KAI00] oder das Schlichten [HOD99], d. h. zum Beispiel ein

Umgießen von Kernen oder ein Ausgießen von Schalen sowie durch

Thixogießen [RUY96] bzw. Thixoformen [FUK00, STE04] und Metal-Jet-

Verfahren [YAM03], technisch noch nicht ausgereift.

Bei Komponenten aus Stahlblech hat sich heute die so genannte Tailored-

Technologie weit verbreitet. Dabei werden einzelne Bleche unterschiedlicher

Dicke, Festigkeit, Beschichtung und Legierungszusammensetzung durch fle-

xible Walzverfahren oder mittels Fügetechnologie miteinander kombiniert.

Die so erzeugten Halbzeuge werden erst durch die abschließende Form-

gebung in der Weiterverarbeitung zu „maßgeschneiderten“ Bauteilen [Hil96,

KOP01, PAL01, TUS01, ZER02, KOP04, KRE04]. Ein ähnlicher Ansatz der

Vorkonfektionierung hohlprofilierter Halbzeuge, der so genannten Tailored

Tubes [WEB03, HAR05], sollte in diesem Zusammenhang auch erwähnt

werden. Alle Varianten der Tailored-Technologie, die durch steile Eigen-

schaftsgradienten charakterisiert sind, führen also nicht zu einer kontinuierli-

chen Gradierung.

Eine Vielzahl von Technologien, die nur die Eigenschaften der Oberflächen-

Stand der Technik 11

randschicht eines Bauteils beeinflussen, lässt sich im Stand der Technik auf-

finden. Hierzu gehören sicherlich die klassischen Verfahren des Rand-

schicht- und Einsatzhärtens wie auch der Nitrier- und Borierverfahren, bei

denen ein duktiler Kernwerkstoff mit einer harten, verschleißbeständigen

Schicht kombiniert wird. Aufgrund von Temperatur-und Diffusionsgradienten

treten Eigenschaftsgradienten innerhalb der Randschicht auf. Allerdings sind

diese Gradienten in der Regel nicht relevant im Hinblick auf die Schichtfunk-

tionalität. Eine Ausnahme hierbei sind die resultierenden Eigenspannungen,

da die Position eines Eigenspannungswechsels von Zug nach Druck wesent-

lichen Einfluss auf das Ermüdungsverhalten hat. In diesem Zusammenhang

sind ebenfalls gekoppelte thermisch-mechanische Randschichtverfesti-

gungsverfahren, mit denen bemerkenswerte Eigenschaftsverbesserungen

bei schwingend beanspruchten Bauteilen erzielt werden konnten, zu erwäh-

nen [MEN02, ALT05].

Betrachtet man nun alle zuvor beschriebenen Verfahren, so lässt sich an

dieser Stelle zusammenfassend feststellen, dass diese Verfahren derzeit

zwei bedeutsamen Einschränkungen unterliegen. Zum einen werden die

Bauteilgeometrien und die Gradientenstrukturen in der Regel in getrennten

Prozessschritten hergestellt. Zum anderen sind diese Bauteile und/oder

Gradientenstrukturen auf eher einfache Geometrien beschränkt. Ein höherer

Komplexitätsgrad kann zwar in bestimmten Fällen, wie z. B. mit dem oben

erwähnten Multiphase-Jet-Solidification-Verfahren, realisiert werden, jedoch

sind die technologischen Anforderungen so hoch, dass ein wirtschaftlicher

Einsatz unter industriellen Bedingungen kaum realisierbar ist.

Bei der Anwendung von Umformverfahren zur Herstellung und zur Verarbei-

tung von Gradientenwerkstoffen wurde die Strategie verfolgt, das Halbzeug,

in der Regel bestehend aus einem zuvor durch Pulver- oder Schmelzmetal-

lurgie hergestellten Verbund verschiedener Metalllegierungen, durch klassi-

sche Umformverfahren, zum Beispiel Strangpressen oder Stauchen, in seine

Endform mit entsprechend angepasster Gradierung zu bringen [JOE99,

RAß01]. In diesem Zusammenhang kristallisierte sich das mitunter stark dif-

ferierende Verhalten der einzelnen Werkstoffkomponenten unter den thermi-

schen und mechanischen Bedingungen als das zentrale und prozessbe-

schränkende Problem heraus. Dies führte dazu, dass bisher die Entwicklung

12 Stand der Technik

eines industriell einsetzbaren Verfahrens für die weiterverarbeitende Form-

gebung und somit die Flexibilisierung bei der Größen- und Geometriegestal-

tung von gradierten Bauteilen nur in unzureichendem Maße vorangeschritten

ist.

In Verbindung mit Umformverfahren ist ebenfalls die Herstellung hochbelast-

barer Strukturbauteile aus Aluminium mit gezielter Einstellung lokaler Kalt-

verfestigungen zu erwähnen. Hierbei werden lokal verfestigte Bereiche in

Massivbauteilen durch eine drucküberlagerte Kaltmassivumformung herge-

stellt [BEH07a, BEH07b, BEH08a]. Der entscheidende Unterschied zu dem

in dieser Arbeit vorgestellten Verfahren ist, dass dieses Verfahren die ther-

misch induzierte Beeinflussung der Bauteileigenschaften nicht verwendet.

Ein weiterer Ansatz besteht in der Kombination von zwei verschiedenen

Phasen oder Werkstoffen. Hierbei können zwei duktile metallische Werkstof-

fe durch beispielsweise Walzplattieren miteinander verbunden werden. Für

die Verbindung ist das parallele Fließen bei der plastischen Verformung ver-

antwortlich, wobei die oberen Atomlagen der beiden Metalle unter dem

Walzdruck in die erforderlichen atomaren Abstände gebracht werden. Eine

erhöhte Temperatur beim Walzen führt zu stärkerer Bindung durch wechsel-

seitige Diffusion von Atomen über die Grenzfläche [HOR02].

Entgegen diesen im Stand der Technik eindeutig ersichtlichen Beschränkun-

gen konzentriert sich die vorliegende Arbeit auf die Entwicklung eines Ver-

fahrensansatzes, der die gleichzeitige Herstellung komplexer Geometrien

und Mikrostrukturen ermöglicht. So werden lokale Materialeigenschaften von

einem zunächst homogenen Werkstoff gezielt durch lokale thermo-

mechanische Behandlungen eingestellt.

Motivation und Zielsetzung 13

3 Motivation und Zielsetzung

Kopplungsphänomene, die aus den komplexen Wechselwirkungen von

thermischen und mechanischen Mechanismen resultieren, bergen gerade im

Hinblick künftiger industrieller Produktionsprozesse, die bisher nur wenig

entwickelt sind, insbesondere hinsichtlich ihrer Gestaltungsfreiheit ein kaum

erschlossenes Potenzial [STE09a]. Die in dieser Arbeit vorgestellten Ergeb-

nisse haben dabei die Zielsetzung, über eine neuartige thermo-mechanische

Prozessvariante zu solchen mikro- und makrostrukturellen Strukturen zu ge-

langen, die mittels konventioneller Verfahren bisher gar nicht oder nur unter

unwirtschaftlichen Bedingungen realisierbar sind. Somit stehen im Fokus der

präsentierten Arbeit nicht nur ein neuartiger Umformprozess, sondern als Er-

gebnis dieser Prozessstrategie neuartige Produkteigenschaften.

Wesentliches Merkmal des hierbei verfolgten Ansatzes der strukturellen

funktionalen Gradierung ist einerseits die Verwendung von „Monowerkstof-

fen“, Abbildung 3.1, wie auch andererseits die Fähigkeit, komplexe dreidi-

mensionale Funktionsstrukturen abzubilden [STE09a].

Abbildung 3.1: Herstellungsprozesse für funktional gradierte Bauteile [STE09a]


3.1 Wissenschaftliche Zielsetzung

Wie im Stand der Technik gezeigt wird, ist die Überführung des Ansatzes der

gradierten physikalischen Produkteigenschaften in industrielle Formge-

bungsprozesse noch nicht vollzogen. Da sich die wissenschaftliche Ausle-

gung der physikalischen Produkteigenschaften nicht nur auf werkstofftechni-

schen Aspekte bezieht, sondern explizit auch die Werkstückgeometrie ein-

schließt, ist die wissenschaftliche Fragestellung dieser Arbeit einerseits ge-

prägt von der Herausforderung der Schaffung neuartiger Prozessrouten zur

Einstellung gradierter Produkteigenschaften und andererseits von der Her-

ausforderung einer Erweiterung der Umformprozesse in Bezug auf geometri-

sche Freiheitsgrade. Daher besteht die Zielsetzung in der gleichzeitigen Ein-

stellung komplexer Bauteilgeometrien und mikrostruktureller Eigenschafts-

verteilung, die sich am Beanspruchungsprofil des Endproduktes orientiert.

Durch diese neuartige Prozessstrategie soll eine drastische Verkürzung der

Prozessketten erreicht werden.

Um nun definierte Eigenschaftsstrukturen gezielt einstellen zu können, gilt

es, eine Reihe von komplexen Fragestellungen zu beantworten. Die in die-

sem Zusammenhang im Vordergrund stehenden Aspekte, die als wissen-

schaftliche Zielsetzung zugrunde liegen, sind:

• Möglichkeiten zur definierten Einstellung dreidimensionaler Tempera-

turfelder unter Berücksichtigung dynamischer Temperaturänderungen

• Möglichkeiten der Steuerung des lokalen Werkstoffflusses unter den

Bedingungen einer Umformung mit örtlich und zeitlich veränderlicher

Temperaturführung

• geometrische Gestaltungsmöglichkeiten hinsichtlich der erreichbaren

Endkonturen unter besonderer Berücksichtigung der freien Umformung

• Einfluss der komplexen thermo-mechanischen Prozessbedingungen

auf die lokale Mikrostrukturausbildung und resultierende mechanische

Eigenschaften

• Steigerung der Komplexität der funktionalen Gradierung bis hin zur

Fertigung eines komplexen Bauteils mit Mehrfachformelementen

Für die Gestaltung dieser neuartigen Prozessvarianten sind einerseits um-

Motivation und Zielsetzung 15

fangreiche experimentell gestützte Grundlagenuntersuchungen notwendig,

anderseits sind jedoch auch solche Aktivitäten unverzichtbar, die eine exakte

Vorhersage des Prozessverlaufes und der resultierenden Produkteigenschaf-

ten auf der Grundlage von Simulationen erlauben.

3.2 Demonstrator Flanschwelle

Um diese komplexe wissenschaftliche Zielsetzung zu erreichen, wird der be-

reits in den Voruntersuchungen genutzte Technologieträger „Flanschwelle“

adaptiert. Dieser Technologieträger wird, wie folgend beschrieben, durch

verschiedene technologische Merkmale erweitert.

Der Demonstrator „Flanschwelle“, Abbildung 3.2, vereinigt wesentliche

Merkmale hochwertiger Produkte der mechanischen Antriebstechnik und im

Bereich motorischer und generatorischer Anwendungen [Ste09a]. Typische

Produktbeispiele sind Kolben in Pumpen und Hydrauliksystemen, Getriebe-

wellen, Nockenwellen, Exzenterwellen. Dieser Technologieträger ermöglicht

somit den Nachweis der gleichzeitigen Einstellung unterschidlicher physikali-

scher Eigenschaften und komplexer Bauteilgeometrien in einem gekoppelten

thermo-mechanischen Formgebungsprozess. In den nachfolgenden Ausfüh-

rungen sollen die bereits in [STE09a] beschriebenen Merkmale kurz erläutert

werden.

In den in Abbildung 3.2 mit ① gekennzeichneten Funktionsbereichen geht

es in erster Linie um die Einstellung einer hochverschleißfesten Randzone

mit einer entsprechend hohen Härte. Zur Erhöhung der Duktilität des gesam-

ten Funktionsbereiches wird jedoch eine graduelle Veränderung des Verhält-

nisses von Festigkeit zu Zähigkeit unter definierter Einstellung komplexer

Phasenkonfigurationen zum Kern hin angestrebt.


Abbildung 3.2: Technologieträger Flanschwelle [STE09a]

In Bezug auf die Geometrie sieht der Demonstrator „Flanschwelle“ in den mit

① gekennzeichneten Bereichen geometrisch komplex geformte Nebenform-

elemente vor, die einerseits durch eine extreme Dünnwandigkeit und große

Querschnittsänderungen gekennzeichnet sind und andererseits durch eine

ausgeprägte Exzentrizität. Diese Bereiche weisen auch aufgrund ihrer Mikro-

struktur und der daraus resultierenden mechanischen Eigenschaften, die

durchweg ein überwiegend hohes Festigkeitsniveau besitzen, ein geringes

Dämpfungsverhalten auf. Durch die gezielte Beeinflussung der Mikrostruktur

in den benachbarten Bauteilzonen ② wird eine Dämpfungserhöhung ange-

strebt. Dies führt zu einer Reduzierung der kritischen Schwingungsamplitu-

den und damit zu einer erhöhten Lebensdauer des Bauteils.

Für viele der genannten Anwendungsfälle stellt die Funktion der Integrations-

fähigkeit für weitere Systemkomponenten häufig eine konstruktive Heraus-

forderung dar. Daher sollen in den mit ③ gekennzeichneten Bereichen

scharfkantige Anschläge zur Aufnahme von Lagern vorgesehen werden.

Durch die thermo-mechanische Einstellung von druckeigenspannungsbehaf-

teten Mikrostrukturen und der hieraus resultierenden lokalen Druckeigen-

spannungskonzentration soll einer Kerbwirkung in diesen Bereichen entge-

gengewirkt werden.

Herstellung funktional gradierter Bauteile 17

4 Herstellung funktional gradierter Bauteile

Die schematische Darstellung des Energieflusses während des gekoppelten

thermo-mechanischen Prozesses verdeutlicht, dass in jeder Phase dieses

Prozesses eine Interaktion der verschiedenen Mechanismen und physikali-

schen Effekte herrscht, Abbildung 4.1. In diesem Kontext gilt es, diese In-

teraktion und deren Einfluss auf den gesamten Prozess zu verstehen und

darüber hinaus zu kontrollieren.

Abbildung 4.1: Schematische Darstellung des Energieflusses beim gekoppelten

thermo-mechanischen Prozess

Momentaufnahmen der unterschiedlichen Prozessphasen sind in Abbildung

4.2 dargestellt


Abbildung 4.2: Der thermo-mechanische Prozess in seinen verschiedenen Pha-

sen

Durch den hohen Komplexitätsgrad entsteht die Notwendigkeit einer exakten

Steuerung der herrschenden Mechanismen in den unterschiedlichen Teilpro-

zessen, was eine definierte Prozessumgebung voraussetzt. Somit wurde die

Gestaltung dieser Teilprozesse unter Beachtung der herrschenden Rahmen-

bedingungen realisiert. Hierbei war eine Reihe an Auswahlkriterien maßge-

bend. So führten Simulationsstudien u. a. zur Auswahl der für diesen Pro-

zess geeigneten Abkühl- und Erwärmungsstrategien oder der Induktionsspu-

lendesigns. Erfahrungen und Ergebnisse umfangreicher Vorarbeiten

[WEI01a, WEI01b, WEI01c, STE03, STE05a, STE05b, STE05c, WEI05], wie

es bei der Auswahl des Werkstoffs der Fall ist, spielten ebenfalls eine ent-

scheidende Rolle. Weitergehende Kriterien sind aus den Gegebenheiten und

Rahmenbedingungen des Prozesses entstanden, wie z. B. die Entwicklung

eines Sensorikkonzepts, das sowohl die Erfassung mechanischer als auch

thermischer Prozessgrößen ermöglicht. Abbildung 4.3 zeigt eine schemati-

sche Darstellung der dieser Arbeit zugrunde liegenden Methodik, beginnend

mit Projektstart bis hin zu den experimentellen Versuchen.


Abbildung 4.3: Schematische Darstellung der Arbeitsmethodik

4.1 Werkstoffauswahl

Die Entscheidung für den Einsatz des Werkstoffs 1.8159 [DIN EN 10277-5]

beruht auf verschiedenen Aspekten. Einerseits ist das Umwandlungsverhal-

ten dieses Stahls, welcher eine hohe Sensitivität auf thermo-mechanische

Einflüsse aufweist, ausschlaggebend. Andererseits spielte die Erfahrung um-

fangreicher Vorarbeiten mit diesem Werkstoff eine wichtige Rolle.

In diesem Abschnitt soll die Beschreibung des Werkstoffs, sowohl im Aus-

gangszustand als auch nach der gekoppelten thermo-mechanischen Be-

handlung, erfolgen. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass im Rahmen des

Sonderforschungsbereichs SFB / TR TRR30 ausführliche Untersuchungen,

u. a. am Institut für Werkstofftechnik - Qualität und Zuverlässigkeit - der Uni-

versität Kassel und am Lehrstuhl für Werkstoffkunde der Universität Pader-

born, durchgeführt wurden [MAI08, MAI09, BES08a, BES08b, BES09].


4.1.1 Ausgangszustand

Bei dem eingesetzten Werkstoff handelt es sich um den niedrig legierten

Stahl 1.8159 [DIN EN 10277-5] mit ca. 0,5 % Kohlenstoff aus der Gruppe der

Edelbaustähle. Der Vorteil dieses Werkstoffs liegt in dem hinreichenden Ge-

staltungsspielraum im Hinblick auf die in diesem Prozess angestrebte, lokale

Phasenumwandlung. Das Halbzeug liegt als rundes, gewalztes Stangenma-

terial mit einem Durchmesser von ca. 35 mm und einer Länge von 6 m vor

[GEO10]. Nach Angaben des Herstellers wird das Material im weichgeglüh-

ten Zustand angeliefert [DIN EN 10277-5]. Dies wird von den durchgeführten

Härtemessungen, die Werte von ca. 220 HV1 aufweisen, bestätigt.

Chemische Zusammensetzung. Die in Tabelle 1 aufgeführte chemische

Zusammensetzung des Stahls 1.8159 [DIN EN 10277-5], die den maßgebli-

chen Einfluss auf die Temperaturinduzierten Phasenumwandlungen ausübt,

liegt innerhalb der für diesen Werkstoff geforderten Grenzen [WER04]. Der

Chromanteil beträgt ca. 0,96 %. Vanadium ist mit ca. 0,1 % enthalten. Man-

gan verschiebt die A3-Temperatur im Eisen-Kohlenstoffdiagramm zu tieferen

Temperaturen hin [SCH90, BAR04]. Außerdem dient Mangan zur Desoxidie-

rung und zum Beruhigen. Silizium hingegen bewirkt die Verschiebung der A3-

Temperatur zu höheren Temperaturen [JÄN84].

Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung des Werkstoffs 51CrV4 in % [BES09]

C Cr V Mn S P

Werkszeugnis 0,49 0,98 0,11 0,82 0,025 0,009

Funkenspektralanalyse 0,52 0,945 0,093 0,805 0,024 0,008

Mittelwert 0,505 0,9625 0,1015 0,8125 0,0245 0,0085

Spanne 0,03 0,035 0,017 0,015 0,001 0,001

Sn Al Si Mo Ni Cu

Werkszeugnis 0,013 0,029 0,25 0,04 0,12 0,17

Funkenspektralanalyse 0,011 0,029 0,218 0,028 0,1 0,139

Mittelwert 0,012 0,029 0,234 0,034 0,11 0,1545

Spanne 0,002 0,032 0,012 0,02 0,031


Gefüge im Ausgangszustand. Der Werkstoff weist im angelieferten Zu-

stand eine längs zur Walzrichtung typische Walztextur auf, Abbildung 4.4.

Dies ist auf die beim Walzvorgang auftretende Verformung der Strukturen

des Primärgefüges zurückzuführen.

Abbildung 4.4: Ausgangszustand des Werkstoffs 1.8159 mit Walzstruktur

Das Gefüge im Ausgangszustand besteht über 95 % aus Perlit [BES09].

Hierbei befindet sich ein Ferritnetz entlang der ehemaligen

Austenitkorngrenzen, Abbildung 4.5.

Abbildung 4.5: Ferritnetz im überwiegend perlitischem Gefüge

4.1.2 Umwandlungsverhalten des Werkstoffs 51CrV4

Das Umwandlungsverhalten des verwendeten Werkstoffs ist von wichtiger

Bedeutung für die Herstellung von Bauteilen mit lokal unterschiedlicher Ei-

genschaftsverteilung, da es während des örtlich und zeitlich veränderlichen,


thermo-mechanischen Umformprozesses zu lokal unterschiedlichen Pha-

senumwandlungen kommt, aufgrund der unterschiedlich herrschenden ther-

mo-mechanischen Bedingungen. Hierbei ist eine qualitative Beschreibung

des Einflusses lokaler Deviationen der Umformbedingungen, wie z. B. Tem-

peratur und Spannungen, auf die lokalen Phasenumwandlungen ausschlag-

gebend.

Die Parameter des Referenzversuchs wurden derart ausgewählt, dass nach

der Erwärmung "homogener Austenit" zu erwarten ist, d. h. es sollten keine

zusätzlichen Karbide o. Ä. vorliegen. Die Temperatur von ca. 1350 °C wird

jedoch nicht im gesamten Erwärmungsbereich erreicht. Die Temperaturver-

teilung in den Übergangsbereichen außerhalb der Induktionsspule erfolgt

kontinuierlich. Dies führt während der induktiven Heizphase über das Werk-

stück verteilt, entsprechend den lokalen Temperaturen, zu unterschiedlichen

Phasenmischungen, wie z. B. Ferrit + Perlit, Ferrit + Perlit + Austenit, Auste-

nit + Karbide, "homogener Austenit". Als Beispiel hierfür soll das isotherme

ZTA-Diagramm dienen, Abbildung 4.6.

Abbildung 4.6: Einfluss der chemischen Zusammensetzung auf das isotherme

ZTA-Schaubild [JÄN84]

Das Umwandlungsverhalten, das in Schaubildern unter isothermer oder kon-

tinuierlicher Abkühlung dargestellt ist, unterliegt starken Schwankungen in

Abhängigkeit von seiner chemischen Zusammensetzung und von der


Austenitisierungstemperatur TAust. Für die Schmelze des im Rahmen dieser

Untersuchungen verwendeten Stahls liegen keine individuellen ZTU-

Schaubilder vor. Des Weiteren handelt es sich bei den gezeigten Schaubil-

dern um eine langsame Erwärmung mit einer entsprechend langen Haltezeit.

Hierbei können Diffusions- und Umwandlungsprozesse ungestört ablaufen.

Die nachfolgende Abbildung 4.7 kann allenfalls als Anhaltspunkt dienen, da

es sich in dieser Arbeit um eine schnelle, induktive Erwärmung handelt. Für

die Diskussion des Umwandlungsverhaltens des eingesetzten Stahls dienen

die in Tabelle 6 aufgeführten Versuchsparameter (s. Abschnitt 4.8).

Die Phasenumwandlungen sind unter Vernachlässigung der plastischen

Formänderung und der wirkenden mechanischen Spannungen prinzipiell

durch die ZTU-Schaubilder für kontinuierliche Abkühlung beschrieben.

In [WEV1] wird das Umwandlungsverhalten für zwei verschiedene

Austenitisierungstemperaturen TAust untersucht. Abbildung 4.7 a) zeigt den

Verlauf der Phasenumwandlungen für TAust = 880 °C, hingegen beträgt in

Abbildung 4.7 b) TAust = 1050 °C. Für beide ZTU-Schaubilder gelten diesel-

be Aufheiz- und Haltedauer. Mit zunehmender Austenitisierungstemperatur

sinken die benötigten Abkühlgeschwindigkeiten. Während die Umwandlung

in Bainitgefüge (Zwischenstufen-Gefüge, Zw) bei TAust = 880 °C nach frühes-

tens 20 s beginnt, setzt sie bei der höheren Austenitisierungstemperatur von

1050 °C erst nach ca. 23 s ein.

Bei der Ferritumwandlung ist eine deutlich stärkere Abhängigkeit von TAust zu

beobachten. Bei einer Austenitisierungstemperatur von 880 °C beginnt die

Ferritumwandlung erst nach 33 s. Hingegen verlagert sich die Umwandlung

in Ferritgefüge bei einer Austenitisierungstemperatur TAust = 1050 °C zu 89 s.

Die Schwankungen, die während des örtlich und zeitlich veränderlichen

thermo-mechanischen Umformprozesses durch lokal unterschiedliche

Austenitisierungstemperaturen auftreten, haben ebenfalls einen hohen Ein-

fluss auf das in der Flanschwelle vorliegende Gefüge.

Weitere wichtige Einflussgrößen sind z. B. die Korngröße sowie Lage und

Größe der Karbide [ROS56, N.N.56, ROS57, BUN61, BES09]. Die durch

Umformung induzierten mechanischen Spannungen haben ebenfalls einen


starken Einfluss auf das Umwandlungsverhalten. Zur Beantwortung dieser

Fragestellungen erfolgen im Rahmen des Sonderforschungsbereichs SFB /

TR TRR 30 umfangreiche Untersuchungen zur dynamischen Mikrostruktur-

änderung in thermo-mechanisch gekoppelten Prozessen. Die ersten Unter-

suchungsergebnisse zum Einfluss der Dehnung auf die Bainitumwandlung

sind z. B. in [MAI08] veröffentlicht.


Abbildung 4.7: ZTU-Schaubild bei kontinuierlicher Abkühlung; a) TAust = 880°C,

b) TAust = 1050°C [WEV61]


4.1.3 Oberflächenreaktivität

Die Reaktion des Luftsauerstoffs mit den Eisenanteilen des Werkstoffs führt

zur sogenannten Verzunderung, die als äußere Oxidation bezeichnet wird.

Die Bildung von Eisenoxiden ist dabei auf einen komplexen Reaktionsablauf

zurückzuführen, der sich durch zeit- und temperaturabhängige Diffusionsvor-

gänge und Phasengrenzreaktionen kennzeichnet. Zwischen den Eisenantei-

len und dem Luftsauerstoff treten die folgenden drei Oxidphasen auf

[KLO06]:

• FeO (Wüstit),

• Fe3O4 (Magnetit) und

• Fe2O3 (Hämatit).

Der sich bei einer Erwärmung bildende Zunder kann aus einer oder auch aus

einer Mischung der zuvor genannten Oxidphasen bestehen und wird als Pri-

märzunder bezeichnet. Eine generelle Vermeidung dieses Primärzunders ist

nicht möglich. Er lässt sich jedoch durch kurze Heizdauer, Erwärmen unter

Schutz- bzw. Inertgas und/oder Verwendung von Schutzbeschichtungen re-

duzieren. In [KLO06] wird weiterhin darauf hingewiesen, dass eine Entfer-

nung dieses Primärzunders unbedingt erfolgen muss, da sonst eine abrasive

Wirkung zwischen Werkstück und Werkzeug entsteht. In der industriellen

Anwendung werden zur Entfernung dieser Primärzunderschichten mehrere

Verfahren, wie z. B. das Absprengen mittels Druckluft [LAN88], eingesetzt,

auf welche jedoch nicht näher eingegangen werden soll, da sie für den in der

vorliegenden Arbeit zu untersuchenden Prozess nicht geeignet sind. Wäh-

rend des Umformens und des anschließenden Abkühlens entsteht des Wei-

teren eine dünnere, aber auch eine fester haftende Oxidschicht (Sekundär-

zunder), welche, anders als der Primärzunder, nicht mechanisch entfernt

werden kann. Durch ihre abrasive Verschleißwirkung auf Werkzeugoberflä-

chen haben sowohl Primär- als auch Sekundärzunder direkten Einfluss auf

die Maßgenauigkeit, Formgenauigkeit und Oberflächengüte des Werkstücks.

Zur Verminderung der vorgestellten Problematik wurden Untersuchungen mit

einem Schutzüberzug des Typs „Beruforge 182“ von der Firma Carl Bechem

GmbH, Hagen, durchgeführt. Die Beschichtung zeigte bei einer Verweildauer


im Ofen von 45 min und einer Temperatur von 1000 °C eine überaus gute

Beständigkeit, Abbildung 4.8. Bei der schnellen induktiven Erwärmung zeig-

te diese Beschichtung sogar eine gute Temperaturbeständigkeit bei Tempe-

raturen von ca. 1300 °C. Dies kann auf die vorher erwähnte kurze Heizdauer

zurückgeführt werden.

„Beruforge 182“ ist eine wasserbasierte Beschichtung, die im Temperaturbe-

reich unter 1300°C die Zunderbildung auf der Stahloberfläche verhindern

soll. Sie kann mittels Sprühauftrag bzw. Tauchen oder Fluten auf die

Rohlingsoberflächen aufgetragen werden, je nach gewünschter Filmstärke

konzentriert oder mit Wasser gemischt. Bei einer induktiven Erwärmung der

Rohlinge muss eine trockene Oberfläche gewährleistet sein, da sonst die

wässrigen Rückstände in den Spulen zu Kurzschlüssen führen können.

Abbildung 4.8: Gegenüberstellung eines erwärmten, beschichteten mit einem

unbeschichteten Rohling


4.2 Integriertes Versuchsfeld

Eine u. a. im Hinblick auf komplexe Geometrien schnelle und flexible Erwär-

mung, eine schnelle Abkühlung, die die kritische Abkühlgeschwindigkeit zur

Martensitbildung garantiert, ein flexibles Werkstückhandling zwischen Er-

wärmungs- und Umformeinheit sowie eine hohe Prozessreproduzierbarkeit

stellen einige der Grundkriterien für eine geeignete Gestaltung des Ver-

suchsfeldes dar. Es sei nochmals ausdrücklich darauf verwiesen, dass die

Prozesszeit in den unterschiedlichen Teilprozessen gerade im Hinblick auf

die erreichbare Gradierung von essentieller Bedeutung ist. Schnelle Zyklen

unterstützen dabei nicht nur scharfe Gradierungen, sondern bilden eine we-

sentliche Voraussetzung für einen wirtschaftlichen industriellen Einsatz. In

den nachfolgenden Abschnitten werden die Kernelemente des integrierten

Versuchsfeldes mit den ihrer Auslegung zugrunde liegenden Erwägungen

und Kriterien erläutert.

4.2.1 Presse

In einer Erstauswahl wurde eine hydraulische Presse, die am Lehrstuhl für

Umformtechnik zur Verfügung stand, verwendet. Diese Presse zeichnet sich

durch ihre offene Bauweise, die eine gute Zugänglichkeit im Hinblick auf

Werkzeug- und Sensorikintegration ermöglicht, aus. Ein Gesamtüberblick

des integrierten Versuchsfeldes mit der dazugehörigen hydraulischen Presse

ist in Abbildung 4.9 dargestellt.


Abbildung 4.9: Schematische Darstellung der integrierten Fertigungszelle

Die hydraulische Presse mit der Bezeichnung „MAE HY-S 100 SZ“ weist die

in Tabelle 2 aufgeführten technischen Daten auf.

Tabelle 2: Technische Daten der hydraulischen Presse

Einbauhöhe 800 mm

Stößelhub 500 mm

Max. Zylindergeschwindigkeit 96 mm/s

Hauptzylinderkraft (Druck) 1000 kN

Hauptzylinderkraft (Zug) 280 kN

Auswerferkraft (Druck) 400 kN

4.2.2 Umformwerkzeug

Das Werkzeug ist modular ausgelegt und besteht aus einer Aufnahme für die

Aktivkomponenten, die auf einfache Weise ausgetauscht werden können.

Auf diese Weise können einerseits sukzessive komplexere Formen und an-

dererseits neue Werkzeugwerkstoffe und Werkzeugbeschichtungen auf ihren


Einfluss auf den Prozess hin untersucht werden. Die Aktivkomponenten sind

entsprechend der im Zuge des Versuchsprogramms zu erwartenden mecha-

nischen und thermischen Belastungen in einen Kalt- und einen Warmum-

formbereich unterteilt. Für den ersteren wurde ein Kaltarbeitsstahl 1.2842

(90MnCrV8) [EN ISO 4957] mit einer Härte von 57-59 HRC und für den letz-

teren ein Warmarbeitsstahl 1.2343 (X38CrMoV5-1) [EN ISO 4957] mit einer

Härte von 45 HRC ausgewählt. Das Werkzeug übernimmt in dem Warmum-

formbereich zudem die Aufgabe der Energieextraktion, die durch den direk-

ten Kontakt zwischen Werkzeugoberfläche und Werkstück hervorgerufen

wird, Abbildung 4.10.

Im Untergesenk befindet sich die für die Experimente notwendige Messtech-

nik (Druckaufnehmer und Thermoelemente). Die Werkzeuggeometrie ist für

einen Rohlingdurchmesser von 30 mm ausgelegt. Im Kaltumformbereich wird

der Durchmesser des Werkstücks auf einer Strecke von 15 mm von 30 mm

auf 25 mm verringert.

Abbildung 4.10: Das modular aufgebaute Umformwerkzeug

Für die Wärmeabfuhr im Warmumformbereich sind zwei Varianten vorgese-

hen. Die erste Variante verfügt über eine passive Kühlung. Die Wärmeabfuhr

erfolgt hierbei allein über das Werkzeug. Dies birgt jedoch den Nachteil, dass

bei einem hohen Durchsatz die Werkzeugtemperatur ansteigt. Die zweite

Variante verfügt über eine aktive Kühlung. Hierbei ist das Werkzeug mit

Kühlkanälen, durch die das Kühlmedium, das in der Regel Wasser ist, mit


einer Temperatur von ca. 20 °C fließt, ausgestattet. Dadurch wird eine steti-

ge Werkzeugtemperaturzunahme vermieden und eine größere Kühlleistung

erwartet, Abbildung 4.11.

Abbildung 4.11: Die Unterseite des Warmumformmoduls; a) passive Kühlung, b)

aktive Kühlung

4.2.3 Werkzeug zur Herstellung von Mehrfachformelementen

Für die Herstellung von Bauteilen mit Mehrfachformelementen kommt neben

dem oben beschriebenen Werkzeug für die simultane Kalt-/Warmumformung

der Flanschwelle mit einer Erwärmungszone zusätzlich ein Zwischenwerk-

zeug zum Einsatz. Das Werkzeugprinzip basiert auf ein 2-Schieber-System,

das der zylindrische Rohling während der Umformphase, um ein Ausknicken

zu vermeiden, lateral stützt und die gleichmäßige Formgebung der Flansch-

ober- und -unterseite im Mittelteil über die Form der Schieber ermöglicht.

Aufgrund der Erweiterung ergeben sich einige Besonderheiten im Prozess-

ablauf. Nach dem Ende der induktiven Erwärmung und somit dem Erreichen

der gewünschten Temperatur sowie der Positionierung des Rohlings im

Werkzeug erfolgt das Schließen der Schieber im Zwischenwerkzeug, Abbil-

dung 4.12. Der eigentliche Umformprozess beginnt erst danach. Es ist hier

noch zu erwähnen, dass dadurch weitere Wärmeverluste aufgrund der län-

geren Zeit hinzukommen.


Das Zwischenwerkzeug bewegt sich axial mit dem Pressenhub bis zum En-

de des Prozesses und der vollständigen Ausbildung der zwei Flanschele-

menten mit. Die Schieber übernehmen neben der Stützwirkung und Form-

gebung einen Teil der Kontaktkühlung. Im Anschluss des Umform- und Kühl-

prozesses fahren sie auseinander bevor das Werkzeug das Werkstück frei-

gibt und es entnommen werden kann.

Abbildung 4.12: Aktives Werkzeug für die einstufige Herstellung der Doppel-

flanschwelle; a) geschlossene Formschieber, b) geöffnete Form-

schieber

4.3 Erwärmungsprozess

Die Aufgabe des Erwärmungsprozesses besteht darin, die für die Umfor-

mung nötige thermische Energie, die nicht durch innere Reibungswärme bei

der Umformung entsteht, mittels Wärmeleitung, -konvektion und -strahlung

und/oder dem Durchfluss von elektrischem Strom bereitzustellen. Hierbei

findet eine Verfahrensauswahl zugunsten einer induktiven Erwärmung auf-

grund entscheidender Anforderungen an den Erwärmungsprozess statt. Der

Hintergrund für diese Auswahl ist u. a. in der vorhandenen Flexibilität der in-

duktiven Verfahren besonders im Hinblick auf die immer komplexeren

Geometrien sowie in der Reproduzierbarkeit und der hohen Aufheizge-

schwindigkeit zu finden.


Eine der wichtigsten Voraussetzungen zur Einstellung definierter Mikrostruk-

turen besteht in der Verfügbarkeit von zuverlässigen Informationen über das

im Werkstück herrschende Temperaturregime. Dabei erschwert die komple-

xe Interaktion der verschiedenen frei einstellbaren Parameter während der

induktiven Erwärmung dieses Vorhaben, Abbildung 4.13. Die variierbaren

Erwärmungsparameter, die das Temperaturprofil maßgeblich beeinflussen

sind Heizdauer tHeiz, Heizleistung PHeiz, Frequenz f und Geometrie der einge-

setzten Induktionsspulen. Um den Einfluss dieser Parameter auf das Tempe-

raturregime und darüber hinaus deren Einfluss auf die eingestellten mecha-

nischen Eigenschaften im Bauteil präzise zu bestimmen, werden verschie-

dene Versuchsreihen durchgeführt, wobei diese Parameter einzeln variiert

werden.

Abbildung 4.13: Schematische Darstellung der komplexen Abhängigkeit des resul-

tierenden Temperaturprofils von den unterschiedlichen Erwär-

mungsparametern

Im Folgenden werden die Grundlagen der induktiven Erwärmung im Hinblick

auf die Auswahl der einzusetzenden Induktionsanlagen genauer betrachtet.

Prozessrelevante Einflussgrößen wie beispielsweise die von der Frequenz

abhängige Stromeindringtiefe, die Stromdichte, der Übertragungswirkungs-

grad und die zur Erwärmung notwendige Wärmemenge sind hierbei maßge-

bend für eine genaue Steuerung der temperaturinduzierten, lokalen Phasen-


umwandlungen und der daraus resultierenden mechanischen Eigenschaften.

4.3.1 Induktive Erwärmung

Das physikalische Prinzip der induktiven Erwärmung beruht auf dem soge-

nannten Transformatorprinzip [KLO06], bei dem eine von Wechselstrom

durchflossene Primärspule (Induktionsspule) ein um sich zeitlich änderndes

elektromagnetisches Feld aufbaut. Wird nun ein elektrisch leitfähiger Roh-

ling, welcher in dem Fall die Funktion einer kurzgeschlossenen Sekundär-

spule übernimmt, in dieses Magnetfeld eingetaucht, so erfolgt eine

Spannungsinduzierung, welche einen Wechselstromfluss in diesem Bauteil

hervorruft. Es liegt folglich, aufgrund der induzierten Spannung, ein Kurz-

schlussstrom vor, der eine Joulesche Wärme aus den elektrischen Verlusten

erzeugt, die mit Widerstands- oder Wirbelstromwärme bezeichnet wird, Gl.

4.1 [BEN90].

QJ Ie 2 Re tHeiz Gl. 4.1

Der Widerstand des zu erwärmenden Materials ist dabei neben der Tempe-

ratur auch von der Generatorfrequenz abhängig.

Bei ferromagnetischen Stoffen tritt beim Erwärmungsvorgang sogenannte

Hysteresewärme auf, die aus der Ummagnetisierung des Materials resultiert.

Die durch Hystereseverluste hervorgerufene Erwärmung ist linear von der

Generatorfrequenz abhängig und kann mit steigender Frequenz wegen des

frequenzabhängigen quadratischen Anstiegs der Wirbelstromverluste oder

dem Überschreiten der Curie-Temperatur (768 °C), wo ein Kohlenstoffstahl

seinen Ferromagnetismus verliert, vernachlässigt werden. Die Induktionsspu-

le, deren Form in der Regel dem des zu erwärmenden Rohlings angepasst

sein sollte, kann je nach Bedarf ein- oder mehrwindig ausgelegt werden. Bei

einer mehrwindigen Induktionsspule steigt der über die Spannung induzierte

Sekundär- oder Kurzschlussstrom proportional mit der Windungszahl n an

und würde ohne das Auftreten eines magnetischen Streuflusses den n-

fachen Wert des Primärstromes annehmen [BEN90].


Der signifikante Vorteil des direkten Verfahrensablaufs der induktiven Er-

wärmung ist, dass im Vergleich zu indirekten Verfahren, die die Wärme mit-

tels Konvektion, Strahlung und Leitung von außen bereitstellen, weitaus hö-

here Leistungen übertragen werden können.

Das Verfahren der induktiven Erwärmung hat sich aufgrund der Fähigkeit

einer kurzzeitig erreichbaren Wärmegenerierung in metallischen Bauteilen,

unter exakter Einstellung der örtlichen Temperaturverteilung, am weitesten

verbreitet. Die hierbei herrschende Korrelation zwischen den physikalischen

Eigenschaften des Werkstückwerkstoffs, der Gestaltung der Induktionsspule

und den Anlageneinstellparametern kann zu einer gezielten Steuerung und

Modellierung des Erwärmungsprozesses genutzt werden. Diese Korrelation,

die als Kopplung von elektromagnetischer und thermischer Gleichung ver-

standen wird, ist in [LIN01] als Wechselwirkung zwischen den thermischen

und elektromagnetischen Feldern dargestellt, Abbildung 4.14.

Abbildung 4.14: Elektromagnetische und -thermische Wechselwirkung [LIN01]

Hierin wird die im Material hervorgerufene dissipierte Energie p(x,t,T) in Ab-

hängigkeit von der Zeit t, der Temperatur T und dem Ort x beschrieben. Das

elektromagnetische Teilsystem wird durch die dielektrische Leitfähigkeit ζ,

die elektrische Permeabilität ε und die magnetische Permeabilität μ charakte-

risiert, wogegen das thermische Teilsystem auf der spezifischen Dichte ρth,

der Wärmeleitfähigkeit λth und der isobaren spezifischen Wärmekapazität cp

basiert.

Skineffekt und Stromdichteverteilung. Durch Selbstinduktionseffekte zei-

gen elektrische Leiter bei höheren Frequenzen die Eigenschaft, dass nur in


den oberflächennahen Bereichen der induzierte Wechselstrom fließt. Dies

hat meist einen Wärmestau an der Oberfläche zur Folge, der nur langsam

durch Wärmeleitung zum Kern hin abfließen kann. Eine weitere Auswirkung

des Selbstinduktionseffektes ist darin zu erkennen, dass der effektive Wider-

stand eines mit Wechselstrom durchflossenen Leiters, im Gegensatz zu ei-

nem mit Gleichstrom durchflossenen, wesentlich ansteigt. Die Eindringtiefe,

also die Dicke der stark erwärmten Schicht, ist hierbei maßgeblich von der

Frequenz sowie den elektrischen und magnetischen Werkstoffparametern

abhängig [BEN90]. Die Erregerfrequenz und die damit in Zusammenhang

stehende Eindringtiefe des Magnetfeldes sind bei der Auswahl einer geeig-

neten Induktionsanlage ein wichtiges Kriterium. So werden bei Randschicht-

erwärmungen meist Hochfrequenz- (50 kHz – 500 kHz) und bei Tiefener-

wärmungen Mittelfrequenz- (10 kHz – 40 kHz) oder Niederfrequenzgenerato-

ren (bis 5 kHz) eingesetzt [N.N.08].

Abbildung 4.15: Physikalische Einflussgrößen auf die Temperaturbildung bei der

Induktionserwärmung [DOH99]

Verschiedene physikalische Einflussgrößen bestimmen das Temperaturprofil

des erwärmten Materials, Abbildung 4.15. Darin ist zu erkennen, dass die

Stromdichte J(r) in einem eingekoppelten Rohling zur Mitte hin kontinuierlich

und einer e-Funktion folgend abfällt und, wie nachfolgend gezeigt, bestimmt

werden kann.


J r J0 e-r 2

μ . f

ρ2 . 107

Gl. 4.2

Hierin sind J0 die Stromdichte an der Oberfläche, r der sich ändernde Radius,

μ die magnetische Permeabilität, f die Generator- bzw. Umrichterfrequenz

und ρ2 der spezifische Widerstand des Rohlings. Eine weitere kennzeich-

nende Einflussgröße ist die Stromeindringtiefe δ, bei der die Stromdichte den

Wert 1/e1·J0 = 0,368·J0 einnimmt, kann mit folgender Gleichung berechnet

werden [BEN90].

δ 1

2

ρ2 107

f μ ≈ 503

ρ2

f μ Gl. 4.3

In dieser oberflächennahen Schicht der Dicke δ werden rund 86 % der ein-

gebrachten Energie in Wärme umgewandelt, während die restlichen 14 %

auf tiefer gelegene Werkstoffschichten übertragen werden. Eine Übersicht

möglicher Stromeindringtiefen in Abhängigkeit von der Frequenz des zu er-

wärmenden Materials und der magnetischen Permeabilität ist in Abbildung

4.16 dargestellt.


Abbildung 4.16: Stromeindringtiefe in Abhängigkeit von Frequenz und Material

[NAC07]

Übertragungswirkungsgrad. Der Übertragungswirkungsgrad bzw. thermi-

sche Wirkungsgrad ηth sollte beachtet werden, damit sich die induzierten

Ströme in der Mitte des zylindrischen Rohlings nicht aufheben. Um diesen

Effekt zu vermeiden, sollten als Richtwerte für das Verhältnis zwischen dem

Durchmesser d0 des Rohlings und der Stromeindringtiefe δ für eine annä-

hernd verlustarme Energieübertragung mit d0/δ ≥ 6 und für eine optimale

durchgreifende Energieübertragung mit d0/δ ≥ 3,5 vorgegeben werden

[N.N.08].

Der Übertragungswirkungsgrad ist reproduzierbar, wenn die Induktionsspule

in Form und Gestalt dem aufzuheizenden Rohling folgt. In Abbildung 4.17

ist der Übertragungswirkungsgrad Induktionsspule - Rohling für unterschied-

liche Materialien aufgezeigt. Dieser lässt sich für Rundinduktoren mit folgen-

der Nährungsformel aus dem Spulendurchmesser D, dem

Rohlingdurchmesser d0, der Stromeindringtiefe, der spezifischen Widerstän-

de von Induktor ρ1 und Rohling und der magnetischen Permeabilität errech-


nen [BEN90].

ηth

1

1 D2

d0 2

1 6,25 δ2

d0 2

ρ1

μ ρ2

Gl. 4.4

Für einen guten Wirkungsgrad ist ferner die mindestens zu wählende Fre-

quenz fmin nicht außer Acht zu lassen. Diese lässt sich nach [BEN90] errech-

nen durch

fmin 16 106

ρ2

μ d0 2 . Gl. 4.5

Der mit dieser Formel ermittelte Wert für fmin kann größer, darf jedoch nicht

kleiner eingestellt werden.

Abbildung 4.17: Übertragungswirkungsgrad in Abhängigkeit von Material, Tempe-

ratur und Verhältnis Rohlingdurchmesser zu Stromeindringtiefe

[NAC07]

Leistungsberechnung. Mittels induktiver Erwärmung kann ein metallisches


Werkstück mit bestimmter Masse m in einer geforderten Heizdauer tHeiz auf

eine vorgegebene Temperatur T erhitzet werden [BEN90]. Dabei wird als

Masse nur der Teil des Rohlings beachtet, der für die Umformung, zuzüglich

einer definierten Randzone in jeweils axialer Richtung, zu erwärmen ist. Die

zur Erwärmung notwendige Wärmemenge Q kann wie folgt aus Masse, spe-

zifischer Wärmekapazität c(T) und den mittleren Rohlingtemperaturen zu Be-

ginn T1 und Ende T2 des Erwärmungsprozesses errechnet werden.

Q m c(T (T2 - T1 Gl. 4.6

Hierin ist die spezifische Wärmekapazität von der Temperatur abhängig und

muss für eine etwaige Berechnung als Funktion oder gemittelter Wert heran-

gezogen werden [SCH08]. Die im Rohling induzierte Leistung PR berechnet

sich aus der Wärmemenge und Heizdauer tHeiz zu

PR Q

tHeiz. Gl. 4.7

Über PR und mithilfe des thermischen Wirkungsgrades ηth sowie dem Gene-

ratorwirkungsgrad ηG kann mit

PN PR

ηth ηG Gl. 4.8

die Nennleistung PN, welche aus dem Stromnetz zugeführt werden muss,

ermittelt werden. An dieser Stelle sei nochmals auf die Leistungsverluste, die

aufgrund von Wärmeleitung, -konvektion und -strahlung an die Umgebung

abgeführt werden, hingewiesen. Dabei kann allgemein festgestellt werden,

dass die Verluste umso größer sind, je höher ein Rohling erwärmt wird.

4.3.2 Analytische Beschreibung zum Erwärmungsverfahren

Der numerische Lösungsansatz zur Berechnung des radialen Wärmestroms,

welcher durch die bei der Induktion zugeführten Jouleschen Wärme (Gl. 4.1)

in Form von Wärmeleitung im zylindrischen Rohling auftritt, basiert auf dem

Fallbeispiel „Wärmeleitung mit elektrischer Heizquelle“ in [KLO06]. Für die


darin gezeigte Bilanzierung sind zunächst folgende Voraussetzungen und

Vereinfachungen zu treffen:

• geometrisch eindimensionaler und rotationssymmetrischer Zylinder

• homogener, isotroper Zylinder

• stationärer Prozess

• nur Wärmeleitung in radialer Richtung (keine Wärmekonvektion und

-strahlung)

• konstante Stoffwerte

• konstante Umgebungstemperatur

Da der Rohling in Form eines Zylinders vorliegt, kann das zu erwärmende

Volumen V mit

V AR L r0 2 L Gl. 4.9

errechnet werden, worin AR den Querschnitt, r0 den Radius und L die zu er-

wärmende Länge angibt. Weiter kann die Energiequelldichte qE mit dem Ver-

hältnis des stationären Anteils der Jouleschen Wärme zum Volumen ausge-

drückt werden, wobei jedoch die Stromdichte und deren Abhängigkeit vom

Radius und dem Rohlingquerschnitt beachtet werden müssen. Die Energie-

quelldichte ergibt sich folglich zu

qE

J(r 2

AR 2

Re

V

J0 2 e

-r . 4 . μ . f

ρ2 107

Re AR

L. Gl. 4.10

Allgemeine Gesetzmäßigkeiten zur Berechnung der Temperatur- und Wär-

meflussfelder basieren auf der Erfahrung, dass die zeitliche Änderung einer

extensiven Mengengröße in einem Volumen, sprich eine Speicherung, nur

durch Wärmezuflüsse, -abflüsse oder, wie in dem hier vorliegenden Fall,

durch Energiequellen erfolgen kann. Diese Bilanzierung kann, speziell im

oben aufgeführten Fall, nach [KLO06] mit

λS 2T q

E 0 Gl. 4.11

durchgeführt werden. Hierin stellt λS die Wärmeleitfähigkeit des Rohlings und


∇2T den Laplaceoperator der Temperatur dar.

Geht man nun in Analogie zu dem in [KLO06] vorgestellten vor, errechnet

sich Gl. 4.11 und die damit im Zusammenhang stehende Wärmeleitung in

radialer Richtung Φ(r) unter einsetzen von Gl. 4.10 und durchgeführter Integ-

ration zu

Φ(r -Re J0

2 r0

2

8 . μ .f

ρ2 107

. 4 μ . f

ρ2 . 107 r 1 e

-r 4 μ f

ρ2 107

. Gl. 4.12

Über diese Gleichung und der damit ermittelten Lösungen ist es möglich,

qualitative Aussagen über den jeweils vorliegenden radialen Wärmestrom

wiederzugeben. Des Weiteren kann der radiale Temperaturverlauf T(r) über

Φ(r -λS T

r r 2 L Gl. 4.13

und die Lösung des darin enthaltenden Differentials ermittelt werden. Dies

stellt gerade für die von der Temperatur abhängige Fließspannung und der

damit in Zusammenhang an diesen Stellen erreichbaren Umformgrade einen

wichtigen Aspekt der Produktgestaltung dar.

4.3.3 Induktionsanlagen

Mit Hilfe der bereits beschriebenen Erwärmungsmechanismen und einer Si-

mulationsstudie (s. Abschnitt 4.6.2) wurden zwei unterschiedliche Indukti-

onsanlagen, welche zwei unterschiedliche Frequenzbereiche (Mittel- und

Hochfrequenz) abdecken, ausgewählt. Die erste ist eine Anlage des Typs

„ITP-2 8-15/2x60“ der Firma ITG Induktionsanlagen GmbH, Hirschhorn. Sie

besteht aus zwei getrennt ansteuerbaren Mittelfrequenzumrichtern, die je-

weils mit einer maximalen Leistung von 60 kW und einem Frequenzbereich

von 8-15 kHz betrieben werden können. Über die separate Ansteuerung

können zwei lokale Erwärmungszonen für die Herstellung von Mehrfach-

formelementen erzeugt werden. Ein integrierter Kühlkreislauf kühlt die tem-

peraturgefährdeten Bauteile der Wechselrichter, die sich mit verschiedenen

Induktionsspulen unterschiedlichster Bauart ausstatten lassen. Für die Modi-


fikation des Wechselrichters stehen zwei Optionen zur Auswahl. Die erste

besteht in der Erweiterung oder Reduzierung der Anzahl an zugeschalteten

Kondensatoren, die größere Frequenzsprünge erlauben. Die zur Verfügung

stehenden Kondensatoren weisen eine elektrische Kapazität von 6 μF auf;

mit voller Besetzung von acht Kondensatoren kann ein Wechselrichter mit

einer Kondensatorenkapazität von 48 μF betrieben werden. Die zweite Mög-

lichkeit die Frequenz anzupassen, besteht in dem Übersetzungsverhältnis

von Primär- auf Sekundärspule.

Die zweite Anlage ist eine Hochfrequenzanlage des Typs „SINAC 50 PH“ der

Firma EFD Induction GmbH, Freiburg. Sie besteht aus einem Hochfrequenz-

umrichter, der mit einer maximalen Leistung von 50 kW und einem Fre-

quenzbereich von 75-150 kHz betrieben werden kann. Analog zu den Mittel-

frequenzumrichtern kühlt ein integrierter Kühlkreislauf die temperaturgefähr-

deten Bauteile des Wechselrichters, der sich ebenfalls mit verschiedenen

Induktionsspulen unterschiedlichster Bauart ausstatten lässt. Die wichtigsten

technischen Daten dieser Anlage sind in Tabelle 3 aufgeführt.

Tabelle 3: Technische Daten der Hochfrequenzanlage

Frequenzbereich 75-150 kHz

Ausgangsnennleistung 50 kW

Ausgangsnennspannung 550 V

Regelung über Spannung

Kühlwasserdurchfluss 32 l/min

4.3.4 Induktionsspulendesign

Die Entwicklung der in den experimentellen Versuchen eingesetzten Indukti-

onsspulen wurde mit Hilfe einer Simulationsstudie realisiert. Diese wurde mit

der Software „COMSOL Multiphysics“ der Firma COMSOL Multiphysics

GmbH, Göttingen, erstellt. Hierbei handelt es sich um eine 2D-axial symmet-

rische und elektro-thermo-mechanisch gekoppelte Simulation, Abbildung

4.18.


Abbildung 4.18: Gegenüberstellung einer Finite-Elemente-Erwärmungssimulation

a) mit dem experimentellen Versuch b)

Somit kamen verschiedene Induktionsspulen bei dem gekoppelten thermo-

mechanischen Umformprozess zum Einsatz. Für den Referenzversuch (s.

Abschnitt 4.8) wurde die dreiwindige Induktionsspule eingesetzt, Abbildung

4.19. Alle Induktionsspulen bestehen aus einem Kupferhohlprofil (Cu-ETP;

Werkstoff-Nr.: CW004A) [N.N.05] und sind an den Kühlkreislauf des Wech-

selrichters angeschlossen.

Abbildung 4.19: Gegenüberstellung der verschiedenen Induktionsspulen;

einwindig a), zweiwindig b) und dreiwindig c)

4.4 Abkühlprozess

Der Abkühlprozess hat die Aufgabe, die aus Umwandlungsmechanismen

resultierenden Bauteileigenschaften durch ein gesteuertes und reproduzier-


bares Abführen von Wärme einzustellen. Dabei soll zwischen den beiden

Abkühlverfahren des Wärmetransports über ein Medium und des Wärme-

transports über das Werkzeug unterschieden werden. Als Abkühlmedium

kommen in der Praxis meist Öl, Wasser, Druckluft oder eine Mischung jener

zum Einsatz. In Abhängigkeit vom jeweilig vorliegenden Wärmeübergangs-

koeffizienten des verwendeten Mediums, der neben den Stoffwerten vom

vorherrschenden Wärmeübertragungsmechanismus abhängt, stellen sich

unterschiedliche Abkühlgeschwindigkeiten ein, die maßgeblichen Einfluss

auf das zu bildende Gefüge haben.

Abkühlgeschwindigkeit. Für das zeitliche Verhalten, also die Abkühlge-

schwindigkeit, kann nach [BAE06] für zwei in Verbindung stehende Körper

zur Bestimmung der eindimensionalen Wärmeleitung und Diffusion idealer

Flächen der folgende Ansatz verwendet werden

λS,W TW

r λS,T

TT

r , Gl.4.14

worin die Wärmeleitfähigkeiten von Werkstück λS,W und Werkzeug λS,T sowie

die jeweiligen Temperaturverläufe im Zusammenhang stehen. Daraus folgt,

dass die Temperaturen von Werkstück TW und Werkzeug TT an der Kontakt-

fläche mit

TW, TT, Gl. 4.15

gleichgesetzt werden können. Der quantitative Temperaturverlauf und die

Wärmeübertragungsmechanismen, die in Werkstück und Werkzeug vorlie-

gen, sind in Abbildung 4.20 visualisiert. Mit dem Zusammenhang von Gl.

4.14 kann die Temperatur an der Kontaktfläche durch die Bestimmung des

werkzeugseitigen Temperaturverlaufs ermittelt werden.


Abbildung 4.20: Temperaturverlauf und Wärmeübertragungsmechanismen bei der

Abkühlung über das Werkzeug [vgl. SCH08]

Abkühldauer. Die über das Kühlsystem abgeführte Wärme kann mittels des

Volumenstroms VK, der Dichte ρK und der gemittelten isobaren spezifischen

Wärmekapazität cp,K des Kühlmediums sowie der Temperaturen des Kühl-

mediums an Ein- und Ausgang wie folgt errechnet werden:

Q VK cp,K ρK Taus- Tein . Gl. 4.16

Folglich ist es über die Wärmeabfuhr möglich, Aussagen zum Fortschritt des

Abkühlprozesses zu machen. So kann die zeitabhängig abgeführte Wärme-

leistung mit der zugeführten Wärmeleistung des Erwärmungsprozesses ver-

glichen und mittels Gl. 4.6 die vorliegende mittlere Temperatur des Werk-

stücks, die zum Ende des Abkühlprozesses unterhalb der Anlasstemperatur

liegen muss, errechnet werden. Dies setzt jedoch die Bekanntheit der Ver-

lustwärmen von Erwärmungsprozess, Transfer und Umformprozess sowie

der umformbedingten, auf innere Reibungsmechanismen zurückführende

Wärmegenerierung voraus. Eine Bilanzierung der thermischen Energie für

das Werkstück kann mit

ρW cv,W

TW

t λS,W TW Gl. 4.17


und für das Werkzeug mit

ρT cv,T

TT

t λS,T TT qE Gl.4.18

durchgeführt werden [SCH08]. Hierin stellen ρW und ρT die Dichten von

Werkstück- und Werkzeugwerkstoff, cv,W und cv,T die jeweiligen isochoren

spezifischen Wärmekapazitäten und qE die negative Energiequelldichte dar.

Die restlichen Terme bilden die jeweiligen Temperaturverläufe in Abhängig-

keit der Zeit- und Ortskoordinaten. Gl. 4.17 und Gl. 4.18 stellen instationäre

Differentialgleichungen dar, die, nach [KLO06], neben numerisch gestützten

Simulationsprogrammen im Wesentlichen mittels des Produktansatzes nach

Bernoulli oder der Laplace-Transformation, unter Beachtung der Randbedin-

gung aus Gl. 4.14, zu berechnen sind.

Abkühlstrategien. Maßgeschneiderte Eigenschaften können auch durch

eine geeignete Wahl der Abkühlstrategie realisiert werden. Mit Hilfe der zu-

vor beschriebenen Mechanismen und einer Simulationsstudie (s. Abschnitt

4.6.2) konnten die für diesen Prozess geeigneten Abkühlstrategien, die zu

definierten thermischen Bedingungen im Werkstück führen, ausgewählt, rea-

lisiert und untersucht werden. Die in diesem Zusammenhang untersuchten

Abkühlstrategien umfassen eine Kontaktkühlung, durch welche die Energie-

extraktion realisiert wird, sowie eine Medienkühlung, die eine Variierung der

Extraktionsgeschwindigkeit ermöglicht.

Während des Rohlingtransfers, der Positionierung und zu Beginn des Um-

formvorgangs, bei dem im Wesentlichen eine freie Umformung des erwärm-

ten Bereiches stattfindet, treten Wärmeverluste infolge von Strahlung und

freier Konvektion auf. Um die generierte Wärme abzuführen, eignet sich eine

beschleunigte Abkühlung durch Wärmeleitung während des intensiven

Werkzeug-Werkstückkontaktes (Kontaktkühlung). Nach dem Entlasten und

Auswerfen des Werkstücks treten nur noch konvektive Wärmeverluste auf.

Tabelle 4 fasst die Parameter der Experimente mit unterschiedlichen Werk-

zeugkonfigurationen und Kontaktzeiten zusammen.


Tabelle 4: Versuchsparameter zur Untersuchung des Einflusses der Kontaktküh-

lung

Experiment

*KK: Kontaktkühlung

Abkühlgeschwindigkeiten [K/s]

freie Werkstück-

oberfläche

Werkzeugein-

satz

Heizpara-

meter

Schließ-

zeit [s]

Twst,1000

°C-800 °C

Twst,800 °

C-500°C

Twz Twz Modus

KK1 42 kW / 12s 15 kW / 5s

28 47 30 375 50 Kontaktküh-lung/ passive Kühlung

KK2 14 52 32

Kk3 4 47 -

KK4 28 46,5 32 325 80 Kontaktküh-lung/ aktive Kühlung: Wasserdurch-fluss: 26 l/min Wassertempe-ratur: 20 °C ±5 °C

KK5 14 50 33

KK6 4 52 -

Für die Realisierung der Medienkühlung wurde eine neuartige Kühleinrich-

tung geplant und entwickelt. Diese Kühleinrichtung ermöglicht neben einer

gleichmäßig verteilten auch eine einseitige und asymmetrische Kühlung,

Abbildung 4.21. Dies wird durch flexible Düsen erreicht, die je nach ge-

wünschter Kühlstrategie und Eigenschaftsverteilung entsprechend ausge-

richtet werden können. Die Abkühlwirkung wird über den Druck p des Kühl-

mediums Luft und die Abkühldauer eingestellt, dadurch sind bedeutend hö-

here Abkühlgeschwindigkeiten und somit höhere Härten möglich.


Abbildung 4.21: CAD-Modell der eingesetzten Druckluftkühlung

Folgende Tabelle fasst die Parameter der unterschiedlichen Experimente

zusammen.

Tabelle 5: Versuchsparameter der Abkühlstrategie mit Druckluft

Experiment

*MK: Medienkühlung

Heizparameter Abkühldauer [s] Luftdruck p [bar]

MK1 42 kW / 12s 15 kW / 5s

30 4

MK2 60

MK3 90

MK4 30 8

MK5 60

MK6 90

4.5 Handlingseinrichtung

Aufgrund der hohen Anforderungen an die Flexibilität der

Handlingseinrichtung muss diese verschiedene Besonderheiten aufweisen,

um einen sicheren und reproduzierbaren Prozess zu gewährleisten. Sie

muss neben dem Rohlingtransfer auch das kraftschlüssige Fixieren und das

Rotieren des Rohlings während der Erwärmung beinhalten, damit eine

gleichmäßige Erwärmung des Rohlings garantiert wird.

Des Weiteren muss diese Handlingseinrichtung aufgrund der hohen Zahl an


Versuchsreihen einen sehr hohen Grad an Reproduzierbarkeit gewährleis-

ten. Somit wurde für den Rohlingtransfer zwischen Erwärmungseinrichtung

und Presse eine elektropneumatisch gesteuerte Einrichtung mit der Möglich-

keit zur kraftschlüssigen Fixierung und Rotieren des Rohlings entwickelt,

Abbildung 4.22.

Abbildung 4.22: Die in der Fertigungszelle integrierte Transfereinrichtung

4.6 Sensorikkonzept

Der in dieser Arbeit vorliegende thermo-mechanischen Prozess kombiniert

den thermisch kontrollierten Werkstofffluss mit der Einstellung der lokalen

mikrostrukturellen Verteilung. Dies hat zur Folge, dass verschiedene Mikro-

strukturen in Abhängigkeit der lokalen Temperatur- und Spannungsverteilung

nebeneinander existieren. Daher ist es entscheidend, die thermischen und

mechanischen Effekte und deren Auswirkungen auf die daraus resultieren-

den Eigenschaften durch eine geeignete Wahl der experimentellen Metho-

den nachzuvollziehen.

Des Weiteren führen die vorher beschriebene Komplexität des Prozesses,


die aus der Interaktion verschiedener Paramater resultiert, sowie die beson-

deren Merkmale dieses Prozesses dazu, dass die wichtigen Prozessgrößen,

wie z. B. das Temperaturregime in allen Prozessphasen und der Umform-

grad, stets quantitativ erfasst werden. Dies ermöglicht eine bessere Prozess-

steuerung und –kontrolle. Hierbei ist, wie oben erwähnt, zwischen mechani-

schen und thermischen Prozessgrößen zu unterscheiden. Der gesamte Pro-

zess wird von einem PC-Programm auf Basis der kommerziell verfügbaren

Software „LabView“ der Firma National Instruments, Austin (USA), gesteuert

und überwacht [SUM07].

4.6.1 Mechanische Prozessgrößen

Umformgrad. Die spezifischen Fließeigenschaften werden ähnlich dem Sys-

tem in [SAU09] durch eine 3-dimensionale Formänderungsmessung optisch

abgebildet. Diese Formänderungsmessung wurde mit dem System „Aramis“

der Firma GOM mbH, Braunschweig, durchgeführt. Das System liefert Echt-

zeitergebnisse für benutzerdefinierte Messpunkte auf der Probenoberfläche,

Abbildung 4.23.

Abbildung 4.23: Maximaler Umformgrad und Oberflächendehunungsverteilung

während des Prozesses aufgenommen über eine 3D-

Formänderungsmessung


Umformkraft und Wegmessung. Die Umformkraft wird mittels eines

Hydraulikdruckaufnehmers ermittelt. Dieser Sensor mit der Bezeichnung

„PA9020“ der Firma IFM Electronic GmbH, Essen, ist an dem Hauptzylinder

der Presse angebaut.

Für eine präzise Wegmessung des Obergesenks wird sowohl ein induktiver

Wegsensor als auch ein optischer Wegsensor (Laser) verwendet. Mit Hilfe

solcher Sensoren kann sowohl die Umformgeschwindigkeit als auch eine

mögliche Verkippung des Stößels bestimmt werden.

4.6.2 Temperaturfeldmessung und Simulation

Der entscheidende Einfluss des Temperaturregimes auf die resultierende

Mikrostruktur und dadurch auf die resultierenden Endeigenschaften führt zu

hohen Anforderungen an die Genauigkeit der Temperaturmessung. Hierfür

wurde ein Konzept entwickelt, das sowohl die notwendige Sensorik zur voll-

ständigen Temperaturmessung im Werkstück als auch eine Simulationsstu-

die beinhaltet.

Für die Bestimmung des Temperaturfeldes nach der induktiven Erwärmung

wurde eine zylindrische Probe des Stahls 1.8159 [DIN EN 10277-5] mit

Thermoelementen an der Oberfläche und in verschiedenen Abständen vom

äußeren oberen Rand (Level A, B und C) und in unterschiedlichen Radien

versehen, Abbildung 4.24. Zum Einsatz kommen Thermoelemente des Typs

„K“, da dieser Typ bis auf 1350 °C erhitzt werden kann. Mittels Messverstär-

ker wird die Messgröße verarbeitet und PC-gestützt über die Software

„MGM“ aufgezeichnet. Des Weiteren wird die Temperatur des Werkstücks

während der verschiedenen Prozessphasen (Erwärmung, Transfer, Umfor-

mung und Abkühlung) von einem Pyrometer und einer

Thermographiekamera an der Oberfläche lokal erfasst. Die verwendete

Thermographiekamera ist vom Typ "VarioCam" der Firma Infratec, Dresden.

Sie erlaubt die Aufzeichnung des gesamten Umformvorgangs inklusive der

induktiven Erwärmung und des Transfers (s. Abbildung 4.26). Der Standard-

Temperaturmessbereich von 40 °C – 1500 °C deckt das gesamte Tempera-

turprofil, das während des Experiments auftritt, ab. Dabei ermöglicht die ho-


he Bildfrequenz von 50/60 Hz eine zeitgenaue Erfassung der Temperaturver-

teilung.

Zur Messung der Oberflächentemperatur während der Umformung kommt

ergänzend ein Pyrometer vom Typ „PS 28 AF 2“ der Firma Keller HCW

GmbH, Ibbenbüren-Laggenbeck, zum Einsatz. Der Messbereich dieses Ge-

rätes liegt bei 400 – 1400 °C. Damit werden alle relevanten Temperaturen

während der Umformung erfasst. Ein Markierungslaser erlaubt eine präzise

Ausrichtung der Messoptik. Die Größe des Messflecks ist dabei abhängig

von der Entfernung zum Messobjekt.

Zur Kalibrierung des Pyrometers wurde eine Referenzmessung mittels

Thermoelementen durchgeführt. Aus den lokalen Temperaturmessungen der

Thermoelemente und der Thermographiekamera wurden die lokal unter-

schiedlichen Emissionsgrade ermittelt. Diese sind für eine genaue Tempera-

turmessung von wichtiger Bedeutung. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass

die Messgenauigkeit der eingesetzten Thermoelemente ±0,004·T oder

±1,5 °C (Genauigkeitsklasse 1) beträgt. Bei steigender Temperatur und da-

durch variierendem Emissionsgrad können Temperaturunterschiede bis zu

70 °C zwischen den Verfahren der Strahlungsthermometrie (Themorgraphie

und Pyrometrie) und der Kontaktthermometrie auftreten.


Abbildung 4.24: Position der angebrachten Thermoelemente zur Temperaturfeld-

messung

Eine wichtige Phase im Prozess, die sowohl den Transfer als auch die freie

Umformung beinhaltet, ist die Phase vom Ende der Erwärmung bis zum ers-

ten Kontakt zwischen dem warmen Werkstückmaterial und der Werkzeug-

oberfläche, da hier keine Möglichkeit der Prozesskontrolle vorhanden ist,

was eine genaue Überwachung der Temperaturprofilentwicklung während

dieser Zeit erfordert, Abbildung 4.25. Hierbei zeigen die Ergebnisse eine

sehr gute Analogie zwischen den mit Thermoelementen und den mit

Thermographie gemessenen Temperaturen.


Abbildung 4.25: Vergleich der Temperaturprofile gemessen mittels Verfahren der

Kontaktthermometrie (Thermoelemente) und Strahlungsthermo-

metrie (Thermographie) an drei verschiedenen Referenzpunkten

im Werkstück

Ein typischer Zeit-Temperatur-Verlauf des gesamten Prozesses ist in der fol-

genden Abbildung 4.26 dargestellt.

Abbildung 4.26: Oberflächentemperaturprofil an drei verschiedenen Höhen im

Werkstück


Des Weiteren wurde für die Ermittlung der Temperaturfeldentwicklung wäh-

rend der Umformung und der lokalen Abkühlung eine Finite-Elemente-

Simulation verwendet und das nachfolgend erläuterte Point Mapping-

Verfahren entwickelt, Abbildung 4.27. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass

eine Simulation unabdingbar ist, da einerseits die Thermoelemente während

der Umformung zerstört werden und anderseits eine Thermographiekamera

nur Oberflächentemperaturen messen kann. Diese Simulation wurde mit der

Software „simufact.forming GP“ der Firma simufact engineering gmbh, Ham-

burg, durchgeführt. Es handelt sich um eine 2D-axial symmetrische und

thermo-mechanisch gekoppelte Simulation.

Für einen vorgegebenen experimentellen Parametersatz wurde die Tempe-

ratur an unterschiedlichen Positionen auf der Oberfläche und in unterschied-

lichen Radien des Rohlings gemessen. Das experimentell ermittelte An-

fangstemperaturprofil wurde vor der eigentlichen Simulation des Umform-

und Abkühlvorgangs manuell auf das FEM-Start-Modell übertragen. Eine

Homogenisierungsdauer, bei der die experimentellen Temperaturdaten als

konstante Randbedingung festgelegt wurden, führte zu der Interpolation von

fehlenden Knotentemperaturen. Ein Vergleich zwischen experimentell ge-

messenen und simulierten Temperaturen an ausgewählten Bezugspunkten

innerhalb des Rohlings beweist eine ausreichende Übereinstimmung, Abbil-

dung 4.27.

Für die starren Werkzeuge wurde dabei eine globale Temperatur von 50 °C

und Coulomb-Reibung mit einem Reibkoeffizient von konstant μ 0,3 ange-

nommen.


Abbildung 4.27: Temperaturmapping der experimentell gemessenen Temperatur-

verteilung auf das FEM-Modell und Korrelation mit experimentel-

len Temperaturen

Maßgeschneiderte Eigenschaften können durch lokal definierte thermische

Bedingungen erreicht werden. In diesem Zusammenhang ist die Bestimmung

der Kühlraten in den verschiedenen Werkstückbereichen von wesentlicher

Bedeutung. An der freien Oberfläche (Punkt A) wird im Temperaturintervall

zwischen 1000 °C und 800 °C eine Abkühlrate von ca. 20 K/s beobachtet.

Bei Punkt B (im Werkstück, in einem Abstand von 10 mm zu Punkt A) wird

für dasselbe Temperaturintervall eine Abkühlrate von 30 K/s ermittelt, Abbil-

dung 4.28. Die höhere Abkühlrate an diesem Punkt kann über die Abkühl-

wirkung des Werkzeug-Werkstückkontakts während der werkzeuggebunde-

nen Formgebung erklärt werden, die bei Punkt A nicht stattfindet.

In dem Temperaturintervall von 600 °C - 500 °C, während der Werkzeugkon-

taktkühlung, nehmen die Abkühlgeschwindigkeiten tendenziell ab, mit Aus-

nahme der Bereiche, die in einem intensiven Werkzeugkontakt stehen (vgl.

Punkt D in Abbildung 4.28). Hier wird eine Rate von 34 K/s ermittelt. Diese

Simulationsstudie bestätigt, dass die Abkühlraten an den Werkzeug-

Werkstückkontaktzonen, die nicht durch berührungslose Temperaturmes-

sung erfasst werden können, im Vergleich zur freien Oberfläche höher sind.


Abbildung 4.28: FEM-Simulation der Temperaturentwicklung während des Um-

formvorgangs

4.7 Werkstoffanalyse

4.7.1 Mechanische Prüfung

Härteprüfung. Die Härteprüfung nach Vickers wird mit dem Härteprüfer

„Micromet 5103“ der Fa. Buehler durchgeführt. Der Härteprüfer arbeitet im

Bereich der Mikrohärte bis hin zur Kleinlasthärte. Für die zu prüfenden Pro-

ben lassen sich acht Prüfkraftstufen von HV 0,01 bis HV 1 einstellen. Zur nä-

heren Betrachtung der Probe ist der Revolverwechsler mit zwei Objektiven

mit 10- und 50-facher Vergrößerung ausgestattet, sowie mit dem Vickers-

Indentor. Mittels Okular oder über eine PC-Software, die mit der Kamera des

Härteprüfers gekoppelt ist, lässt sich die zu prüfende Stelle genau betrach-

ten.


4.7.2 Metallographische Untersuchungen

Gefügeuntersuchung. Nach dem Prozess werden zur Beurteilung der

Gefügeumwandlung auf der Höhe des Flansches zwei Proben heraus ero-

diert. Die Abmessung der Proben aus dem äußeren Flanschbereich beträgt

15 x 20 mm² und die aus dem Kernbereich 15 x 25 mm². Diese Proben wer-

den mit einer Feinschnittsäge auf eine Dicke von 10 mm geschnitten, damit

sie im nächsten Schritt eingebettet werden können. Dies geschieht mit der

automatischen Einbettpresse „Simplimet 1000“ der Fa. Buehler GmbH, Düs-

seldorf. Dafür wird das Warmeinbettmittel „Epomet“, ein Epoxidharz, ver-

wendet. Das Warmeinbettmittel muss bei einer Temperatur von 180 °C, ei-

nem Druck von 230 bar und einer Zeit von sieben Minuten aushärten. Da-

nach ist eine Zeit von elf Minuten notwendig, um auf Raumtemperatur abküh-

len zu lassen. Die eingebetteten Proben haben einen Durchmesser von

40 mm und eine Dicke von ca. 15 – 25 mm und können damit im Revolver

des Schleifautomaten „Beta und Vektor“ geschliffen und poliert werden. Hier-

für werden Schleifscheiben mit SiC und im letzten Schleifschritt mit Diamant

eingesetzt, um bis auf eine Korngröße von 8 μm zu schleifen.

Es folgen zwei Polierschritte, zunächst mit dem Poliertuch „Trident“ der Fa.

Buehler und einer Diamantsuspension mit 3 μm Korngröße, danach das Fer-

tigpolieren auf dem Poliertuch „Chemomet“ und der Siliziumoxid-Lösung

„Mastermet 2“ mit einer Korngröße von 0,06 μm.

Im Anschluss muss die Probe in einer 3%igen Lösung aus Ethylalkohol und

Salpetersäure geätzt werden, damit das Gefüge unter dem Mikroskop sicht-

bar wird. Der Ätzvorgang dauert wenige Sekunden und wird durch Abwa-

schen mit reinem Ethylalkohol gestoppt.

Um das vorliegende Gefüge zu beurteilen, wird das Auflichtmikroskopsystem

„VHX-100“ mit den Objektiven „VH-Z25“ und „VH-Z450“ der Fa. Keyence

Deutschland GmbH, Neu-Isenburg, verwendet. Das Objektiv „VH-Z25“ be-

sitzt einen Vergrößerungsbereich von 25- bis 175-facher Vergrößerung und

das Objektiv „VH-Z450“ einen Bereich von 450- bis 3000-facher Vergröße-

rung. An beiden Objektiven kann die Vergrößerung stufenlos eingestellt wer-

den, zusätzlich sind bei wichtigen Vergrößerungsstufen Rastpunkte vorhan-


den.

Das Mikroskop arbeitet nach dem Prinzip der Hellfeld-Methode, die zu der

Auflichtmikroskopie gehört. Hierbei wird das Licht senkrecht auf die Probe

gestrahlt, wodurch die angestrahlte Fläche je nach Oberflächenbeschaffen-

heit mehr oder weniger stark reflektiert. Das hierdurch entstandene

Gefügebild wird über das im Mikroskopiesystem integrierte TFT-Display wie-

dergegeben. die Software des Systems erlaubt die Bearbeitung der mikro-

skopischen Bilder.

4.8 Referenzversuch

Um nun den Prozessanforderungen im Zuge der angestrebten Parameter-

studien gerecht zu werden, wurde ein Referenzversuch mit definierten Pro-

zessbedingungen entwickelt. Im Folgenden werden für die weiteren Untersu-

chungen als wesentlich erachtete Parameter aufgelistet und beschrieben,

Tabelle 6.

Durch die lokale, induktive Erwärmung beginnt der thermo-mechanische

Prozess mit der Austenitumwandlung in den erwärmten Bereichen des Roh-

lings bei einer Maximaltemperatur von ca. 1350 °C. Die durchschnittliche

Aufheizrate vAuf während der induktiven Erwärmung beträgt ca. 113 K/s. An-

schließend erfolgt eine Nacherwärmungsphase von 5 s Dauer bei einer um

64 % niedrigeren Heizleistung im Vergleich zu der ursprünglichen Heizleis-

tung der Haupterwärmungsphase, Tabelle 6. Diese Nacherwärmungsphase

dient dem Temperaturausgleich zwischen Kern und Oberfläche des Roh-

lings. Hierbei ändert sich die Temperatur an der Oberfläche des Rohlings

nicht, sodass die Austenitisierung - je nach betrachtetem Ort im Rohling -

sowohl überwiegend kontinuierlich (Kern) wie auch isotherm (Oberfläche)

erfolgt.


Tabelle 6: Prozessparameter des Referenzexperiments in

du

kti

ve

E

rwä

rmu

ng

Haupterwärmung 42 kW 12 s

Nachwärmen 15 kW 5 s

max. Temperatur 1350 °C

Frequenz (ca.) 15 kHz

Konfiguration Welle mit einem Flansch, dreiwindige Induktionsspule

Transfer- und Werkstückpositionierzeit 4 s

Um

form

un

g/K

üh

lun

g

max. Temperatur beim Start des Um-formprozesses

1120 °C

max. Temperatur bei Ende des Um-formprozesses

< 400 °C

max. Umformkraft 1000 kN

Werkzeughubgeschwindigkeit (ca.) 60 mm/s

Schließzeit Werkstück-Werkzeug 28 s

Gesamtzeit Umformung und Kühlung 35 s

Abkühlrate der freien Werkstückober-fläche (1000°C - 800°C) 47 °C/s

Abkühlrate der freien Werkstückober-fläche (800°C - 500°C)

30 °C/s

Schmierung Graphit / Schmiermittel AS 1400

Abkühlvariante Kontaktkühlung / passive Kühlung

Die gesamte Prozessdauer inklusive induktiver Erwärmung, Transfer,

Unformung und Abkühlung beträgt ca. 56 s. Während dieser Zeit wird das

Werkstück lokal von Raumtemperatur bis auf ca.1350 °C erwärmt und an-

schließend auf Temperaturen unterhalb der Martensitstarttemperatur MS ab-

gekühlt.

Abbildung 4.29 zeigt einen typischen Zeit-Temperatur-Verlauf an der Ober-

fläche des Werkstücks über den gesamten Prozess, resultierend aus den

definierten Gegebenheiten des Referenzversuchs.


Abbildung 4.29: Temperaturprofilentwicklung während der verschiedenen Pro-

zessphasen

Ergebnisse 63

5 Ergebnisse

5.1 Simulation der Temperaturprofilentwicklung während des Prozes-

ses

Eine der wichtigsten Voraussetzungen zur Vorhersage und Steuerung der

resultierenden, lokalen Mikrostruktur besteht in der Verfügbarkeit von zuver-

lässigen Informationen über die Temperaturverteilung im Werkstück. Eine

Messung der Oberflächentemperatur während des Prozesses ist zwar mög-

lich, jedoch besteht nicht die Möglichkeit die Temperaturverteilung im Inne-

ren des Werkstücks während der Umformung zu erfassen. Somit ist eine Si-

mulation des in der vorliegenden Arbeit eingesetzten, thermo-mechanischen

Prozess unabdingbar. Darüber hinaus kann solch eine Prozesssimulation

neben der Möglichkeit, eine Aussage über wichtige Eigenschaften, wie bei-

spielsweise die Spannungsverteilung im Werkstück, treffen zu können, eine

unterstützende Rolle im Hinblick auf eine Vorhersage des Werkstoffflusses

einnehmen, der eine definierte Endgeometrie des Werkstücks maßgeblich

beeinflusst. Es ist hier zu beachten, dass eine Berücksichtigung der thermi-

schen Wechselwirkung zwischen Werkzeug und Werkstück über ein thermo-

mechanisch gekoppeltes Berechnungsmodell erforderlich ist.

Diese Simulation wurde mit der Software „LS-DYNA“ der Firma LSTC, Li-

vermore (USA), durchgeführt. Die Zeitintegration der Verschiebungsglei-

chung erfolgt im Aufheiz- und Abkühlvorgang implizit. Die Temperaturfeldbe-

rechnung dagegen erfolgt ausschließlich implizit mit einem konstanten ther-

mischen Zeitschritt von 0,2 s. Der Zeitschritt der impliziten Berechnungsteile

des Verschiebungsfelds beträgt ebenfalls 0,2 s. Der explizite Zeitschritt wird

mittels Massenskalierung auf 1·10-5 s festgesetzt [MAT07; BRÖ08, MAT09a].

Es sei an dieser Stelle zu erwähnen, dass die in diesem Kapitel vorgestellten

Simulationsergebnisse im Institut für Mechanik - Numerische Mechanik – der

Universtät Kassel im Rahmen der Zusammenarbeit im Sonderforschungsbe-

reich SFB/TR TRR 30 durchgeführt wurden.

64 Ergebnisse

5.1.1 Erwärmungsvorgang

Zuerst soll der Aufheizvorgang der erwärmten Zone des Rohlings näher be-

trachtet werden. Hierbei ist zu erwähnen, dass die in dieser Simulation be-

nutzten Erwärmungsparameter in Anlehnung an die des experimentellen Re-

ferenzversuchs ausgewählt wurden, um einen direkten Vergleich der Ergeb-

nisse zu ermöglichen [MAT07].

In Abbildung 5.1 und Abbildung 5.2 ist die Temperaturverteilung während

der Prozessphase von Beginn der Erwärmung bis Beginn der Umformung

dargestellt. Zur Zeit t = 1 s wird deutlich, dass die 1 mm dicke Randschicht,

in der die Wärmequelle vorgeschrieben ist, bereits eine Temperaturerhöhung

von 220 °C erfahren hat, wohingegen das Werkstückinnere beinahe die Aus-

gangstemperatur aufweist, Abbildung 5.1 a). Nach einer Heizdauer von 6 s,

Abbildung 5.1 b), hat bereits merkliche Wärmeleitung ins Innere stattgefun-

den, jedoch ist die herrschende Temperatur im äußeren Randbereich des

Rohlings signifikant höher als im Kern. Am Ende der Erwärmungsphase

(t=12 s), worin die Haupterwärmung mit einer Heizleistung von 42 kW statt-

findet, herrschen im Randbereich der Erwärmungszone Temperaturen von

ca. 1325 °C bis 925 °C, im Kern liegt die Temperatur dagegen bei 1075 °C

bis 675 °C, Abbildung 5.1 c). Nach einer weiteren Heizdauer von 5 s mit

einer niedrigeren Heizleistung von 15 kW sinkt der Temperaturgradient ent-

lang des Werkstückradius stark, Abbildung 5.1 d). Die Maximaltemperatur

im äußeren Randbereich ist nicht weiter angestiegen, wohingegen der Tem-

peraturgradient in axialer Richtung noch deutlicher ausgeprägt ist.

Zum Zeitpunkt t = 19 s besteht bereits eine nahezu homogene Temperatur-

verteilung im Werkstückquerschnitt, wobei die maximale Temperatur eine

weitere Absenkung erfahren hat, Abbildung 5.2 a). Der Wärmeausgleich im

Querschnitt des Rohlings setzt sich weiter fort, sodass zum Startzeitpunkt

der Umformung bei t = 23.8 s ein vollständig homogenes Temperaturprofil

entlang des Werkstückradius herrscht, in axialer Richtung jedoch der erwar-

tet ausgeprägte Temperaturgradient weiterhin besteht. Die maximalen Tem-

peraturen liegen in diesem Zeitpunkt bei ca. 1125 °C, Abbildung 5.2 b).

Ergebnisse 65

Abbildung 5.1: FE-Simulation der Temperaturprofilentwicklung während der in-

duktiven Erwärmung zu unterschiedlichen Zeitpunkten [vgl.

MAT07, MAT10]

Abbildung 5.2: FEM-Simulation der Temperaturprofilentwicklung während der

Phase von Erwärmungsende bis Anfang der Umformung [vgl.

MAT09a, MAT10]

Dieses Verhalten der Temperaturprofilentwicklung, das sich während und

nach dem Erwärmungsvorgang einstellt, lässt sich durch die experimentellen

Ergebnisse der induktiven Erwärmung im folgenden Abschnitt 5.2.1 voll-

66 Ergebnisse

kommen bestätigen.

Abbildung 5.3: Korrelation zwischen experimentellen Temperaturprofilentwick-

lungen und FEM-Simulation [vgl. MAT09b]

Wie in Abbildung 5.3 zu sehen ist, zeigt ein Vergleich der experimentellen

Temperaturmessungen mit den Simulationsergebnissen eine sehr gute Ana-

logie zwischen den mittels Thermoelementen experimentell ermittelten Tem-

peraturprofilen und den simulierten Zeit-Temperatur-Verläufen.

5.1.2 Umformung

Geringe Fließspannungen führen während des Umformvorgangs zu sehr ho-

hen Umformgraden in der hoch erwärmten Zone, Abbildung 4.23. Hierbei

verdrängt das nicht erwärmte Material das erwärmte Material in den äußeren

Flanschbereich. Dadurch sinken die Temperaturen im Kern des Werkstücks

zum Ende der Umformung hin stark ab, sodass schließlich die äußeren

Flanschbereiche wesentlich höhere Temperaturen aufweisen als der Kern

des Werkstücks. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass die aufgrund der plas-

tischen Verformung generierte Wärme vor allem im Werkstückkern, Abbil-

dung 5.4 c), wegen den ohnehin schon herrschenden hohen Temperaturen

im Werkstück und den hiermit verbundenen Wärmeleitungsvorgängen in den

graphischen Darstellungen nicht separat identifizierbar ist [MAT07].

Ergebnisse 67

Abbildung 5.4: Simulation der Temperaturprofilentwicklung während des Um-

formprozesses [vgl. MAT07, MAT10]

5.1.3 Abkühlung

Für den Abkühlvorgang sind verschiedene physikalische Effekte, wie z. B.

Strahlung, freie Konvektion und erzwungene Konvektion, verantwortlich. Die

Temperaturabnahme findet hier relativ gleichmäßig statt, sodass sich in den

Darstellungen weniger die Konturverteilung an sich ändert, sondern findet es

hauptsächlich nur eine Verschiebung der Temperaturskala nach unten statt.

Durch Wärmübergangsmechanismen fließt die Wärme vom warmen Werk-

stück in das Gesenk, sodass dieses in Bereichen nahe dem Wellenflansch

einen Temperaturanstieg auf bis zu 275 °C erfährt, Abbildung 5.5.

68 Ergebnisse

Abbildung 5.5: Simulation der Temperaturprofilentwicklung während des Abkühl-

prozesses [vgl. MAT07, MAT10]

5.2 Gradierung durch unterschiedliche Erwärmungsstrategien

In diesem Abschnitt wird der Einfluss der verschiedenen Erwärmungspara-

meter im Hinblick auf eine funktionale Gradierung vorgestellt. Hierbei werden

unterschiedliche Erwärmungsszenarien experimentell untersucht, um das im

Prozess herrschende Wärmeregime sichtbar zu machen, was zu einer ver-

besserten Prozessbeherrschung führt.

5.2.1 Induktive Erwärmung mit Mittelfrequenzanregung

Abbildung 5.6 zeigt die Temperatur entlang des Werkstückradius und in de-

finierten Abständen entlang der Längsachse der Probe. Die Daten wurden

anhand von mehreren kontinuierlichen Messungen mittels Thermoelementen

am Ende der Erwärmungsphase und beim ersten Kontakt zwischen erwärm-

ter Zone und kalter Werkzeugoberfläche ermittelt. Diese besondere Pro-

zessphase bildet den Übergang zwischen freier Umformung mit der dazuge-

hörigen freien Wärmeübertragung und werkzeuggebundener Umformung mit

den Wärmeübertragungsmechanismen [WEI05].

Zu Beginn liegt der gesamte Querschnitt in Level A oberhalb der Umwand-

lungstemperatur Ac3 mit einem Temperaturgradient zwischen Kern und Ober-

fläche von etwa 150 °C, während bei Level B nur die äußeren Randbereiche

Ergebnisse 69

die Umwandlungstemperatur erreichen. Der Temperaturgradient in diesem

Level beträgt nur 100 °C. Level C ist ohne Temperaturgradient, daher ist hier

mit keiner Phasenumwandlung zu rechnen. Es sei hier erwähnt, dass es sich

hier um das Verhalten resultierend aus den Parametern des Referenzver-

suchs handelt. Somit zeigen die nachfolgenden Ergebnisse die Einflüsse der

Variation der verschiedenen Prozessparameter.

Abbildung 5.6: Temperaturprofil in radialer Richtung direkt nach der Erwärmung

(links) und zum Zeitpunkt des ersten Kontakts zwischen Werk-

zeug und erwärmter Zone (rechts); „Referenzversuch“

Zum Zeitpunkt des ersten Kontakts zwischen erwärmter Zone und Werkzeug

(nach 9 s) sinkt der Temperaturgradient auf 50 °C, wobei ein Anstieg der

Kerntemperatur zu verzeichnen ist. Bei allen Levels ist der Temperaturverlust

ca. 50 °C, außer in Level C.

Eine Wasserabschreckung und der daraus resultierende Härteverlauf zeigen

den tatsächlichen Zustand der Phasenumwandlung, Abbildung 5.7. Die

Temperaturverteilung direkt nach dem Erwärmen bestimmt die Höhe der da-

raus resultierenden martensitischen Umwandlung. Bei Level A zeigt der

komplette Querschnitt die Härte einer vollständigen martensitischen Um-

wandlung, während bei Level B nur die zuvor austenisierten Bereiche eine

Härte zeigen, die einem martensitischen Gefüge entspricht. Zonen ohne

Austenitumwandlung (vgl. mittlere Zone bei Level B und Level C) bleiben un-

70 Ergebnisse

beeinflusst und ohne nennenswerten Härteanstieg.

Abbildung 5.7: Härteprofil in radialer Richtung nach Erwärmung und Wasserab-

schreckung

Bei einer Erwärmungsstrategie, die die Phase der Nacherwärmung mit einer

niedrigen Heizleistung nicht beinhaltet, liegt das Temperaturprofil bei Level A

schon teilweise unterhalb der Umwandlungstemperatur Ac3 mit einem Tem-

peraturunterschied zwischen Kern und Oberfläche des Rohlings von mehr

als 450 °C, Abbildung 5.8. Bei Level B erreichen nur die äußeren Randbe-

reiche die Umwandlungstemperatur, jedoch mit einem Temperaturgradient

von 180 °C. Auch hier bleibt Level C ohne Phasenumwandlung. Trotz der

anfänglich hohen Temperatur sinkt der Temperaturgradient bei Level A zum

Zeitpunkt des ersten Kontakts zwischen erwärmter Zone und Werkzeug auf

ca. 50 °C, jedoch mit einem Temperaturanstieg im Kern über der Umwand-

lungstemperatur Ac3. Nahezu kein Gradient ist bei Level B und C zu be-

obachten.

Ein Vergleich der beiden vorgestellten Erwärmungsstrategien (mit und ohne

Nacherwärmung) zeigt deutlich den Einfluss einer solchen Nacherwär-

mungsphase auf das resultierende Temperaturprofil. Hier zeigt sich, dass

diese Phase der Nacherwärmung mit einer niedrigeren Heizleistung für die-

sen Temperaturausgleich zwischen Kern und Oberfläche des Rohlings ver-

antwortlich ist. Dies gilt jedoch nur für den Zeitpunkt direkt nach der Erwär-

Ergebnisse 71

mung, bei 9 s tritt der Temperaturausgleich auch ohne Nacherwärmung auf.

Abbildung 5.8: Temperaturprofil in radialer Richtung direkt nach der Erwär-

mung(links) und zum Zeitpunkt des ersten Kontakts zwischen

Werkzeug und erwärmter Zone (rechts)

Bei Erwärmungsstrategien mit niedrigeren Heizleistungen und kleinerer In-

duktionsspule (z. B. 27 kW, 2-windiger Induktor), die eine Veränderung des

direkt erwärmten Volumens, sowie auch der Leistungsdichte in der Spule

hervorruft, liegt das Temperaturprofil bei Level A schon teilweise unterhalb

der Umwandlungstemperatur Ac3, mit einem Temperaturunterschied zwi-

schen Kern und Oberfläche von etwa 400 °C, Abbildung 5.9. Bei Level B

erreichen nur die äußeren Randbereiche die Umwandlungstemperatur, je-

doch mit einem ähnlichen Temperaturgradient von 400 °C. Auch hier bleibt

Level C ohne Phasenumwandlung. Trotz der anfänglich hohen Temperatur

sinkt der Temperaturgradient bei Level A zum Zeitpunkt des ersten Kontakts

zwischen erwärmter Zone und Werkzeug auf 50 °C, jedoch mit einem Tem-

peraturanstieg im Kern über der Umwandlungstemperatur Ac3. Nahezu kein

Gradient ist bei Level B und C zu beobachten.

Der Unterschied zu der Temperaturprofilentwicklung in Abbildung 5.8 liegt

hierbei in der maximal erreichten Temperatur im Level B. Die Erwärmungs-

strategie mit einer 2-windigen Induktionsspule führt zu Temperaturen in die-

sem Level, die 100 °C niedriger sind als die mittels einer 3-windigen Indukti-

72 Ergebnisse

onsspule erreichten Temperaturen. Dies kann darauf zurückgeführt werden,

dass der Messort in diesem Level nun weiter von dem aktiv erwärmten Be-

reich entfernt ist, da das erwärmte Volumen abgenommen hat. Ein interes-

santer Aspekt ist aber, dass trotz deutlicher Verringerung der Heizleistung

die Temperatur in Level A mit der bei einer 3-windigen Induktionsspule und

höherer Leistung vergleichbar ist. Dies beruht auf der besseren Leistungsan-

passung zwischen der 2-windigen Induktionsspule und dem Ausgangstrans-

formator des Außenschwingkreises.



zeug und erwärmter Zone (rechts)

Die Einführung einer Nacherwärmungsphase bei der Erwärmungsstrategie

mit einer 2-windigen Induktionsspule führt, ebenfalls wie bei der Erwär-

mungsstrategie mit einer 3-windigen Induktionsspule, zum Effekt des Tempe-

raturausgleichs zwischen Kern und Oberfläche des Rohlings, Abbildung

5.10.

Im Vergleich zu der Temperaturprofilentwicklung bei einer 3-windigen Induk-

tionsspule liegt das Temperaturprofil in Level B vollständig weit unterhalb der

Umwandlungstemperatur Ac3.

Ergebnisse 73




Bei der Anwendung einer 1-windigen Induktionsspule erreichen nur die äu-

ßeren Randbereiche die Umwandlungstemperatur Ac3 mit einem Tempera-

turgradient zwischen Kern und Oberfläche des Rohlings von mehr als

470 °C, Abbildung 5.11. Level B bleibt weit unterhalb der Umwandlungs-

temperatur mit einer Oberflächentemperatur, die nur ca. 500 °C beträgt. Hier

zeigt sich auch, dass trotz des anfänglich hohen Temperaturgradients bei

Level A zum Zeitpunkt des ersten Kontakts zwischen erwärmter Zone und

Werkzeug ein Temperaturausgleich zwischen Kern und Oberfläche des Roh-

lings auftritt. Bei Level B beträgt der Temperaturgradient direkt nach der Er-

wärmung ca. 120 °C. Nahezu kein Gradient ist bei Level C zu beobachten.

Es ist interessant hier, im Vergleich zum Verhalten resultierend aus der Ver-

wendung von 2- und 3 windigen Induktionsspulen zu beobachten, dass eine

höhere Heizleistung verwendet werden muss als bei der 2-windingen Induk-

tionsspule, um die gleiche maximale Temperatur an der Oberfläche zu erhal-

ten. Dies kann darauf zurückgeführt werden, dass durch das weiter verrin-

gerte erwärmte Volumen die Temperaturverluste einen größeren Einfluss

spielen.

74 Ergebnisse




Ein direkter Vergleich zwischen zwei Temperaturprofilen resultierend aus der

Anwendung von 1-windigen und 2-windigen Induktionsspulen zeigt den gro-

ßen Einfluss des Spulendesigns bzw. der Spulengeometrie.

Bei Level A liegt das Temperaturprofil, das durch den Einsatz einer 1-

windigen Induktionsspule erhalten wird, nur im äußeren Randbereich ober-

halb der Umwandlungstemperatur Ac3, Abbildung 5.12. Wohingegen das

Temperaturprofil, das durch den Einsatz einer 2-windigen Induktionsspule

erhalten wird, nur im Kernbereich des Rohlings unterhalb der Umwandlungs-

temperatur Ac3 liegt. Bei Level B liegt das Temperaturprofil mittels 1-windiger

Induktionsspule weit unterhalb der Umwandlungstemperatur, wohingegen

das Temperaturprofil mittels 2-windiger Induktionsspule an der Oberfläche

des Rohlings die Umwandlungstemperatur erreicht. Bei Level C ist kein Gra-

dient zu beobachten. Allerdings ist die Temperatur in diesem Level deutlich

niedriger, aufgrund des geringeren Volumens, das erwärmt wurde.

Ergebnisse 75

Abbildung 5.12: Temperaturprofil in radialer Richtung direkt nach der Erwärmung;

2-windiger Induktor (rechts), 1-windiger Induktor (links)

Die aus der Variation der Erwärmungsparameter resultierenden Härteprofile

nach dem Formgebungs- und Abkühlungsprozess sind in Abbildung 5.13

dargestellt. Mit abnehmender Heizleistung und dementsprechend abneh-

mendem Bereich oberhalb der Umwandlungstemperatur nimmt der Bereich

der Martensithärtung ab. Jedoch im Vergleich dazu zeigt sich, dass die Heiz-

dauer einen größeren Einfluss auf die Größe der wärmebeeinflussten Zone

hat (vgl. PHeiz = 36 kW / tHeiz = 9 s und PHeiz = 24 kW / tHeiz = 12 s).

Hier wird deutlich, dass der Einfluss der verschiedenen Erwärmungsstrate-

gien bei einem Vergleich der Eindringtiefe des Bereichs mit maximaler Fes-

tigkeit (Einhärtetiefe) eine sehr starke Rolle spielt, Abbildung 5.13. Es ist

hier zu beobachten, dass die Heizdauer ebenfalls eine maßgebliche Rolle

spielt (vgl. PHeiz = 36 kW / tHeiz = 12 s und PHeiz = 36 kW / tHeiz = 9 s).

Die Endeigenschaftsverteilung hängt jedoch nicht nur von den Erwärmungs-

bedingungen und den dementsprechend sich ausbildenden wärmebeein-

flussten Zonen ab, sondern auch von den lokal vorliegenden Abkühlbedin-

gungen, siehe Abbildung 4.28. In Abhängigkeit von den koexistenten unter-

schiedlichen Abkühlbedingungen (Kontaktkühlung zwischen Werkzeug und

Werkstück und Luftabkühlung der freien Oberfläche) können unter Umstän-

den im Kern sogar leicht höhere Abkühlgeschwindigkeiten auftreten als an

76 Ergebnisse

der freien Oberfläche. Im nächsten Kapitel 5.3 wird dies ausführlich behan-

delt.

Abbildung 5.13: Härteprofile resultierend aus unterschiedlichen Erwärmungs-

strategien

Ein weiterer wichtiger Aspekt ist, dass die Art der Erwärmung einen signifi-

kanten Einfluss auf die Endgeometrie der Bauteile hat, da die Temperatur-

verteilung und die resultierende Fließspannungsverteilung den Werkstofffluss

beeinflusst. Dies wird anhand der Unterschiede der Flanschaußendurchmes-

ser dokumentiert.

Die resultierenden Flanschgeometrien (Durchmesser) nach dem Formge-

bungsprozess in Abhängigkeit der Erwärmungsparameter sind in Abbildung

5.14 dargestellt. Mit steigender Heizdauer und bei gleicher Heizleistung (vgl.

PHeiz = 36 kW / tHeiz = 9 s und PHeiz = 36 kW / tHeiz = 12 s) nimmt der Flansch-

durchmesser signifikant zu. Im Vergleich zur Heizleistung zeigt sich, dass die

Heizdauer einen größeren Einfluss auf die Endgeometrie hat (vgl.

PHeiz = 24 kW / tHeiz = 12 s und PHeiz = 36 kW / tHeiz = 9 s).

Eine Erklärung für die starken Unterschiede der Endgeometrie ist die verän-

dernde Fließspannung, die maßgeblich vom Temperaturprofil und dem er-

wärmten Materialvolumen abhängt.

Ergebnisse 77

Abbildung 5.14: Flanschdurchmesser in Abhängigkeit der Erwärmungsstrategie

(Mittelfrequenzgenerator)

5.2.2 Induktive Erwärmung mit Hochfrequenzanregung

Der Vorteil der Verwendung von Hochfrequenzgeneratoren wird in diesem

Prozess durch den ausgeprägten Temperaturgradient zwischen Kern und

Oberfläche ersichtlich, Abbildung 5.15. Dieser beträgt ca. 500 °C entlang

des Radius des Rohlings bei Level A mit einem Temperaturprofil, das teil-

weise unterhalb der Umwandlungstemperatur Ac3 liegt. Jedoch sinkt der

Temperaturgradient aufgrund der Wärmeleitung beim ersten Kontakt zwi-

schen erwärmter Zone und Werkzeug auf 25 °C, wohingegen die Kerntem-

peratur um ca. 160 °C steigt und dadurch die Umwandlungstemperatur Ac3

erreicht. Dieses Verhalten der Temperaturprofilentwicklung ist vergleichbar

mit den Beobachtungen bei den vorgestellten Ergebnissen der induktiven

Erwärmung mittels Mittelfrequenzgeneratoren.

Bei Level B bleibt der gesamte Querschnitt unterhalb der Umwandlungstem-

78 Ergebnisse

peratur Ac3, jedoch mit einem anfänglichen Temperaturgradient von etwa

220 °C.



zeug und erwärmter Zone (rechts) bei induktiver Hochfrequenz-

erwärmung

Bei einem Vergleich der Mikrohärteverteilung für eine induktive Hochfre-

quenzerwärmung lässt sich feststellen, dass die Heizdauer einen größeren

Einfluss auf die maximale Härte der wärmebeeinflussten Zone hat (vgl.

PHeiz = 35 kW / tHeiz = 22 s – PHeiz = 42.5 kW / tHeiz = 12 s), Abbildung 5.16.

Eine Heizdauer von 22 s führt zu oberflächennahen Härtewerten entspre-

chend der maximalen Härtewerte einer voll martensitischen Struktur von

800 HV1, wohingegen eine geringere Heizdauer von 12 s zur Abnahme der

maximalen Härtewerte entsprechend einer Martensit-Bainit Struktur von

700 HV1 führt.

Im Gegensatz zu Mittelfrequenzerwärmung, bei der die Einhärtetiefe von der

Heizleistung und -dauer abhängt, hängt sie bei Hochfrequenzerwärmung

kaum davon ab, aber die maximale Härte hängt von der Heizdauer ab, Ab-

bildung 5.16.

Ergebnisse 79

Abbildung 5.16: Härteprofile in radialer Richtung resultierend aus unterschiedli-

chen Erwärmungsstrategien nach Umformung und Abkühlung

Hier bestätigen aufgenommene Gefügebilder die von den Härteuntersuchun-

gen gewonnenen Erkenntnisse. So zeigt Abbildung 5.17 ein vollständig um-

gewandeltes martensitisches Gefüge im äußeren Flanschbereich und bestä-

tigt somit die gemessenen Härteprofile in Abbildung 5.16.

Abbildung 5.17: Gefügebilder bei unterschiedlichen Erwärmungsstrategien; a)

PHeiz = 42,5 kW / THeiz = 12 s, b) PHeiz = 42,5 kW / tHeiz = 12 s –

PHeiz = 25 kW / tHeiz = 30 s

Die resultierenden Flanschgeometrien in Abhängigkeit der Erwärmungspa-

rameter sind in Abbildung 5.18 dargestellt. Mit steigender Heizdauer bei

gleicher Heizleistung (vgl. PHeiz = 42,5 kW / tHeiz = 12 s und PHeiz = 42,5 kW /

tHeiz = 17 s) nimmt der Flanschdurchmesser signifikant zu. Im Vergleich zur

80 Ergebnisse

Heizleistung zeigt sich, dass die Heizdauer einen größeren Einfluss auf die

Endgeometrie hat (vgl. PHeiz = 42,5 kW / tHeiz = 12 s und PHeiz = 30 kW /

tHeiz = 30 s). Diese Ergebnisse bestätigen die in Abbildung 5.14 dargestell-

ten Ergebnisse.

Abbildung 5.18: Flanschdurchmesser in Abhängigkeit der Erwärmungsstrategie

(Hochfrequenzgenerator)

5.3 Gradierung durch unterschiedliche Abkühlstrategien

5.3.1 Kontaktkühlung

Die Messung der Werkstückoberflächentemperatur im Bereich der maxima-

len Temperatur zeigt den Einfluss unterschiedlicher Kontaktzeiten und Werk-

zeugkühlmodi auf die Abkühlgeschwindigkeit, Abbildung 5.19. Der Tempe-

raturverlauf nach dem Entlasten wird nicht mehr aufgezeichnet, da sich das

Werkstück aus dem Messbereich des Pyrometers entfernt. Während des

Werkzeug-Werkstückkontaktes ist die Abkühlrate nahezu identisch, unab-

hängig von der gewählten Gesamtkontaktzeit. Nach dem Kontakt erfahren

Ergebnisse 81

alle Werkstücke Wärmeverluste aufgrund von Strahlung und Konvektion, je-

doch mit Anfangstemperaturen, die von der Gesamtkontaktzeit abhängen,

Abbildung 5.19. Dieser Unterschied in den Anfangstemperaturen legt im

Wesentlichen fest, ob ein vollständig martensitisches, ein partiell umwand-

lungsgehärtetes oder ein nicht umgewandeltes Gefüge mit den entsprechen-

den Eigenschaften erhalten wird.

Abbildung 5.19: Gemessene und extrapolierte Temperaturverläufe der freien

Oberfläche des Werkstücks während der Umformung und Abküh-

lung

Es ist darauf hinzuweisen, dass die gestrichelten Linien keine gemessenen

Werte wiedergeben, sondern in Ihrem Verlauf qualitativ abgeschätzt werden.

Wie oben erwähnt, können durch Variation der Werkzeug-Werkstück-

Kontaktzeit unterschiedliche Härteprofile im Flanschbereich erzielt werden,

Abbildung 5.20. Ein steiler Härteanstieg vom Kern bis zur Oberfläche kann

nur durch eine Kontaktzeit von 28 s erreicht werden, mit oberflächennahen

Härtewerten entsprechend der Martensithärte des Werkstoffs von 750-

760 HV1. Eine 50%ige Reduktion der gesamten Kontaktzeit (14 s) führt, im

82 Ergebnisse

Vergleich zu den Ergebnissen erzielt mit einer Kontaktzeit von 4 s, zu einem

geringen Anstieg der Härtewerte entsprechend einer Ferrit-Perlit-Bainit-

Struktur mit niedrigerer Härte (390-420 HV1). Auf der anderen Seite tritt bei

einem wassergekühlten Werkzeug tritt dieses Verhalten der Härteprofilent-

wicklung erst bei einer weiteren Reduzierung auf 4 s auf, Abbildung 5.21.

Abbildung 5.20: Härteprofile abhängig von Kontaktkühlstrategien, ungekühltes

Werkzeug

Ergebnisse 83

Abbildung 5.21: Härteprofile abhängig von Kontaktkühlstrategien, wassergekühl-

tes Werkzeug

Durch die Wasserkühlung wird die Maximaltemperatur des Werkzeugs um

50 °C von 375 °C auf 325 °C gesenkt, Tabelle 4. Obwohl dabei die Abkühlra-

te des Werkzeugs von 50 °C/s auf 80 °C/s ansteigt, werden bei dem Tempe-

raturverlauf während des Umformvorgangs, der an der freien Oberfläche des

Werkstücks ermittelt wird, nur geringe Unterschiede festgestellt, Abbildung

5.19. Die maximale Temperatur verringert sich geringfügig und ein leichter

Anstieg der Abkühlrate wird beobachtet (20 °C/s bzw. 13 °C/s). Der

konduktive Wärmetransport während des Werkstück-Werkzeug-Kontakts

hängt von dem Temperaturgradienten und der Wärmeleitfähigkeit sowohl

des Werkzeugs als auch des Werkstücks ab. Die Wasserkühlung des Werk-

zeugs hat nur einen Einfluss auf den Gradienten, in dem die Werkzeugtem-

peratur gesenkt wird (um ca. 50 K). Da jedoch in geringem Maße auch die

maximale Werkstücktemperatur gesenkt wird (ca. 30 K), wird nur eine gerin-

ge Erhöhung des effektiven Temperaturgradienten erreicht. Dies zeigt, dass

zur Erhöhung der Leistung der Kontaktkühlung weitere Maßnahmen notwen-

dig sind, so z. B. die Beeinflussung der Wärmeleitfähigkeit des Werkzeug-

werkstoffs.

Die Unterschiede zwischen den Abkühlstrategien mit wassergekühltem

Werkzeug und ohne Wasserkühlung lassen sich aber nicht nur an Härtever-

84 Ergebnisse

läufen aufweisen. Auch die Gefügebilder bestätigen die Erkenntnisse der

Härteuntersuchungen. So zeigt Abbildung 5.22 in beiden Fällen ein voll-

ständig martensitisches Gefüge und bestätigt somit die gemessenen Härte-

profile der Abkühlstrategien mit 28 s Kontaktzeit zwischen Werkzeug und

Werkstück.

Abbildung 5.22: Gefügebilder im äußeren Flanschbereich bei 28 s Kontaktzeit

zwischen Werkzeug und Werkstück; a) ungekühltes Werkzeug, b)

wassergekühltes Werkzeug

Abbildung 5.23 veranschaulicht hingegen die auftretenden Unterschiede bei

einer Reduzierung der Kontaktzeit zwischen Werkzeug und Werkstück auf

14 s. Bei dem Versuch mit einem wassergekühlten Werkzeug ist im äußeren

Flanschbereich ein vollständig umgewandeltes martensitisches Gefüge zu

finden, Abbildung 5.23 b); bei einem ungekühlten Werkzeug hingegen ist

lediglich ein Mischgefüge aus Perlit und Martensit zu erkennen, Abbildung

5.23 a). Dies bestätigen auch die gemessenen Härtewerte von ca. 400 HV1

an dieser Stelle.

Ergebnisse 85

Abbildung 5.23: Gefügebilder im äußeren Flanschbereich bei 14 s Kontaktzeit

zwischen Werkzeug und Werkstück; a) ungekühltes Werkzeug, b)

wassergekühltes Werkzeug

Weitere Untersuchungen der resultierenden Mikrostrukturen in verschiede-

nen Bereichen des Werkstücks nach der Umformung und Abkühlung bestäti-

gen die vorgestellten Ergebnisse, Abbildung 5.24. Hier gelingt es, bei einer

Kontaktzeit von 28 s im funktionstragenden äußeren Flanschbereich ein voll-

ständig martensitisches Gefüge einzustellen, hingegen führt eine Kontaktzeit

von 4 s zu einer ferritischen-bainitischen Struktur. Der Grund dafür ist die

Temperatur des Werkstücks am Ende der Kontaktkühlung. Nach dem Öffnen

des Werkzeugs und damit der Freigabe des Werkstücks durchlaufen alle

Werkstücke eine freie Wärmeübertragung durch Strahlung und Konvektion,

jedoch mit Temperaturen, die abhängig von der gesamten Kontaktzeit sind.

Während bei einer Kontaktzeit von 28 s die Endtemperatur unterhalb der

Martensitstarttemperatur Ms liegt, ist es etwa 700 °C bei einer Kontaktzeit

von 4 s.

86 Ergebnisse

Abbildung 5.24: Lokale Mikrostrukturen im Schnitt A-A´ in Abhängigkeit von Kon-

taktkühlstrategien

Dieser Unterschied in der Kontaktendtemperatur ist der wichtigste Parame-

ter, um die resultierende Mikrostruktur zu bestimmen. Im Kernbereich kommt

es entsprechend der hier eingestellten, graduell unvollständigen

Austenitisierung und sukzessiven Abnahme der Abkühlgeschwindigkeit zur

Ausbildung mehrphasiger Gefügestrukturen. In diesem Bereich weist der be-

obachtete Martensit eine ultrafeinkörnige Struktur als Ergebnis der Überlage-

rung eines hohen Grades an plastischer Formänderung mit den thermischen

Einflüssen auf. In den unbeeinflussten Zonen findet keine Phasenumwand-

lung statt.

5.3.2 Medienkühlung

Bei der Anwendung der Druckluftkühlung führt eine Verdoppelung des Luft-

drucks von 4 bar auf 8 bar bei einer konstanten Abkühldauer von 90 s nicht

nur zu einer 100%igen Steigerung der Eindringtiefe des Bereichs mit maxi-

maler Festigkeit (Einhärtetiefe), sondern auch zu einem signifikanten Anstieg

der Härtewerte im Kern des Werkstücks verursacht durch lokal höhere Ab-

kühlgeschwindigkeiten, Abbildung 5.25.

Ergebnisse 87

Abbildung 5.25: Härteprofile abhängig vom Luftdruck

Eine Steigerung der Abkühldauer von 30 s auf 90 s bei einem konstanten

Luftdruck von 4 bar führt ebenfalls zu einem signifikanten Anstieg der Härte-

werte von mehr als 200 HV1 im gesamten Querschnitt des Werkstücks, ver-

ursacht durch die somit erzielte, höhere Abkühlgeschwindigkeit, Abbildung

5.26. Bei einer Abkühldauer von 90 s können im Flanschbereich bei einer

Einhärtetiefe von 20 mm Härtewerte, die der Martensithärte des Werkstoffs

von 750 HV1 entsprechen, erreicht werden. Eine Abkühldauer von 30 s führt

hingegen zu Härtewerten, die einer Ferrit-Perlit-Bainit-Struktur mit niedrigerer

Härte (370-520 HV1) entsprechen. Hier beträgt die Einhärtetiefe nur 5 mm.

Im Kern des Werkstücks herrschen die gleichen Abkühlgeschwindigkeiten,

da die Werte beider Härteprofile ca. 400 HV1 aufweisen. Diese entspricht

dem Härtewert eines Mischgefüges.

88 Ergebnisse

Abbildung 5.26: Härteprofile abhängig von der Abkühldauer

Hingegen führt die gleiche Steigerung der Abkühldauer von 30 s auf 90 s bei

einer Verdoppelung des Luftdrucks auf 8 bar nur zu einer Steigerung der

Härtewerte im Kern des Werkstücks um ca. 130 HV1, da der Druck von 8 bar

ausreichend ist, um eine vollständige Martensitumwandlung im äußeren

Flanschbereich nach 30 s hervorzurufen, Abbildung 5.27. Im Gegensatz zu

den Härteprofilentwicklungen in Abbildung 5.26 ist hier eine Steigerung der

Einhärtetiefe nicht vorhanden. Sie beträgt in beiden Fällen einen Wert von

20 mm.

Abbildung 5.27: Härteprofile abhängig von der Abkühldauer

Ergebnisse 89

Der Einfluss der örtlich und zeitlich veränderlichen Abkühlgeschwindigkeiten

aufgrund unterschiedlicher Abkühlstrategien wird bei einem Vergleich der

Eindringtiefe des Bereichs mit maximaler Festigkeit ersichtlich, Abbildung

5.28.

Die Anwendung der Druckluftkühlung führt nicht nur zu einer 100%igen Stei-

gerung der Einhärtetiefe verglichen mit einer Kontaktkühlung mit ungekühl-

tem Werkzeug, sondern auch zu einem signifikanten Anstieg der Härtewerte

im Kern des Werkstücks, verursacht durch höhere Abkühlgeschwindigkeiten.

Ein direkter Vergleich der Kontaktkühlung mit wassergekühltem Werkzeug

und ohne Wasserkühlung zeigt nur in der Einhärtetiefe einen signifikanten

Unterschied. Im äußeren Flanschbereich sowie im Kern des Werkstücks sind

die gleichen Härtewerte erreicht worden. In diesem Zusammenhang kann die

Phasenumwandlung in Abhängigkeit der herrschenden Abkühlgeschwindig-

keiten lokal beeinflusst werden und führt zu definierter Mikrostrukturvertei-

lung mit den entsprechenden mechanischen Endeigenschaften.

Abbildung 5.28: Einfluss der Kühlstrategien auf die Einhärtetiefe

90 Ergebnisse

5.4 Sondereffekte

5.4.1 Mehrfachformelemente

Die Verifikation der 3-dimensionalen Formelemente, die aus einem definier-

ten, 3-dimensionalen Temperaturprofil hervorgeht, wurde durch die Realisie-

rung eines Bauteils mit Doppelflansch-Geometrie nachgewiesen. Während

die konventionelle Methode zur Herstellung eines solchen Bauteils mehrere

Einzelschritte in einem Kaltumformprozess erfordert, reduziert das integrierte

thermo-mechanische Verfahren die notwendigen Prozessschritte zu einem

einzigen Schritt, das eine erhebliche Verkürzung der Prozesskette und damit

verbunden eine Erhöhung der Wirtschaftlichkeit und Effizienz bedeutet.

Was insbesondere im Hinblick auf die Gestaltungsfreiheit von großem Inte-

resse ist, ist die Fragestellung des Fließverhaltens bei Bauteilen mit mehre-

ren Zonen unterschiedlicher Temperatur ggf. unterschiedlicher zonenspezifi-

scher Temperaturverteilung. Abbildung 5.29 verdeutlicht auf der Grundlage

einer FE-Simulationsstudie die komplexe Abhängigkeit der Werkstoffflussba-

lance von den dynamischen Veränderungen der Temperaturverteilung in der

Phase der freien Vorformausbildung für eine Welle mit Doppelflansch. Die

Temperatur im Flansch mit dem Durchmesser D1 variiert von T1 = 600 °C bis

1000 °C, während im Flansch mit dem Durchmesser D2 die Temperatur bei

einem konstanten Wert von T2 = 1000 °C festgehalten wird.

Ergebnisse 91

Abbildung 5.29: Einfluss der lokalen Prozessparameter auf die Charakteristika der

einzelnen Formelemente [WEI05]

Für die experimentellen Untersuchungen wurde ein spezielles Werkzeug

entwickelt (Zwischenwerkzeug), Abbildung 4.12. Bei der Herstellung von

solchen Bauteilen kommen zwei an sich identische 3-windige Induktionsspu-

len, jedoch mit einem unterschiedlichen Wirkungsgrad, zum Einsatz. Dies

erlaubt die Schaffung von völlig unterschiedlichen Erwärmungscharakteristi-

ka in diesen Bereichen und dadurch das Realisieren von zwei Flanschele-

menten mit unterschiedlichen Geometrien sowie die dazugehörige mechani-

sche Eigenschaftsverteilung, Abbildung 5.30. Die Parameter werden dabei

in Anlehnung an den Referenzversuch gewählt, Tabelle 6. Im Vergleich zu

den Versuchen in der Konfiguration mit nur einem Flansch weisen die Roh-

linge eine Länge von 280 mm auf.

92 Ergebnisse

Abbildung 5.30: Doppelflanschwelle und deren Härteprofil in radialer Richtung im

Flanschbereich

Abbildung 5.31: FE-Simulation der Temperaturprofilentwicklung von Anfang der

Erwärmung bis Prozessende [MAT10]

Auf der Grundlage einer FE-Simulationsstudie, die im Institut für Mechanik -

Numerische Mechanik – der Universität Kassel durchgeführt wurde, wurde

die 3-dimensionale Temperaturprofilentwicklung ermittelt, Abbildung 5.31.

Dies ist von besonderer Bedeutung für die Fragestellung des Fließverhaltens

bei solch komplexen Bauteilen mit unterschiedlicher zonenspezifischer Tem-

peraturverteilung, wie oben erwähnt. Die erreichte Geometrie des Flansch-

Ergebnisse 93

elements hängt maßgeblich von den herrschenden thermischen Bedingun-

gen ab. Außerdem weisen die äußeren Flanschbereiche signifikant schnelle-

re Abkühlgeschwindigkeiten als im Kernbereich auf. Dies ist auf die Mecha-

nismen der Konvektion und Strahlung zurückzuführen.

5.4.2 Asymmetrische Formelemente

Ein weiterer besonderer Aspekt des Prozesses ist die Schaffung von asym-

metrischen Formelementen. Daher sind ein asymmetrisches Temperaturfeld

und in der Folge ein asymmetrischer Materialfluss, der von der Verteilung der

lokal unterschiedlichen Fließspannungen abhängig ist, von wesentlicher Be-

deutung. Dieses besondere Temperaturprofil wird durch die Verwendung ei-

ner hierfür speziell designten Induktionsspule eingestellt, die eine einseitige

Erwärmung des Rohlings ermöglicht. Jedoch tritt unvermeidlich aufgrund der

hohen Wärmeleitfähigkeit des Materials ein gewisser Wärmefluss entlang

des Radius auf. In Kombination mit dem Umformprozess führt der resultie-

rende Temperaturbereich zu einer asymmetrischen Flanschgeometrie, wie in

Abbildung 5.32 gezeigt wird.

Ein Vergleich der resultierenden Geometrie von Finite-Element-Simulationen

und realen Experimenten zeigt jedoch signifikante Unterschiede, die durch

die unterschiedliche physikalische Zuordnung des Temperaturbereiches für

das Modell und das reale Werkstück (siehe Abbildung 5.33) erklärt werden

kann.

Ein interessanter Aspekt, der beim Vergleich der Simulations- und der expe-

rimentellen Ergebnisse beobachtet werden kann, ist dass bei der FEM-

Simulation kleine Ausbauchung zur Spule hin aufgrund einer Knickung auf-

tritt, wohingegen bei experimentellen Versuchen zur Spule hin eine größere

Ausbauchung auftritt. Dies ist aufgrund der ausgeprägten Wärmeleitung in

den Experimenten zu erklären.

94 Ergebnisse

Abbildung 5.32: Finite-Elemente-Simulation von einem asymmetrischen Tempera-

turprofil und entsprechende Flanschgeometrie; Vergleich von si-

mulierten und gemessenen Werten

Abbildung 5.33: Experimentell hergestelltes asymmetrisches Formelement; a)

während der Erwärmung, b) während der Umformung

Die Komplexität dieses besonderen Aspektes der asymmetrischen Formele-

mente könnte durch die Herstellung einer ähnlich der im Abschnitt 5.4.1

vorgestellten Doppelflanschwelle mit einem asymmetrischen Nebenformele-

ment gesteigert werden. Hierbei ist insbesondere im Hinblick auf die Gestal-

tungsfreiheit die Fragestellung des Fließverhaltens bei solch einem Bauteil

mit mehreren Zonen unterschiedlicher zonenspezifischer Temperaturvertei-

lung von großem Interesse. Abbildung 5.34 verdeutlicht auf der Grundlage

Ergebnisse 95

einer FE-Simulationsstudie die komplexe Abhängigkeit der Werkstoffflussba-

lance von den Veränderungen der Temperaturverteilung während der Um-

formung. Im Gegensatz zur unteren Erwärmungszone hat die obere Zone

eine einseitige Erwärmung erfahren, was zu einer asymmetrischen Flansch-

geometrie führte. Leider konnte kein Vergleich der resultierenden Geometrie

zwischen Finite-Elemente-Simulationen und realen Experimenten gezeigt

werden, da die vorhandene Versuchseinrichtung dies nicht zulässt.

Abbildung 5.34: Finite-Elemente-Simulation von einer asymmetrischen Doppel-

flanschwelle während der Umformung und Abkühlung und deren

Temperaturverteilung [MAT10]

5.4.3 Lokale Schereffekte unter thermo-mechanischer Einwirkung

In einigen Bereichen wird eine ultrafeinkörnige Mikrostruktur durch die Über-

lagerung der thermischen Behandlung und einer ausgeprägten Scherwirkung

erzielt. Der Effekt der Mikrostrukturverfeinerung ist bereits bekannt durch das

sogenannte Equal Channel Angular Pressing (ECAP) [SHI05, XIA05]. ECAP

ist ein bekanntes Verfahren zur Herstellung ultrafeinkörniger Strukturen im

Submikronbereich durch die Einführung einer hohen Scherung in das Mate-

rial. Während des ECAP-Verfahrens wird das Material durch eine Matrize

gepresst, die zwei Kanäle mit dem gleichen Querschnitt in einem Winkel von

90° oder höher besitzt [IVL08]. Ein ähnlicher Mechanismus der Kornfeinung

96 Ergebnisse

durch Überlagerung hoher Scherungen und erhöhter Temperaturen tritt bei

dem Prozess in den Bereichen der ausgeprägten Umlenkung des Werkstoff-

flusses auf. Eine Finite-Elemente-Simulation der Verteilung der lokalen

Schubspannungen ζ kann auf Bereiche mit möglichen ultrafeinkörnigen Mik-

rostrukturen hinweisen, Abbildung 5.35 und Abbildung 5.24.

Abbildung 5.35: Verteilung der Schubspannungen im Werkstück

5.4.4 Innere Abschreckung

Bei der Betrachtung der lokalen Kühlraten und deren Einfluss auf das me-

chanische Eigenschaftsprofil ist die Wirkung der inneren Abschreckung nicht

vernachlässigbar. Das innere Abschrecken ist das Ergebnis des hohen Tem-

peraturgradienten zwischen erwärmtem und nicht erwärmtem Material, das

während der Umformung als „deformierbares Werkzeug“ fungiert. Das nicht

erwärmte Material verdrängt das erwärmte Material in den Außenbereich des

Flansches, jedoch bleibt aufgrund der Kontinuität des Materialvolumens eine

Mittelseele, die die Kaltfließfronten voneinander trennt. Diese Mittelseele

weist Härtewerte auf, die den maximalen Härtewerten einer voll

martensitischen Struktur von 750 HV1 entsprechen, Abbildung 5.36. Aus

diesem Grund wurden die Härteprofile in den vorangegangenen Abschnitten

immer außerhalb dieser Mittelseele aufgenommen.

Ergebnisse 97

Es ist hier zu erwarten, dass diese Mittelseele durch eine Temperaturvertei-

lung mit einer Kerntemperatur unter der Umwandlungstemperatur Ac3 ver-

mieden werden kann. Dies ist jedoch aufgrund der durch die Versuchsanlage

gegebenen Beschränkungen bezüglich der Temperaturentwicklung während

des Transfers und der Werkstückpositionierung derzeit nicht praktisch um-

setzbar. Eine zweite Möglichkeit zur Vermeidung dieses Effekts besteht in

der Verminderung des Einflusses des Temperaturgradienten zwischen nicht

erwärmtem Material und erwärmtem Material, beispielsweise durch eine

Vorerwärmung des Rohlings auf ein Temperaturniveau, das unter der Um-

wandlungstemperatur liegt.

Abbildung 5.36: Härteprofilentwicklung resultierend aus innerem Abschrecken

Vorerwärmung. Die zur Verminderung der inneren Abschreckung entwickel-

te Erwärmungsstrategie basiert auf eine vorgeschaltete Erwärmung des initi-

al nicht erwärmten Materials. Hierbei ist ein weiterer Aspekt zu berücksichti-

gen, das erwärmte Material darf die Austenitisierungstemperatur nicht errei-

chen, da keine Gefügeumwandlung in diesem Bereich des Werkstücks her-

vorgerufen werden darf. Es sei an dieser Stelle erwähnt, dass die Vorerwär-

mung über eine induktive Erwärmung über das komplexe Wechselspiel von

Heizleistung und -dauer derart eingestellt wurde, dass der Rohling eine

gleichmäßige Temperatur von ca. 500 °C über die gesamte Länge und den

Querschnitt aufwies, bevor der eigentliche Prozess startete.

Die experimentellen Ergebnisse zeigen einen deutlichen Rückgang der er-

wähnten Mittelseele. Wie in Abbildung 5.37 deutlich zu sehen ist, ist diese

98 Ergebnisse

Mittelseele im Kern des Werkstücks nahezu vollständig verschwunden. Da-

rüber hinaus ist ein breiter Übergangsbereich mit duktilem Zwischengefüge

entstanden. Wohingegen die Ergebnisse resultierend aus dem Referenzver-

such, Tabelle 6, einen scharfen Übergang zwischen den Kaltfließ- und den

Warmfließfronten zeigen.

Abbildung 5.37: Gegenüberstellung einer vorerwärmten Flanschwelle mit einer

Flanschwelle ohne Vorerwärmung [BRÜ10]

Mikrohärteuntersuchungen, die im Institut für Werkstofftechnik - Metallische

Werkstoffe – der Universität Kassel durchgeführt wurden, zeigen deutlich,

dass der scharfe Übergang zwischen den Kaltfließ- und den Warmfließfron-

ten durch ein duktileres Zwischengefüge mit Härtewerten von ca. 450 HV1

ersetzt wurde, Abbildung 5.38 und Abbildung 5.39. Dieses Zwischengefü-

ge könnte im Hinblick auf ein Verhindern des Risswachstums der häufig im

martensitischen Gefüge initiierten Mikro- und Makrorisse von wesentlicher

Bedeutung sein. Der direkte Vergleich der Härteprofilentwicklung der beiden

Flanschwellen zeigt deutlich, dass der Übergangsbereich bei dem Bauteil,

das eine Vorbehandlung erfahren hat, 3-fach breiter als der des Bauteils oh-

ne Vorbehandlung, Abbildung 5.39 ist. Es ist an dieser Stelle zu erwähnen,

dass weitere, tiefere Untersuchungen von Nöten sind, um diesen Effekt wis-

senschaftlich ausreichend charakterisieren zu können.

Ergebnisse 99

Abbildung 5.38: Mikrohärteuntersuchung der vorerwärmten Flanschwelle [SCH10]

Abbildung 5.39: Mikrohärteuntersuchung; a) ohne Vorerwärmung, b) vorerwärmte

Flanschwelle [SCH10]

Diese Härtemessungen wurden auf einem rechnergesteuerten Mikrohärte-

prüfer vom Typ Fischerscope H100 der Firma Fischer mit programmierbarer

x-y-Probenbühne durchgeführt. Die Messgrößen bei der registrierenden Ein-

dringprüfung sind die Wertepaare Kraft und Eindringtiefe bei der zugehörigen

Prüfzeit t. Das Wegmesssystem erlaubt die Registrierung der Eindringtiefe

im nm-Bereich. Als Eindringkörper kamen ein herkömmlicher Vickers-

Indenter, d. h. eine vierseitige Diamantpyramide mit einem Spitzenwinkel von

136°, zum Einsatz [GIB04].

100 Ergebnisse

Die Umrechnung der Martenshärte (Universalhärte) in Vickershärte ist durch

die folgende Beziehung erfolgt [HEE98]:

H ≈ 0,1328 HU-40 Gl. 5.1

Schliffbilder, die im Institut für Werkstofftechnik – Qualität und Zuverlässigkeit

– der Universität Kassel aufgenommen wurden, zeigen den Materialfluss ent-

lang des Querschnitts des Flanschbereichs. Diese bestätigen ebenfalls, dass

die martensitische Mittelseele speziell im Kernbereich, die die Kaltumform-

fronten von den Warmumformfronten trennt, fast verschwunden ist, was auf

eine signifikante Verminderung des Mechanismus der inneren Abschreckung

hindeutet, Abbildung 5.40.

Abbildung 5.40: Vorerwärmte Flanschwelle [BRÜ10]

5.4.6 Zeiligkeit

Wie im Abschnitt 4.1.1 gezeigt wurde, ist längs zur Walzrichtung eine typi-

sche Walztextur, die sich beim Walzvorgang durch die Verformung der Struk-

turen des Primärgefüges einstellt, zu erkennen, Abbildung 4.4. Nach dem

Umformprozess bleibt dieses zeilige Walzgefüge auch im Flanschbereich

erhalten, Abbildung 5.41. Die im Schliffbild zu sehenden hellen Linien stel-

len die Schnittkanten von im Flansch umlaufenden gekrümmten Ebenen dar.

Dabei zeigt die Krümmung der Linien den Materialfluss während des Um-

formprozesses an.

Ergebnisse 101

Abbildung 5.41: Durch den Materialfluss verzerrte Zeiligkeit

Bei Schliffbildern mit einer höheren Vergrößerung ist deutlich zu erkennen,

dass es sich um Bereiche mit weniger stark ausgeprägten Martensitnadeln

handelt, Abbildung 5.42. Ähnliche Erkenntnisse finden sich in [BES09].

Abbildung 5.42: Weiße Streifen im Martensit

Eine EDX-Messung, die im Institut für Werkstofftechnik – Qualität und Zuver-

lässigkeit – der Universität Kassel durchgeführt wurde, zeigt, dass im Bereich

des im Lichtmikroskop hellen Streifens ein relativ zur Umgebung leicht er-

höhter Chromgehalt zu finden ist, Abbildung 5.43.

102 Ergebnisse

Abbildung 5.43: EDX-Messung mit erhöhtem Chromgehalt [BES09]

Eine weitere EDX-Messung zeigt speziell an den Übergängen vom deutlich

ausgeprägten Martensitbereich in die helleren Bereiche hinein, dass hier lo-

kal erhöhte Schwefel- und Mangangehalte vorliegen. Dies ist übereinstim-

mend mit der Beobachtung, dass z. B. Sulfidstreifen überwiegend in den

dunklen Zeilen des Ausgangsmaterials gefunden wurden [BES09].

Abbildung 5.44: EDX-Messung mit erhöhtem S-Gehalt und Mn-Gehält [BES09]

Zur Vermeidung dieses Effekts ist eine Vorbehandlung des Halbzeugs (Dif-

fusions- oder Homogenisierungsglühung) durchzuführen, in der die

Gefügeungleichmäßigkeiten beseitigt werden können und ein dadurch ho-

mogenes Gefüge eingestellt werden kann. Allerdings müsste aufgrund der

dann zu erwartenden Grobkornbildung dann noch ein Normalisieren oder

eine andere Behandlung zur Kornfeinung angeschlossen werden.

Zusammenfassung 103

6 Zusammenfassung

In den durchgeführten Grundlagenuntersuchungen konnten die wesentlichen

Prozessparameter und ihre Wechselwirkung sowie bestehende Grenzen für

die Eigenschaftsgradierung durch eine örtlich und zeitlich veränderliche Pro-

zessführung identifiziert werden. Im Folgenden werden die wesentlichen Er-

gebnisse zusammengefasst.

Die Ausprägung der Werkstückgeometrie und die aus der lokalen Mikrostruk-

tur resultierenden mechanischen Eigenschaften basieren auf der komplexen

Wechselwirkung von Temperaturfeldentwicklung während Erwärmung und

Transport, Werkstofffluss und Abkühlbedingungen.

Die Temperaturverteilung im Werkstück resultiert aus der komplexen Interak-

tion der einzelnen Erwärmungsparameter und ist maßgebend für die Einstel-

lung gradierter Eigenschaften. Das Temperaturfeld am Ende der Erwärmung

und insbesondere vor dem Umformprozess legt die Zonen der Phasenum-

wandlung für eine mögliche Martensit- und/oder Bainitbildung fest, jedoch

wird die letztendliche Mikrostrukturverteilung von den lokal vorliegenden Ab-

kühlbedingungen bestimmt. Bei gegebenem Frequenzbereich von 8-15 kHz

und Spulendesign wird das Temperaturfeld über die Heizleistung und Heiz-

dauer eingestellt, wobei die Heizdauer im Hinblick auf die Einstellung der

maximalen Temperatur dominiert. Mit dieser Konfiguration kann ein hoher

Temperaturgradient zwischen Rand und Kern von bis zu 400 °C erzielt wer-

den. Durch Wechsel des Frequenzbereiches auf 75-150 kHz lässt sich dieser

um weitere 100 °C steigern. Jedoch gleicht sich die Temperatur im Quer-

schnitt innerhalb der Zeit von dem Ende der Erwärmung bis zum ersten Kon-

takt zwischen erwärmtem Material und Werkzeugoberfläche aus, wobei die

Kerntemperatur auf Temperaturen oberhalb der Umwandlungstemperatur Ac3

ansteigt. Grund hierfür ist die werkstoffbedingte gute Wärmeleitfähigkeit und

die begrenzte Geschwindigkeit von Transfereinheit und insbesondere Um-

formpresse. Das Resultat ist ein weitgehender Verlust des Temperaturgradi-

enten. Eine Verringerung dieser Zeit bis zum ersten Kontakt auf unter 4-5 s

könnte dies verhindern und somit die Erzeugung eines nicht umgewandelten

Kernbereichs ermöglichen.

104 Zusammenfassung

Unterschiedliche Kühlraten innerhalb der austenitisierten Zonen stellen die

zweite Möglichkeit zur Herstellung gradierter Eigenschaften dar. Die kritische

Abkühlgeschwindigkeit zur Martensitbildung im Flanschaußenbereich konnte

mit allen untersuchten Abkühlstrategien erreicht werden. Über die Parameter

Kontaktzeit, Werkzeugkühlung bzw. Druck des Kühlmediums und Kühldauer

wurde im Wesentlichen die Eindringtiefe des Bereichs mit maximaler Festig-

keit sowie der Eigenschaftsgradient beeinflusst. So führte ein hohes Tempe-

raturniveau am Ende der Kontaktphase zwischen Werkzeug und Werkstück

zu einem dominierenden Einfluss der Luftkühlung und dadurch zu einem ge-

ringen Anteil an harten Phasen. Ein niedriges Temperaturniveau nahe der

Martensitstarttemperatur führte hingegen zu einem hohen Anteil an harten

Phasen bis hin zu einer vollständigen Martensitstruktur am Flanschaußenbe-

reich.

Weiterhin konnten verschiedene Besonderheiten, beispielsweise asymmetri-

sche Geometrien und komplexe Bauteile mit Mehrfachformelementen, reali-

siert werden. Darüber hinaus konnten durch den Einfluss der lokal hohen

Scherkräfte besondere Mikrostrukturen, die sehr gute Ergebnisse in Bezug

auf die Dauerfestigkeit zeigen, beobachtet werden. Ein weiterer Sonderef-

fekt, der aufgrund der mit den vorhandenen prozesstechnischen Möglichkei-

ten nicht zu verhindernden Durchwärmung im Kernbereich auftritt, ist der Ef-

fekt der inneren Abschreckung. Er resultiert aus dem hohen Temperaturgra-

dienten zwischen erwärmtem und nicht erwärmtem Material. Sehr hohe Fes-

tigkeitsunterschiede waren dabei die Folge. Für das Vermindern dieses Phä-

nomens wurde eine Strategie, die auf einer Vorerwärmung des Rohlings auf

Temperaturen unterhalb der Umwandlungstemperatur Ac3 und somit auf ei-

ner Absenkung des Temperaturgradienten basiert, entwickelt.

Abschließend lässt sich zusammenfassen, dass die thermo-mechanische

Prozessführung für die Herstellung von innovativen Produkten mit gradierten

Eigenschaften ein hohes Potenzial, besonders im Hinblick auf die erfolgrei-

che gleichzeitige Einstellung einer vollständig 3-dimensionalen Mikrostruktur

und komplexer Geometrien, besitzt. Letztlich kann der in dieser Arbeit er-

reichte Stand der wissenschaftlichen Untersuchungen nur als erster Schritt in

einer umfassenden Reihe von Grundlagenuntersuchungen betrachtet wer-

den.

Ausblick 105

7 Ausblick

Aus den Ergebnissen, die im Rahmen der vorliegenden Arbeit entstanden

sind, leiten sich Empfehlungen für ein neues Konzept eines vollständig inte-

grierten Versuchsfeldes, das eine Flexibilisierung der Prozessabläufe sowie

eine verbesserte Reproduzierbarkeit gewährleistet, ab. Dabei dient dieses

Versuchsfeld nicht nur dazu, die Untersuchungen zur örtlich und zeitlich ver-

änderlichen thermo-mechanischen Formgebung im Hinblick auf die vollum-

fängliche Erschließung des Gestaltungsfeldes auszudehnen, sondern vor

allem auch dazu, die konzeptionelle Auslegung spezifischer Anlagentechnik

in Hard- und Software voranzutreiben. Es ist in diesem Zusammenhang not-

wendig, dass Prozessregelungsstrategien für ausgewählte funktionale Gra-

dierungen des Demonstrators „Flanschwelle“ erarbeitet werden. In den fol-

genden Abschnitten wird dieses neuartige Konzept mit seinen Komponenten

näher erläutert.

7.1 Anlagenkonzept

Das in den Grundlagenuntersuchungen eingesetzte Versuchsfeld basierte

auf einer hydraulischen C-Gestell-Presse sowie einer induktiven Erwär-

mungsstation mit mehreren Induktionsanlagen (s. Kap. 4). Die unzureichen-

de Schließgeschwindigkeit stellte dabei die Hauptursache für den weitge-

henden Temperaturausgleich im Querschnitt dar. Die geringe Einbauhöhe

begrenzte die Möglichkeiten zum Anbau von Messtechnik und Zusatzwerk-

zeugelementen zum Beispiel für die Erzeugung von komplexeren

Geometrien, sodass nur eine einfache Konstruktion möglich war, die sich für

die reproduzierbare Erzeugung als begrenzt geeignet erwies. Die geringe

Stößelführung durch das Gestell führte zu einer leichten Verkippung und ei-

ner erhöhten Störanfälligkeit.

Abbildung 7.1 zeigt eine vereinfachte schematische Darstellung einer sol-

chen Grundstruktur.

106 Ausblick

Abbildung 7.1: Grundstruktur des einzurichtenden integrierten Versuchsfeldes

Leitstand. Zentral für ein solches Versuchsfeld ist ein Leitstand, der das

„Nervenzentrum“ bildet. Hier laufen alle Informations- und Datenströme

zwecks Steuerung, Regelung und Überwachung aller Anlagenkomponenten

einschließlich der jeweils in Herstellung befindlichen Bauteile zusammen,

Abbildung 7.2. Zur vollständigen Beherrschung der komplexen Wechselwir-

kungen des Prozesses ist die Visualisierung sämtlicher Vorgänge auf den

verschiedenen Prozessebenen im Leitstand nahezu unumgänglich, Abbil-

dung 7.3. In dessen zentralen Datenverarbeitungssystem werden die ver-

schiedenen sensorischen Daten und aktuatorischen Größen aller Einzelag-

gregate eingespeist und für die Prozessregelung verarbeitet. Die Kommuni-

kation erfolgt dabei über die Speicherprogrammierbaren Steuerungen (SPS)

der Einzelaggregate mit der zentralen SPS des Leitstandes. Es ist sinnvoll,

auf Basis eines Datenbanksystems die Protokollierung und Verarbeitung zu

übernehmen. Das Einlesen und die Verarbeitung von Sekundärdaten, wie

zum Beispiel Geometriedaten und Härteprüfprotokolle und deren Zuordnung

zu den entsprechenden Versuchen mit logischen Verknüpfungen, ist dabei

zu ermöglichen.

Ausblick 107

Abbildung 7.2: Schematische Darstellung des vollständig integrierten Versuchs-

feldes mit dem Leitstandkonzept

Abbildung 7.3: Visualisierungskonzept Leitstand

108 Ausblick

Erwärmungsfeld und Transfereinheit. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit

wurde der Aufbau eines integrierten Erwärmungsfeldes bereits exemplarisch

realisiert, um eine Funktionsüberprüfung dieser essentiellen Komponente

des Versuchsfeldes durchzuführen. Mit dem Ziel einer homogenen Vorer-

wärmung der Werkstückrohlinge wurde das Erwärmungsfeld um 2 Konvekti-

onsöfen erweitert, welche zur Verminderung der inneren Abschreckwirkung

durch die Schaftbereiche des Technologieträgers „Flanschwelle“ beitragen,

Abbildung 7.4. Für den Werkstücktransfer wurde die pneumatische Trans-

fereinheit, Abbildung 4.22, durch einen 6-Achsen-Roboter mit einer zulässi-

gen Traglast von 50 kg zur Aufnahme von Peripheriegeräten sowie spezifi-

schen Greifern, die u.a. die Werkstückrotationsbewegung während der in-

duktiven Erwärmung übernehmen, ersetzt.

Abbildung 7.4: Das neu realisierte Erwärmungsfeld mit einem Robotertransfer

Temperiereinheit. Für die Erweiterung der gesteuerten Abkühlung nach der

Formgebung empfiehlt es sich, neben einer Kontaktkühlung mit einem tem-

perierten Werkzeug das Versuchsfeld mit einer Tauchbadabschreckung in

einem Wasser- oder Ölbad und/oder eine Medienkühlung in einer Kühlkam-

mer zu ergänzen. Bei der Werkzeugtemperierung in der neuen Ausbaustufe

Ausblick 109

kann je nach gewünschter Kühlwirkung Wasser oder Öl eingesetzt werden.

Hierbei sind jeweils zwei getrennte Kreisläufe für Ober- und Unterwerkzeug

notwendig. Zur weiteren Verringerung der Kühlwirkung durch das Werkzeug

ist ersatzweise der Einsatz von Werkzeugen mit Heizpatronen denkbar.

Zur weiteren Erhöhung der Abkühlwirkung im Vergleich zur Kontaktkühlung

ist eine direkte Medienkühlung anzuraten. Dabei wird das Bauteil unmittelbar

nach dem Formgebungsprozess über den Robotertransfer in eine Kühlkam-

mer positioniert. Die Kühlkammer ist mit mehreren Kühldüsensystemen, die

über Profilschienen und Schrittmotoren in ihrer Höhe und radialen Position

verfahren werden können, auszurüsten. Je nach Kühlmedium kommen ver-

schiedene Systemkreisläufe zum Einsatz. So werden für die Fluidkühlung mit

Luft, Wasser, Wasser-Luft oder Schutzgas andere Systeme benötigt als für

die Verwendung von Partikelsprühkühlung auf Basis von Trockeneis oder

Eiskristallen.

Umformeinheit. Um die einleitend beschriebenen Restriktionen der beste-

henden Presse zukünftig zu vermeiden, empfiehlt sich eine neue Umform-

einheit auf Basis einer 4-Säulen-Hydraulikpresse mit zwei frei programmier-

baren NC-Hauptstößelachsen, mit jeweils mittig angebrachten unabhängig

verfahrbaren Auswerfern sowie einem Eilgang für den oberen Stößel. Im

oberen Totpunkt ist eine mechanische Verriegelung vorzusehen. Für den

schnellen Werkzeugwechsel sind im Pressentisch hydraulische Hebeleisten

mit 1000 kg Hebekraft sowie eine Werkzeugwechselkonsole ebenfalls mit

1000 kg Tragkraft und einer Traglänge von 1000 mm hilfreich.

Für die umfangreiche Prozessdatenerfassung ist ebenfalls zu empfehlen, die

Presse zusätzlich mit vier an den Stößeltischenden installierten Wegmess-

systemen sowie Brücken mit Dehnmessstreifen (DMS) auf den Säulen zu

bestücken. Dies ist insbesondere für die Frage der Wechselwirkung zwi-

schen Maschinenverhalten und erreichbarer Geometriegenauigkeiten des

Bauteils von Bedeutung. Für die Anbringung der Sensorik von Werkzeug-

und Prozessmonitoring sind mehrere Thermoelementbuchsen in Ober- und

Unterstößel zu installieren. Zusätzliche Halterungen für Standardkameraköp-

fe u.a. für Thermographie, Formänderungsanalyse und für Pyrometer sowie

Profilschienen zur variablen Anbringung weiterer Messsysteme sind von Vor-

110 Ausblick

teil.

Hydraulikaggregat. Zur Erweiterung des bestehenden Werkzeugsystems,

insbesondere für die Herstellung von komplexen Mehrfachformelementen,

empfiehlt es sich, das Hydraulikaggregat als Bestandteil der Presse neben

den Hauptkreisläufen für unteren und oberen Stößel sowie den unteren und

oberen Auswerfer über hinreichende Anzahl zusätzlicher separat ansteuer-

barer Hydraulikkreisläufe auszurüsten, die je nach Werkstück- und Werk-

zeugkonfiguration zum Einsatz kommen können. Die Prozesskonfiguration

zur Herstellung von Mehrfachformelementen benötigt insgesamt acht Kreis-

läufe zum Öffnen und Schließen der Schieber des Zwischenwerkzeuges. Die

Geschwindigkeit ist dabei derart auszulegen, dass alle vier Schieber nachei-

nander innerhalb von 2 s geschlossen werden können. Über vier weitere

Hydraulikzylinder erfolgt das Entriegeln der Schieber zur Freigabe des Bau-

teils. Für den Einsatz einer aktiven Armierung werden drei weitere Zylinder

benötigt.

Werkzeug. Im Hinblick auf eine angestrebte Erhöhung der Geometriekom-

plexität ist anzuraten, die Aktivkomponenten der Warm- und Kaltumformbe-

reiche um weitere Module zu ergänzen. Damit eine Überwachung und Proto-

kollierung der Werkzeugzustände während des Formgebungsprozesses er-

möglicht wird, sind Sensoren zur Messung von Auffederung und lokalen Drü-

cken sowie zusätzlichen Temperatursensoren auch im Kaltumformbereich

des Werkzeuges notwendig.

Ein weiterer wesentlicher Beitrag zur Erweiterung des geometrischen Gestal-

tungsfreiheitsgrades besteht in der praktischen Umsetzung des zur Erzeu-

gung von Mehrfachformelementen bereits vorliegenden erweiterten Werk-

zeugkonzeptes. Die zentralen Gestaltungsmerkmale dieses Werkzeuges

können dabei unmittelbar aus einer umfassenden Funktionsanalyse der im

Rahmen dieser Arbeit bereits realisierten und eingesetzten Version (s. Ab-

schnitt 4.2.3). Um die während der Umformung auftretenden Kräfte nicht

mehr direkt auf die Hydraulikschließzylinder zu übertragen, wurde dazu eine

Variante mit vier kreuzweise angeordneten Formschiebern entwickelt, Ab-

bildung 7.5. Zusätzlich erfahren diese eine wechselseitige formschlüssige

Verriegelung. Das Entriegeln erfolgt über eine Keilverstellung.

Ausblick 111

Abbildung 7.5: Zwischenwerkzeug zur Realsierung von Mehrfachneben-

formelementen

Methodik zur Prozessregelung. Zur Verbesserung der Prozessbeherr-

schung erfolgt die Regelung des gesamten Prozesses in seinen Einzelschrit-

ten auf Basis eines Prozessablaufskriptes. in dieses ist eine Auswahl von für

den jeweiligen Anwendungsfall geeigneten Prozessfunktionsmodulen, die

einer Funktionsdatenbank entnommen werden können, zu implementieren

und logisch miteinander zu verknüpfen, Abbildung 7.6. Die Funktionsdaten-

bank enthält eine Sammlung von vordefinierten und erweiterbaren Einzel-

funktionen mit den zugehörigen Regel- und Steuerungsparametern. Die Ge-

nerierung der entsprechenden Funktionscharakteristika ist dabei aus den Er-

kenntnissen der Grundlagenuntersuchungen und den eventuellen, weiterfüh-

renden Versuchen abzuleiten. Aus den so verfügbaren Prozessdaten können

modulspezifische Prozessfunktionen identifiziert und parametrisiert werden.

Im Verlaufe der zukünftigen Versuchsreihen können die aus den empirisch

ermittelten, logischen Verknüpfungen Grundcharakteristika identifiziert und

systematisiert werden. Diese sind dann möglichst in einen Logikeditor zu

übernehmen, der es ermöglicht, die zur Abbildung beliebiger Eigenschafts-

112 Ausblick

profile jeweils vorzusehende Grundarchitektur aus den Funktionsmodulen

selbsttätig zusammenzustellen.

Abbildung 7.6: Prozessregelungsmethodik

Literaturverzeichnis 113

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Band 2 - Universität Kassel: Aktuelles · hoff, der mich für die Tätigkeit in seiner Arbeitsgruppe begeistern konnte und ... isobare spezifische Wärmekapazität des Kühlmedi-ums