DE10143652A1 - Verfahren zum Induktionshärten von Werkstücken - Google Patents
Verfahren zum Induktionshärten von WerkstückenInfo
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Abstract
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Induktionshärten von Werkstücken aus härtbarem Stahl, insbesondere von Antriebsgelenkwellen für Kraftfahrzeuge, bei dem das Werkstück induktiv geheizt und anschließend abgekühlt wird, wobei während der induktiven Erwärmung die Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine (Induktorspannung, Induktorstrom, Frequenz, Mittelfrequenz-Spannung, Mittelfrequenz-Leistung) und/oder Zustandsparameter des Werkstücks (Oberflächentemperatur) gemessen und erfasst werden. Das erfindungsgemäße Verfahren ermöglicht es somit, die hochkomplexen Einflüsse einer größeren Anzahl von Parametern abhängig von der jeweiligen Form des Werkstücks, dem spezifischen Werkstückmaterial und den Maschinenparametern zu messen und zu erfassen und beispielsweise nach Reihenversuchen Sollwerte festzulegen.
Description
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Induktionshärten von Werkstücken aus
härtbarem Stahl, insbesondere von Antriebsgelenkwellen für Kraftfahrzeuge, bei dem das
Werkstück induktiv geheizt und anschließend abgekühlt wird.
Antriebsgelenkwellen haben die Aufgabe, das abgegebene Antriebsmoment des Getriebes
an die anzutreibenden (Vorder-) Räder des Fahrzeugs zu übertragen. Bei frontangetriebenen
Fahrzeugen muss nicht nur die Vertikalbewegung der Radaufhängung, bedingt durch das
Einfedern der Stoßdämpfer, sondern auch die Lenkbewegung der Vorderräder ermöglicht
werden. Zu diesem Zweck werden zwei spezielle Gelenke mit einer dazwischenliegenden
Welle eingesetzt, die diese beiden Bewegungen durch einen Längenausgleich ermöglichen.
Dabei ist zu beachten, dass die Welle zwischen den beiden Gelenken als
Antriebsgelenkwelle und das fertige Modul (Welle mit den beiden Gelenken) als ZSB-
Antriebsgelenkwelle bezeichnet wird. ZSB steht in diesem Zusammenhang für
"Zusammenbau".
Das Gelenk, das mit dem Getriebe verbunden ist, ist ein sog. Schiebegelenk (Loslager).
Dieses Gelenk ermöglicht eine Axialverschiebung von bis zu 34 mm und eine
Winkelbewegung von bis zu 16°. Durch diese Beweglichkeit können die o. g. Bewegungen
der Radaufhängung ausgeglichen werden.
Das Tripodengelenk ist eine Sonderbauform des Loslagers und wird aufgrund seiner Vorteile
gegenüber dem Standardgelenk in immer mehr Fahrzeugtypen eingesetzt. Zu diesen
Vorteilen zählen u. a. die deutlich geringere Anzahl an Bauteilen und die bauartbedingten
geringeren Verschiebekräfte, die für den Axialausgleich erforderlich sind. Das
Tripodengelenk ist aus einem Tripodenstern, einem Gehäuse und drei Rollern aufgebaut.
Das radseitige Gelenk wird als Festgelenk oder Festlager bezeichnet. Mit diesem Gelenk ist
ausschließlich eine Winkelbewegung (max. 50°) möglich. Die Winkelbewegung ermöglicht
es, dass das Rad auch bei unterschiedlichen Federwegen immer mit der vollen
Reifenlauffläche auf der Straße bleibt. Das Festgelenk besteht aus einer Kugelnabe
(Innenteil), dem Achszapfen (Außenteil), den sechs Kugeln als bewegliche Verbindung
zwischen den Teilen sowie dem Kugelkäfig, der die Kugeln im definierten Abstand hält.
Beide Gelenke werden aufgrund ihrer gleichmäßigen und "ruckelfreien" Kraftübertragung bei
unterschiedlichen Beugewinkeln als homokinetische Gelenke bezeichnet. Aufgrund dieser
Eigenschaft werden derartige ZSB-Antriebsgelenkwellen auch häufig als
"Gleichlaufgelenkwellen" bezeichnet.
Zur Gewährleistung einer hohen Lebensdauer werden die Gelenke mit einem Faltenbalg
(Stulpe) aus Gummi gegen das Eindringen von Schmutz und Feuchtigkeit sowie das
Austreten der Lebensdauerschmierung abgedichtet.
Die Verbindungswelle (Antriebsgelenkwelle) zwischen den beiden Gelenken wird je nach
Fahrzeugtyp und Motorisierung variiert. Der Grund für die Variation liegt in den
modellspezifischen Unterschieden der Radabstände sowie dem zu übertragenden
Antriebsdrehmoment. In der Regel wird bei den Automobilherstellern eine große Anzahl
unterschiedlicher Wellen gefertigt. Dabei lassen sich grundsätzlich die folgenden zwei Arten
unterscheiden:
Unter den Vollwellen kann zwischen zwei Arten unterschieden werden:
- a) ungestauchte:
Diese Wellen werden direkt aus einem Vollmaterial spanend herausgearbeitet. - b) gestauchte:
Die gestauchten Wellen werden häufig auch als sog. Stauchwellen bezeichnet. Bei diesem Wellentyp wird das Material an definierten Stellen erwärmt und anschließend mit Hilfe einer Hydraulikpresse an den erwärmten Stellen aufgestaucht. Die erforderliche Stauchlänge wird zuvor als Aufmaß berücksichtigt. Die gestauchten Wellen haben über den Großteil ihrer Länge einen geringeren Durchmesser als die ungestauchten Wellen und sind daher leichter. Diese Vorgehensweise hat außerdem gegenüber der ungestauchten Welle den Vorteil der Materialeinsparung. Durch die aufgestauchten Bereiche können trotzdem die gleichen Gelenke und Stulpen wie bei den ungestauchten Wellen verwendet werden.
Zur Gewichtsreduzierung der Fahrzeuge werden heute immer häufiger die sog.
Rohrwellen verwendet. Sie werden aus drei Teilen zusammengefügt. Dabei wird an
den beiden Enden eines Rohres jeweils ein Zapfen angeschweißt. Die Rohrwellen
sind, aufgrund des hohen übertragbaren Moments bei geringem Gewicht, besonders
bei großen Motorisierungen von Vorteil.
Die Antriebsgelenkwellen gehören zu den sicherheitsrelevanten Bauteilen am Fahrzeug. Aus
diesem Grund werden besonders hohe Anforderungen an sie gestellt. Abgesehen von den
Umgebungsbedingungen wie Feuchtigkeit, Salz und Steinschlag sind die
Antriebsgelenkwellen sehr hohen fahrdynamischen Belastungen ausgesetzt. Die
Hauptbelastung, die ganz besonders beim "Blitzstart" an der Ampel auftritt, ist die
Torsionsbelastung. Die Torsionsbelastung ist eine Belastung auf Verdrehung. Aus diesem
Grund werden die Antriebsgelenkwellen vor einer Freigabe für eine bestimmte Motorisierung
zunächst auf einem Prüfstand auf ihre statische und dynamische Torsionsbelastbarkeit
überprüft. Torsionsbelastete Wellen, wie die Antriebsgelenkwellen, werden nicht gleichmäßig
über den Bauteilquerschnitt beansprucht. Die Wellenmitte unterliegt keiner
Torsionsbelastung, während sie zum Rand des Bauteils linear zunimmt. Somit wird deutlich,
dass sich das Maximum der Torsionsspannung τmax am Umfang der Welle befindet. Unter
diesem Gesichtspunkt erscheint es sinnvoll, den unbelasteten Werkstoff aus der Wellenmitte
in den belasteten Randbereich zu bringen; die spannungslose Wellenachse kann ausgebohrt
werden, so dass ein Hohlzylinder oder Rohr entsteht.
Auf die zulässige Torsionsspannung kann durch Vergüten Einfluss genommen werden. Das
Vergüten besteht aus Härten mit nachfolgendem Anlassen. Anlassen ist ein erneuter
Erwärmungsprozess, bei dem Gefügeverspannungen, die beim Härteprozess aufgetreten
sind, verringert werden. Wegen der hohen Belastung der Wellen im Randbereich sollen die
Werkstoffeigenschaften besonders in diesem Bereich des Bauteils so beeinflusst werden,
dass das Bauteil dieser Belastung besser standhält. Eine kostengünstige Möglichkeit diese
Forderung zu erfüllen, bietet das induktive Randschichthärten. Bei diesem Verfahren werden
die Festigkeitseigenschaften im gefährdeten Randbereich der Welle gezielt verändert.
Unter Induktionshärten ist das Härten von Bauteilen nach induktiver Erwärmung zu
verstehen. Dabei werden je nach Bedarf unterschiedlich tiefe Randschichten gehärtet. Im
Gegensatz zum Flammhärten, wo die Wärme von außen zugeführt wird, wird die Wärme
beim Induktionshärten direkt durch die Umsetzung elektrischer Energie in der Randschicht
des zu härtenden Bauteils erzeugt. Mit dieser Methode kann berührungslos eine sehr große
Energiemenge in kurzer Zeit in das Bauteil übertragen werden, und somit können sehr kurze
Erwärmungszeiten realisiert werden.
Wird ein elektrischer Leiter von einem Gleichstrom durchflossen, so bildet sich um ihn herum
ein gleichbleibendes magnetisches Feld. Die magnetische Feldstärke H ist von der
Stromstärke und dem Abstand zum Leiter abhängig.
Wenn dieser Leiter aber von einem Wechselstrom durchflossen wird, baut sich um ihn herum
ein elektromagnetisches Wechselfeld auf, das die Frequenz des erzeugenden
Wechselstromes hat.
Wird ein zweiter elektrischer Leiter (hier: das Werkstück) in die Nähe des ersten gebracht,
wird aufgrund des sich ständig ändernden Magnetfeldes in das Werkstück eine Spannung
induziert. Der im Werkstück fließende Strom ist im Idealfall ein Spiegelbild des Primärstroms
(Induktorstroms), der im ersten Leiter fließt. Die Spiegelung ist um so getreuer, je kleiner der
Kopplungsabstand zwischen den beiden Leitern, also zwischen dem sog. Induktor und dem
Werkstück, ist. Der Sekundärstrom im Bauteil hat wiederum ein magnetisches Wechselfeld
zur Folge. Dieses Wechselfeld verursacht eine Selbstinduktion. Die daraus resultierenden
Ströme überlagern sich mit dem Sekundärstrom im Bauteil und werden als Wirbelströme
bezeichnet. Diese Wirbelströme bewirken im Innern des Werkstücks einen höheren
Widerstandswert, und es kommt zu einer Stromverdrängung an die Werkstoffoberfläche.
Folglich nimmt die Stromdichte J zur Oberfläche hin zu. Die Stromverdrängung ist werkstoff-
und frequenzabhängig und steigt mit zunehmender Frequenz. Auf diese Weise erfasst der
induzierte Strom nur noch eine dünne Randschicht. Dieser Verdrängungseffekt wird auch als
"Skineffekt" bezeichnet.
Dieser Effekt tritt bei jedem elektrischen Leiter auf, der von einem Wechselstrom
durchflossen wird. Dabei wird die Randschicht in Abhängigkeit vom Materialwiderstand
erwärmt. Diese beiden Effekte, Verdrängung und Erwärmung, werden beim Induktionshärten
eingesetzt. So ist es möglich, durch unterschiedliche Frequenzen die Erwärmungstiefe
gezielt zu beeinflussen. Es ist jedoch zu berücksichtigen, dass die Eindringtiefe des Stromes
nur in Ausnahmefällen der Erwärmungstiefe entspricht. Ein direkter Zusammenhang ist aber
erkennbar, weil etwa 86% der induzierten Energie bis zur Eindringtiefe in Widerstands- oder
Wirbelstromwärme umgesetzt werden. Die restlichen 14% erwärmen tiefere Schichten.
Induktiv erwärmen lassen sich alle elektrisch leitenden Werkstoffe.
Für die idealisierte Eindringtiefe des Stromes gilt:
δ = Eindringtiefe
ρ = spezifischer Widerstand [Ω.mm2/m]
µr = relative Permeabilität
f = Frequenz [Hz]
ρ = spezifischer Widerstand [Ω.mm2/m]
µr = relative Permeabilität
f = Frequenz [Hz]
Unter diesem Aspekt teilt man die Induktionshärteanlagen in Netzfrequenz-, Mittelfrequenz-
und Hochfrequenzanlagen ein. Für das Randschichthärten haben sich aufgrund der geringen
Erwärmungstiefe und der hohen übertragbaren Energiedichte (kurze Aufheizzeit) besonders
die Mittelfrequenzen (2.500 bis 10.000 Hz) und die Hochfrequenzen (100 bis 800 kHz)
bewährt.
Bei niedrigen Frequenzen resultiert ein weiterer Wärmeanteil aus den Hysteresisverlusten
ferromagnetischer Stoffe. Diese Verluste, die durch das ständige Ummagnetisieren des
Werkstoffs bedingt sind, enden jedoch mit dem Erreichen der Curie-Temperatur, weil der
Stahl hier seine Magnetisierbarkeit verliert. Bei dieser Temperatur springt der Wert der
relativen Permeabilität µr von seinem ursprünglichen Wert auf den Wert µr = 1. Das ist der
Zahlenwert der relativen Permeabilität für nichtmagnetische Stoffe.
Das Härten von Werkstücken aus härtbarem Stahl, insbesondere von Antriebsgelenkwellen
für Kraftfahrzeuge, durch induktive Erwärmung ist ein sehr komplexer Vorgang, so dass das
Ergebnis der Randschichthärtung des zu härtenden Werkstücks von einer Vielzahl von
Parametern abhängig ist. Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es, ein Verfahren zum
Induktionshärten von Werkstücken aus härtbarem Stahl der eingangs genannten Gattung zu
schaffen, das zu zuverlässigen und gleichbleibenden Materialeigenschaften des zu
härtenden Werkstücks führt und sich für eine industrielle Serienfertigung besonders
beanspruchter Werkstücke eignet.
Die Lösung dieser Aufgabe liefert ein erfindungsgemäßes Verfahren zum Induktionshärten
von Werkstücken aus härtbarem Stahl der eingangs genannten Art mit den
kennzeichnenden Merkmalen des Hauptanspruchs. Erfindungsgemäß ist vorgesehen, dass
während der induktiven Erwärmung die Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine,
insbesondere Induktorspannung, Induktorstrom, Frequenz, Mittelfrequenz-Spannung,
Mittelfrequenz-Leistung und/oder Zustandsparameter des Werkstücks, insbesondere die
Oberflächentemperatur, gemessen und erfasst werden.
Das erfindungsgemäße Verfahren ermöglicht es somit, die hochkomplexen Einflüsse einer
größeren Anzahl von Parametern abhängig von der jeweiligen Form des Werkstücks, dem
spezifischen Werkstückmaterial und den Maschinenparametern zu messen und zu erfassen
und beispielsweise nach Reihenversuchen Sollwerte festzulegen. Diese Sollwerte können im
konkreten Anwendungsfall mit den Istwerten verglichen werden, so dass anschließend
gegebenenfalls eine Anpassung der Betriebsparameter zur Optimierung des
Verfahrensergebnisses erfolgen kann.
Es wurde weiterhin festgestellt, dass den Betriebsparametern der Induktionshärtemaschine
und den Zustandsparametern des Werkstücks nicht nur in der Aufheizphase, sondern auch
während des Abkühlens Bedeutung zukommen kann. Vorzugsweise werden daher
erfindungsgemäß die Betriebs- und Werkstückparameter auch während des Abkühlens
gemessen und erfasst.
Da weiterhin festgestellt wurde, dass bestimmten Betriebsparametern und/oder
Werkstückparametern in bestimmten Phasen während der Aufheizung und/oder der
Abkühlung des Werkstücks Bedeutung zukommt, wird vorzugsweise der zeitliche Verlauf der
Betriebs- und Werkstückparameter gemessen und erfasst, da deren Veränderung in
bestimmten Verfahrensabschnitten besonders aussagekräftig sein kann.
Wenn man gemäß einer Weiterbildung des Verfahrens die Messgrößen mit den
Härteergebnissen korreliert, lassen sich Aussagen bezüglich der Einflüsse der einzelnen
Parameter treffen und das Verfahren lässt sich im Hinblick auf die Schaffung von
Werkstücken mit hoher Verschleißfestigkeit und Dauerfestigkeit optimieren.
Die Problematik der induktiven Erwärmung liegt in der Komplexität der Abhängigkeiten. So
ist z. B. die im Werkstück erzeugte Wärme zunächst von der Größe des induzierenden
Magnetfelds abhängig. Dieses ist wiederum vom Strom, der durch die Primärspule fließt, und
somit von der ausgenutzten Leistung der Energiequelle (Umrichter) abhängig. Die von
diesem Magnetfeld induzierte Spannung steigt mit der Frequenz. Aus den induzierten
Spannungen resultieren Ströme, deren Größen vom spezifischen Widerstand ρ des
Werkstoffs abhängen. Jedoch ist dieser spezifische Widerstand von der Temperatur
abhängig - er steigt proportional mit der Temperatur - und ändert folglich während der
Erwärmung seinen Wert. Eine weitere veränderliche Größe bildet die Eindringtiefe δ des
Stromes (vgl. Formel oben), die von der Frequenz, der relativen Permeabilität µr sowie vom
temperaturabhängigen spezifischen Widerstand ρ des Werkstoffs abhängt.
Das Induktionshärten wird aufgrund seiner Wirtschaftlichkeit verstärkt in der
Serienproduktion eingesetzt. Die wesentlichen Vorteile dieses Verfahrens sind:
- 1. Bauteile können örtlich begrenzt sehr genau gehärtet werden
- 2. Extrem hohe Geschwindigkeit beim Härten
- 3. Härtezonen bleiben nahezu frei von Zunder
- 4. Geringer Härteverzug
- 5. Härtemaschinen können in den Fertigungsablauf integriert werden
- 6. Hohes Maß an Wirtschaftlichkeit
Das Induktionshärten zählt zu den Randschicht- oder Oberflächenhärteverfahren. Bei
diesem Verfahren wird die Randschicht eines härtbaren Werkstücks einer
Austenitisierungsbehandlung unterzogen, d. h., die Randschicht des Werkstücks wird so
erwärmt, dass sie ein Gefüge aus dem Austenitbereich einnimmt. Das Ziel der
Randschichthärtung besteht darin, an bestimmten Funktionsflächen eines fertig bearbeiteten
Werkstücks eine harte sog. martensitische Gefügestruktur zu erreichen, ohne das
Kerngefüge zu beeinflussen. Durch diese partiell gehärteten Oberflächenbereiche können
Werkstücke bessere Verschleiß- und Dauerfestigkeitseigenschaften erhalten.
Grundsätzlich wird das Induktionshärten in drei verschiedene Arbeitsverfahren unterteilt:
- a) Beim Standverfahren stehen Induktor und Werkstück still. Die gesamte Erwärmungszone wird gleichzeitig erwärmt und anschließend abgeschreckt.
- b) Beim Stand-Umlaufverfahren rotiert das Werkstück, um kleine Ungleichmäßigkeiten in der Induktorform und daraus resultierende ungleichmäßig starke Aufheizen zu vermeiden. Der Induktor überdeckt, wie beim Standverfahren die gesamte zu erwärmende Zone und wird während des Aufheizens nicht bewegt.
- c) Bei dem Vorschubverfahren überdeckt der Induktor nur einen Teil der aufzuheizenden Zone. Mit Hilfe einer Relativbewegung zwischen dem Werkstück und dem Induktor wird die Heizzone des Induktors über das aufzuheizende Werkstück geführt. Durch die Vorschubgeschwindigkeit kann die Erwärmungstiefe beeinflusst werden.
Eine Randschichthärtung tritt immer dann ein, wenn in definierten Oberflächenbereichen die
Bedingungen für die Martensitbildung erfüllt sind. Dazu gehört eine vollständige
Austenitisierung und das nachfolgende Erreichen der kritischen Abkühlungsgeschwindigkeit.
Zum Erzielen eines einwandfreien, feinkörnigen Härtegefüges muss eine relativ kurze
Erwärmungs- und Haltezeit bei gleichzeitig vollständig austenitisierter Randschicht
sichergestellt sein. Dazu ist es erforderlich, dass das Gefüge des Ausgangswerkstoffs eine
leicht lösliche Karbidstruktur aufweist. Dieses ist vor allem bei feinkörnigen Werkstoffgefügen
gewährleistet. Im Gegensatz dazu sind grobkörnige Gefüge nur schwer in einen homogenen
Austenit zu überführen. Durch Erhöhung der Aufheiztemperatur kann die Lösung der Karbide
beschleunigt werden. Jedoch besteht bei einer hohen Austenitisierungstemperatur die
Gefahr der Grobkornbildung und der damit verbundenen Versprödung des Werkstoffs.
Neben der Intensität der Austenitisierung sind die nachfolgenden Abkühlungsverhältnisse in
der Randschicht für das Gefüge und damit das Härteergebnis entscheidend. Ob nach einer
Randschichthärtung noch eine Anlass- oder Entspannungsbehandlung erforderlich ist, hängt
vom Beanspruchungsprofil des Bauteils ab. Dynamisch beanspruchte Bauteile, wie die
Antriebsgelenkwellen, sollen bei Temperaturen von ca. 200°C etwa 5 Stunden angelassen
werden.
Beim Härten wird die Eigenschaft des Stahles ausgenutzt, dass dieser bei unterschiedlichen
Temperaturen in unterschiedlichen Gittertypen stabil ist. Wie bereits beim Austenit
beschrieben, klappt beim Erwärmen das krz-Ferritgitter in ein kfz-Austenitgitter um. Dabei
diffundiert ein Kohlenstoffatom aus dem angrenzenden Streifenzementit in die freiwerdende
Kristallgittermitte. Beim längeren Glühen im Austenitbereich (oberhalb der G-S-K-Linie des
Eisen-Kohlenstoff-Zustandsschaubilds) ist der Kohlenstoff, der aus dem Zerfall des
Zementits beim Erwärmen kommt, gleichmäßig im Gefüge verteilt.
Wird der austenitisierte Stahl langsam abgekühlt, wandelt sich das Gitter beim
Unterschreiten der G-S-K-Linie wieder in das kubisch-raumzentrierte Ferritgitter um. Dabei
diffundiert der Kohlenstoff wieder aus dem Austenitgitter, so dass sich kohlenstoffreiche
Zementit-Lamellen bilden. Es entsteht ein perlitisches Gefüge, wie es vor der Erwärmung
vorlag. Aus diesem werden durch die Gitterumwandlung des kfz-Austenitgitters krz-
Ferritlamellen.
Erfolgt die Abkühlung des austenitisierten Stahles sehr schnell, spricht man von
Abschrecken. Beim Abschrecken klappt das kubisch-flächenzentrierte Austenitgitter so
schnell in das krz-Gitter um, dass der Kohlenstoff keine Zeit zum herausdiffundieren hat. Es
entsteht ein durch den Kohlenstoff stark verzerrtes und verspanntes Gitter. Das entstandene
feinnadelige Gefüge wird als Martensit bezeichnet. Martensit ist der Träger der erhöhten
Härte. Im Vergleich zum Ferrit hat der Martensit ein größeres Volumen (bis zu 1% je nach
C-Gehalt). Das bewirkt eine Maßänderung am Bauteil. Bis zu einem Kohlenstoffgehalt von
ca. 0,8% steigt die erreichbare Härte mit steigendem Kohlenstoffanteil. Höhere
Kohlenstoffanteile (< 0,8%) bringen keine weitere Härtesteigerung. Ein höherer
Kohlenstoffanteil, besonders in Verbindung mit anderen Legierungselementen, führt dazu,
dass die Umwandlung des Austenits zum Martensit zu tieferen Temperaturen verschoben
wird. Das kann soweit gehen, dass die Umwandlung bei Raumtemperatur noch nicht
vollständig abgeschlossen ist. In diesem Fall ist die Härte des Werkstoffes evtl. geringer als
bei untereutektoiden Stählen.
Bei der Abkühlung sollte die Abkühlgeschwindigkeit so gewählt werden, dass ein möglichst
hoher Anteil an Martensit entsteht, da dieser die Härte des Stahles bestimmt. Zur Festlegung
der notwendigen Abkühlgeschwindigkeit dient vorzugsweise das sog. ZTU-Schaubild (Zeit-
Temperatur-Umwandlungsschaubild). Dieses Diagramm wurde ausgewählt, da die
Versuchswellen für die Messwerterfassung aus diesem Werkstoff bestehen.
Das Schaubild zeigt, bei welcher Abkühlungszeit welche Gefügezusammensetzung entsteht.
Zur Veranschaulichung wurde ein Diagramm gewählt, in dem verschiedene
Abkühlungskurven dargestellt sind. Diese sind teilweise durch Zahlen am Ende der Kennlinie
gekennzeichnet, wobei 1 die höchste Abkühlgeschwindigkeit hat. Der Ausgangspunkt aller
Kurven liegt im AC3-Punkt. Von dort wird das Material mit verschiedenen Geschwindigkeiten
abgekühlt.
Beim Betrachten der Abkühlungskurve ist erkennbar, dass diese die Gefügebereiche Ferrit,
Perlit, Bainit und Martensit durchläuft. Dabei entsteht immer beim Durchlaufen eines
Gefügebereiches ein bestimmter prozentualer Anteil dieses Gefüges. Um eine maximale
Härte zu erreichen, muss die Abkühlungskurve des Stahles so verlaufen, dass sie aus dem
austenitischen Bereich direkt in den martensitischen Bereich übergeht, ohne dabei eine
andere Gefügestufe zu durchlaufen (Verlauf 1).
Grundsätzlich kann gesagt werden, dass sich das Gebiet des Zwischenstufengefüges mit
steigenden Legierungsanteilen zu längeren Zeiten verschiebt und demnach derartige Stähle
nicht so schnell abgekühlt werden müssen, wie z. B. Ck45. Aus diesem Grund werden
Stähle ja nach Legierungszusammensetzung mit den Abschreckmedien Wasser, Öl oder Luft
abgekühlt. Dem Abkühlungsprozess ist also zur Einstellung definierter
Werkstoffeigenschaften eine besondere Aufmerksamkeit zu widmen.
Für das Härteergebnis ist es wichtig, dass die Wärme möglichst schnell und gleichmäßig von
der Bauteiloberfläche abgeleitet wird. Zu diesem Zweck ist beim Induktionshärten ein
konstanter Volumenstrom des Abschreckmediums unumgänglich.
Die Eindringtiefe der induzierten Ströme und die erreichbare Einhärtetiefe sind nicht gleich.
Unter Einhärtetiefe ist die Tiefe der Randschicht eines gehärteten Bauteils zu verstehen, bis
zu der eine vorgeschriebene Härte vorhanden ist. Die Einhärtetiefe kann u. a. durch die
Heizzeit, die Wahl der Erwärmungsfrequenz und die Werkstoffauswahl beeinflusst werden.
Eine Voraussetzung für das Randschichthärten ist ein Wärmestau an der
Werkstückoberfläche. Zu diesem Zweck ist eine hohe spezifische Leistung von etwa 2 bis
6 kW/cm2 erforderlich. Der zu härtende Werkstoff muss aufgrund der hohen
Aufheizgeschwindigkeit und der kurzen Austenitisierungszeit ein sehr feinkörniges
Ausgangsgefüge aufweisen, denn bei einem feinkörnigen Gefüge ist der Kohlenstoff
gleichmäßiger verteilt, so dass der Werkstoff schneller austenitisiert werden kann als ein
grobkörniges Gefüge.
Zwischen der gehärteten Randschicht und dem unveränderten Kern entsteht eine
Übergangszone (Wärmeeinflusszone). Die Wärmeeinflusszone hängt u. a. von der
Wärmeleitfähigkeit des jeweiligen Werkstoffs ab. Außerdem wird sie breiter mit sinkendem
Kohlenstoffgehalt.
Der Verlauf der Härtezone, das sog. Härtebild, wird in den technischen Zeichnungen der
entsprechenden Bauteile, neben den sonst üblichen technischen Angaben, wie Maße oder
Werkstoff, angegeben.
Die Ausbildung der Härtezone wird durch folgende Faktoren bestimmt:
- 1. Art der Erwärmung (Stand-, Stand-Umlauf- oder Vorschubhärtung)
- 2. Dauer der Erwärmung
- 3. Induktorform
- 4. Werkstoffzusammensetzung
- 5. Abschreckmedium
- 6. Temperaturleitfähigkeit des Werkstoffs
- 7. Wanddicke oder Durchmesser des Bauteils
Mit zunehmendem Kohlenstoffgehalt wird der Übergang vom Härtebereich zum Kern immer
"schroffer". Diese harte Trennung kann zum Abplatzen der gehärteten Schicht führen. Bei
Werkstücken, die mit sehr hoher spezifischer Leistung gehärtet werden, entspricht die
Einhärtetiefe nahezu der Eindringtiefe der Erwärmung. Eine exakte Vorausbestimmung der
Einhärtetiefe ist jedoch aufgrund der vielen Einflussfaktoren nicht möglich. Einfluss auf die
Einhärtetiefe haben z. B. die unterschiedlichen Chargen der Wellen oder der Aufbau des
Induktors, weil dieser für die Verteilung der spezifischen Leistung (über die Welle)
verantwortlich ist.
Bevor die Wellen in Serie gehärtet werden können, muss sichergestellt sein, dass die
eingestellten Maschinenparameter der Induktionshärtemaschine zu dem gewünschten
Härteergebnis führen. Dazu müssen die Gefügeumwandlung, die Oberflächenhärte, die
Einhärtetiefe und das Härtebild den Zeichnungsangaben entsprechen. Diese Kriterien
werden nach festgelegten Verfahren im Härterei-Labor überprüft. Sind die Kriterien erfüllt,
erfolgt eine Freigabe der Welle. Dadurch wird bestätigt, dass die eingestellten
Maschinenparameter zu einem einwandfreien Härteergebnis führen.
Das Härteergebnis der Antriebsgelenkwellen wird auf die o. g. Kriterien hin untersucht. Dazu
werden drei Querschnitte aus der Welle herausgetrennt. Der Schaftschnitt dient der
Überprüfung der Gefügeumwandlung, der Einhärtetiefe und der Oberflächenhärte. Die
beiden Köpfe (Wellenenden) werden zusätzlich noch längs getrennt, um das Härtebild zu
kontrollieren. Alle Prüfflächen werden vor der Kriterienüberprüfung poliert. Dieses ermöglicht
eine präzise Auswertung des Härteergebnisses. Die Kriterien der induktiv gehärteten
Bauteile werden folgendermaßen überprüft:
Die Gefügeumwandlung wird anhand des Schaftschnitts mit Hilfe eines Mikroskops
beurteilt.
Die Oberflächenhärte wird nach Rockwell überprüft. Das bedeutendste und hier
verwendete Rockwellverfahren ist das sogenannte HRC-Verfahren, das sich zur
Prüfung harter Werkstoffe eignet. Bei dem HRC-Verfahren wird die Eindrucktiefe des
Prüfkörpers als Maß für die Härte zugrunde gelegt. Als Eindringkörper wird ein
kegelförmiger Diamant mit einem Spitzenwinkel von 120° verwendet. Um
Oberflächenungenauigkeiten und das Spiel der Prüfvorrichtung als Fehler
auszuschalten, wird bei der Prüfung zunächst eine Vorlast F0 (98 N) aufgebracht.
Anschließend wird die Ablesevorrichtung für die Messung eingerichtet (Skala auf Null
gesetzt). Nun wird die eigentliche Prüfkraft F1 (1 373 N) zusätzlich aufgebracht. Die
Rockwellhärte kann nach der Rücknahme der Prüfkraft F1 direkt auf der Skala
abgelesen werden. Eine Angabe von 50 HRC, wie bei der 138er Welle, bedeutet,
dass das Bauteil eine Rockwellhärte von 50 nach dem Prüfverfahren C hat.
Die Einhärtetiefe wird nach dem Vickersverfahren überprüft. Im wesentlichen
unterscheidet sich die Härteprüfung nach Vickers vom Rockwellverfahren durch den
verwendeten Prüfkörper. Bei dem hier verwendeten Prüfkörper handelt es sich um
eine Diamantpyramide mit einer quadratischen Grundfläche. Der Spitzenwinkel
beträgt 136°. Die Härteprüfung nach Vickers erfolgt mit Hilfe einer Universal-
Härteprüfmaschine. Die Pyramidenform hat den Vorteil, dass der Abdruck immer
scharfe Ränder hinterlässt, die exakt ausgemessen werden können. Die Vickershärte
errechnet sich aus der Prüfkraft F (in N) und dem Mittelwert der beiden
Pyramideneindruckdiagonalen (d1 und d2 in mm) nach der Formel:
Der Vickershärtewert kann auch in einer Tabelle abgelesen werden. Mit diesem
Härteprüfverfahren können sowohl harte als auch weiche Werkstoffe geprüft werden.
Für die Bestimmung der Einhärtetiefe müssen bei dem Schaftschnitt vom Rand des
Querschnitts Richtung Kern mehrere Eindrücke gemacht werden. Diese Eindrücke
werden solange gemacht, bis die geforderte Grenzhärte nicht mehr erreicht wird.
Vom letzten Messpunkt, an dem die Härte noch erfüllt wird, wird der Abstand zum
Rand gemessen. Das ist dann die Einhärtetiefe.
Das Härtebild wird mit Hilfe der beiden getrennten Wellenenden überprüft. Hierbei
wird insbesondere der Härteauslauf kontrolliert, weil, wenn dieser zu weit an den
Rand geht, es zum Abplatzen der gehärteten Schicht führen kann.
Eine Überprüfung des Härteergebnisses ist immer dann erforderlich, wenn
- - die Induktionshärteanlage auf einen neuen Wellentyp umgerüstet wird,
- - der Induktor gewechselt wird,
- - eine neue Werkstoffcharge in den Fertigungsprozess eingeführt wird,
- - Reparaturen mit Einfluss auf den Härteprozess durchgeführt werden.
Nachfolgend wird die vorliegende Erfindung anhand von Ausführungsbeispielen näher
erläutert. Dabei zeigen:
Fig. 1 ein Ersatzschaltbild für Messstellen;
Fig. 2 eine Messkette;
Fig. 3 einen Schaltplan der Messanpassung der Kanäle 0 und 1;
Fig. 4 den Zusammenhang zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße auf
den Kanälen 0 und 1;
Fig. 5 die Kennlinien der Hochpassfilter auf den Kanälen 0 und 1;
Fig. 6 einen Schaltplan der Messanpassung des Kanals 2;
Fig. 7 den Zusammenhang zwischen der Eingangs- und Ausgangsspannung
auf Kanal 2;
Fig. 8 einen Schaltplan der Messanpassung der Kanäle 4, 5 und 6;
Fig. 9 den Zeitverlauf der Induktorspannung (Kanal 0);
Fig. 10 den Zeitverlauf des Induktorstroms (Kanal 1);
Fig. 11 den Zeitverlauf der Oberflächentemperatur (Kanal 2);
Fig. 12 den Zeitverlauf der Frequenz (Kanal 3);
Fig. 13 den Zeitverlauf der MF-Spannung (Kanal 4);
Fig. 14 den Zeitverlauf der MF-Leistung (Kanal 5);
Fig. 15 den Zusammenhang zwischen dem Sollwert und der max. MF-Leistung;
Fig. 16 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 17 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 18 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur
bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 19 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 20 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 21 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei unterschiedlichen Sollwerten;
Fig. 22 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der max. MF-Leistung;
Fig. 23 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und
der MF-Energiemenge;
Fig. 24 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und
der Oberflächenwärmemenge;
Fig. 25 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei
unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 26 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei
unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 27 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur bei
unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 28 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 29 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei
unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 30 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei
unterschiedlichen Kondensatorstufen;
Fig. 31 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Frequenz;
Fig. 32 den Zusammenhang zwischen der Induktorspannung und
verschiedenen Chargen;
Fig. 33 den Zusammenhang zwischen dem Induktorstrom und
verschiedenen Chargen;
Fig. 34 den Zusammenhang zwischen der Oberflächentemperatur und
verschiedenen Chargen;
Fig. 35 den Zusammenhang zwischen der Frequenz und verschiedenen Chargen;
Fig. 36 den Zusammenhang zwischen der MF-Spannung und
verschiedenen Chargen;
Fig. 37 den Zusammenhang zwischen der MF-Leistung und
verschiedenen Chargen;
Fig. 38 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Leistung
bei verschiedenen Chargen;
Fig. 39 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge
bei verschiedenen Chargen;
Fig. 40 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächen
wärmemenge bei verschiedenen Chargen;
Fig. 41 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 42 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 43 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur bei
unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 44 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 45 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 46 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
Fig. 47 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Heizzeit
bei verschiedenen Chargen;
Fig. 48 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge
bei verschiedenen Chargen und
Fig. 49 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächen
wärmemenge bei verschiedenen Chargen.
Die verwendete Induktionshärtemaschine bestand aus mehreren Elementen, von denen
nachfolgend die wesentlichen erläutert werden.
Das Kernstück der Induktionshärtemaschine ist der Umrichter. Dem Umrichter vorgeschaltet
ist meist eine Transformatorzelle. Dieser Umrichter arbeitet z. B. mit einem
Parallelschwingkreis als Lastkreis. Aus diesem Grund wird er als Parallelschwingkreis-
Umrichter bezeichnet.
Der Umrichter besteht vorzugsweise räumlich aus sechs Komponenten:
Die Steuerung liefert die Startimpulse für die Gleichrichter- und
Wechselrichtertyristoren. Durch die Variation der Startimpulse (in der
Brückenschaltung des Gleichrichters) kann die Ausgangsleistung des Umrichters
verändert werden. Zu diesem Zweck verfügt die Steuerung über ein internes und ein
externes Sollwertpotentiometer. Das interne Potentiometer befindet sich direkt am
Umrichter und ermöglicht den Umrichterbetrieb ohne weitere externe Steuerung. Soll
der Umrichter extern über eine entfernte Steuerung (SPS) bedient werden, dann wird
an den Steuerungseingang des Umrichters ein entsprechendes Analogsignal
angelegt (z. B. 0 bis 20 mA). Über dieses Analogsignal kann die Ausgangsleistung
des Umrichters gesteuert werden.
Am Steuerfeld existieren analoge Anzeigeinstrumente für die MF-Spannung, die MF-
Leistung und die Frequenz.
Das Einspeisefeld dient zur Verbindung zwischen der Transformatorzelle und dem
Gleichrichter. Hier wird die Dreiphasen Wechselspannung in den Gleichrichter
"eingespeist".
Der vollgesteuerte Drehstrom(-brücken-)gleichrichter formt die eingespeiste
Dreiphasen-Wechselspannung in eine Gleichspannung um. Die Größe der
Gleichspannung ist steuerbar. Auf diese Weise kann die Ausgangsleistung des
Umrichters kontinuierlich zwischen etwa 1% und 100% der Nennleistung eingestellt
werden. Das Ein- und Ausschalten der Ausgangsleistung erfolgt durch die Freigabe
oder die Sperrung des Gleichrichters. Der Gleichrichter ist dann gesperrt, wenn keine
Zündimpulse mehr an die Tyristoren weitergegeben werden.
Die Gleichstrom-Glättungsdrossel ist ein Energiespeicher und sorgt für einen
lückenlosen kontinuierlichen Energiefluss vom Gleichstrom zum Wechselrichter.
Auch der Wechselrichter arbeitet mit einer vollgesteuerten Brückenschaltung. Durch
abwechselndes Ansteuern (sog. "Zünden") der Tyristoren, auf den
Brückendiagonalen, wird der Induktor mit einem Wechselstrom versorgt.
Das Kompensationsfeld besteht aus einer Ansammlung von parallelgeschalteten
Kondensatoren. Die Kondensatoren können über Relais in festgelegten Stufen (sog.
Kondensatorstufen) geschaltet werden. Die zugeschalteten Kondensatoren bilden mit
dem induktiven Verbraucher (Induktor und Werkstück) den Parallelschwingkreis.
Unter einem Parallelschwingkreis versteht man eine Parallelschaltung eines
Kondensators (Kapazität) und einer Spule (Induktivität). Den beiden Elementen wird
in grafischen Darstellungen in der Regel noch ein Widerstand hinzugefügt, der die
Verluste symbolisiert. Das Prinzip ist folgendermaßen:
Der aufgeladene Kondensator entlädt sich über den Verlustwiderstand und die Spule. Dabei lädt sich die Spule auf und beim Entladen der Spule lädt sich wieder der Kondensator auf. Dann beginnt die Entladung des Kondensators wieder von neuem. Es wird auf diese Weise eine Schwingung erzeugt, die durch den Verlustwiderstand abklingt. Je größer der Verlustwiderstand ist, desto schneller klingen die Schwingungen ab. Beim Umrichter werden diese Verluste durch die Wechselspannung des Wechselrichters ausgeglichen, wodurch das System "entdämpft" wird.
Der aufgeladene Kondensator entlädt sich über den Verlustwiderstand und die Spule. Dabei lädt sich die Spule auf und beim Entladen der Spule lädt sich wieder der Kondensator auf. Dann beginnt die Entladung des Kondensators wieder von neuem. Es wird auf diese Weise eine Schwingung erzeugt, die durch den Verlustwiderstand abklingt. Je größer der Verlustwiderstand ist, desto schneller klingen die Schwingungen ab. Beim Umrichter werden diese Verluste durch die Wechselspannung des Wechselrichters ausgeglichen, wodurch das System "entdämpft" wird.
In der Induktionshärtemaschine stellt der Induktor mit dem Werkstück den
wesentlichen Teil der Schwingkreisinduktivität dar, aber auch die Leitungen und die
Anpassungstransformatoren haben ihren Anteil. Durch die Rückwirkung des
Werkstückwiderstandes auf den Induktor ist die Induktivität nicht konstant, denn der
spezifische Widerstand der Materials (Werkstückwiderstand) ändert sich mit der
Temperatur. Durch die Veränderung der Induktivität verändert sich die Phasenlage
(Phasenwinkel ϕ) zwischen Strom und Spannung. Außerdem verändert sich die
Resonanzfrequenz fr des Schwingkreises.
L = Induktivität des Induktors
C = Kapazität der parallel geschalteten Kondensatoren.
C = Kapazität der parallel geschalteten Kondensatoren.
Die veränderte Phasenlage (Phasenverschiebung) bewirkt eine Veränderung der
Wirkleistung und somit auch der Blindleistung.
Die Wirkleistung ist der Teil der Leistung, der gewollt z. B. in Wärme umgesetzt wird.
Um eine möglichst hohe Wirkleistung zu erreichen, wird die Phasenverschiebung ϕ
durch Zuschalten von Kondensatoren möglichst auf nahe Null gebracht.
Pwirk = U.I.cos ϕ
Pwirk = U.I.cos ϕ
Die Blindleistung ist die hin und zurück übertragene, aber nicht genutzte Leistung.
Q = U.I.sin ϕ
Q = U.I.sin ϕ
Zu beachten ist, dass der Umrichter einen erheblichen Anteil an Mehrleistung
aufgrund der Blindleistung aufbringen muss, die aus der Phasenverschiebung
resultiert.
Das Kompensationsfeld hat zwei Aufgaben. Zum einen soll die Blindleistung
kompensiert werden und zum anderen wird die Frequenz eingestellt.
Technische Daten des im Rahmen der Anmeldung verwendeten Umrichters:
Hersteller: Elektro-Maschinen Schultze GmbH & Co. KG
Typ: PU 80-60-670-06-03
Baujahr: 1990
MF-Leistung: 670 kW
MF-Spannung: 600 V
Frequenz: 8 kHz
Hersteller: Elektro-Maschinen Schultze GmbH & Co. KG
Typ: PU 80-60-670-06-03
Baujahr: 1990
MF-Leistung: 670 kW
MF-Spannung: 600 V
Frequenz: 8 kHz
Als Induktor, Heizschleife oder Heizspule wird der Teil einer Induktionshärteanlage
bezeichnet, der den mittelfrequenten Strom durch Induktion auf das Werkstück
überträgt. Er hat somit die Aufgabe, die vom Umrichter gelieferte Energie mit Hilfe
eines magnetischen Wechselfeldes auf das Werkstück zu übertragen. Der Induktor ist
über einen Anpassungstransformator mit dem Umrichter verbunden. Der
Transformator setzt die Schwingkreisspannung herab und erhöht gleichzeitig den
Strom im Induktor nach einem fest eingestellten Übersetzungsverhältnis. Je nach
Leistung, die übertragen werden soll, fließen Ströme in der Größenordnung von über
1.000 A. Durch den Skineffekt wird der Strom an die Leiteroberfläche gedrängt,
wodurch in diesem Bereich eine hohe Stromdichte entsteht. Aufgrund der hohen
Stromdichte und der damit verbundenen Erwärmung muss mit wassergekühlten
Leitern höchster Leitfähigkeit gearbeitet werden. Die Form des Induktors hängt vom
verwendeten Verfahren ab (hier: Stand-Umlaufverfahren) und muss der jeweiligen
Härtungsaufgabe und dem geforderten Härtebild angepasst werden. Dieses kann
z. B. mit einer gezielten Beblechung des Induktors erfolgen. Im Bereich der Beblechung
werden Magnetfelder konzentriert, wodurch eine stärkere Erwärmung erreicht wird.
Für eine gute Kopplung zwischen dem Induktor und dem Werkstück sollte der
Abstand zwischen diesen möglichst gering sein. Anforderungen an einen Induktor
bestehen u. a. in einer großen Standzeit und in der hohen Formfestigkeit für einen
zügigen Induktorwechsel. Bei Induktoren für mittelfrequente Anlagen werden
Kupferrohre mit einer Wandstärke von etwa 1 mm verwendet. Die Kupferrohre
können entweder im gefüllten Zustand gebogen werden oder auf Gehrung
geschnitten und nachfolgend durch Hartlöten verbunden werden. Die konstruktive
Gestaltung eines Induktors richtet sich stets nach der Kontur des Werkstücks und der
erforderlichen Heizzone.
Vorzugsweise verwendet man Induktoren, die im ausgebauten Zustand formfest sind.
Ihre Montage erfolgt durch manuelles Einsetzen des Induktors in einen
Schnellwechselrahmen. Durch eine Klemmvorrichtung wird automatisch die
Kühlwasserverbindung sowie die elektrische Verbindung hergestellt.
Die Rückwirkung des eingekoppelten Widerstandes, also des Werkstücks, ist um so
geringer, je größer der Abstand zwischen Induktor und Werkstück gewählt wird.
Jedoch resultiert daraus ein schlechterer Wirkungsgrad. Die Stromzuführung am
Induktorkopf stört das erzeugte magnetische Wechselfeld des Induktors, d. h., das
magnetische Feld wird verzerrt, so dass die Stromkonzentration im Bereich der
Anschlüsse stark gemindert ist, und dadurch eine ungleichmäßige Einhärtung in
diesem Bereich die Folge sein kann.
Grundsätzlich unterscheidet man zwischen Innen- und Außenfeldinduktoren, je
nachdem, ob sich das Werkstück im Innenfeld oder Außenfeld des Induktors befindet.
Innenfeldinduktoren haben einen höheren Wirkungsgrad als Außenfeldinduktoren.
Das ist allerdings nur gewährleistet, solange die theoretische Eindringtiefe wesentlich
kleiner ist als die Werkstückabmessungen senkrecht zu den Magnetfeldlinien. Bei
Rohrwellen jedoch nimmt der Wirkungsgrad mit abnehmender Wanddicke zu.
Werden Antriebsgelenkwellen gehärtet, kommen meist Innenfeldinduktoren zum
Einsatz.
Die Bedienung der Anlage erfolgt vorzugsweise über einen Datentransfer zwischen
einem Steuerpult und einer SPS-Steuerung.
Im Steuerpult befinden sich z. B. neben diversen Bedientasten, wie den Tasten für
die Betriebsartwahl (Automatik, Einzelbewegung und Einzelbetrieb) oder dem "Not
Aus"-Schalter, auch ein Monitor und eine Folientastatur. Über die Bedientaste erfolgt
die grundsätzliche Bedienung der Anlage wie das Starten, Stoppen, Halten nach
Taktende und Fehler löschen. Der Monitor hat die Aufgabe, die von der
Bildschirmkarte erzeugten Menüs zu visualisieren. Diese Menüs ermöglichen die
Kommunikation zwischen dem Bediener und der SPS-Steuerung und somit indirekt
auch zwischen dem Bediener und dem Umrichter. Die Eingabe der zu übertragenden
Maschinenparameter (Sollwert, Kondensatorstufe und Heizzeit) und das Wechseln
zwischen den unterschiedlichen Menüs erfolgt über die Folientastatur. Die Auswahl
der Menüs erfolgt über Funktionstasten der Folientastatur, deren Funktionen auf dem
Bildschirm erklärt sind. Die Eingabe der Maschinenparameter erfolgt ausschließlich
über den numerischen Bereich der Folientastatur. Für die Eingabe der
Chargenbezeichnung ist zusätzlich ein alphanumerischer Bereich erforderlich.
Damit nur befugte Personen die Maschinenparameter ändern können, ist für die
Freigabe der Folientastatur ein Schlüssel erforderlich (Schlüsselschalter). Die
Funktionstasten werden durch den Schlüsselschalter nicht beeinflusst.
Die Anlage kann in den Betriebsarten Hand- oder Automatikbetrieb betrieben werden.
Beim Handbetrieb handelt es sich um den Einzelbetrieb oder die Einzelbewegung.
Bei der Einzelbewegung können die Bewegungen, wie das Drehen des Drehtisches
oder das Greifen einer Antriebsgelenkwelle, einzeln über Bewegungstasten am
Steuerpult ausgeführt werden. Im Einzelbetrieb befindet sich die Anlage im
unverketteten Betrieb und kann durch manuelle Zuführung einzelne Wellen härten.
Beim Automatikbetrieb befindet sich die Anlage im verketteten Betrieb und härtet
somit Wellen in der laufenden Serie.
Auf dem Monitor können auf unterschiedlichen "Bildschirmoberflächen" (Menüs)
verschiedene Funktionen überwacht werden. Über die Oberflächen erfolgt, wie oben
bereits erwähnt, auch die Übergabe der Prozessparameter an die SPS-Steuerung.
Diese Oberflächen werden im folgenden kurz erläutert:
Nach dem Einschalten der Anlage ist zunächst immer das Grundbild aktiv. Hier
kann z. B. gewählt werden, ob mit Spannungsüberwachung gearbeitet werden
soll, oder ob sich im Führungsprisma des Drehtischs an einer bestimmten
Position keine Welle oder eine zu kurze Welle befindet. Wenn eine zu kurze Welle
im Prisma ermittelt wurde, dann bleibt dieser Teil der Anlage stehen, bis die Welle
von Hand entfernt und dieses bestätigt wurde. Ist jedoch in einer der
Prismenführungen keine Welle vorhanden, so kann dieses im Grundbild bestätigt
werden und die Anlage fährt sofort weiter.
In den beiden Handbildern sind die einzelnen Maschinenbewegungen aufgelistet.
Der Zustand der jeweiligen Bewegung, wie das Drehen des Drehtisches, wird
farblich hinterlegt dargestellt. Auf diese Weise ist ersichtlich welche
Komponenten der Anlage gerade in Bewegung sind.
Bei dem Automatikbild handelt es sich um ein reines Informationsbild. Dieses
enthält u. a. ein Anzeigefeld für die Programmnummer, die Charge und den
Wellentyp sowie die Istwerte für MF-Frequenz, MF-Spannung, MF-Leistung,
Energiemenge und Heizzeit.
In diesem Bild können die Parameter für den Prozess und die
Überwachungsfunktionen eingetragen werden. Dazu zählen:
- - MF-Sollwert
Der MF-Sollwert ist ein leistungsproportionaler Wert. Über ihn kann die Ausgangsleistung des Frequenzumrichters beeinflusst werden. Sein Zahlenwert sollte zwischen 1 und 1024 liegen. - - MF-Spannung
Die MF-Spannung ist ein Vergleichswert für die Spannungsüberwachung. Wenn der Istwert zu sehr von diesem Vergleichswert abweicht, dann wird die Welle in den Ausschuss sortiert. - - Heizzeit
Hier wird die Dauer der gewünschten Heizzeit angegeben. - - Energiekontrolle (ja/nein)
Unter diesem Parameter kann ausgewählt werden, ob im Einzelbetrieb mit einer Energiekontrolle gearbeitet werden soll. Im Automatikbetrieb ist die Energiekontrolle immer aktiv. - - Energie min.
Die untere Toleranzgrenze der Energiemenge wird unter diesem Parameter festgelegt. Liegt die Energiemenge unter diesem Wert, wird die Leistung abgeschaltet und die Welle in den Ausschuss sortiert. - - Energie max.
Unter diesem Parameter wird die obere Toleranzgrenze der Energiemenge eingestellt. Liegt die Energiemenge über dem Energie max., wird die Leistung abgeschaltet und die Welle in den Ausschuss sortiert. Zusammen mit dem Energie min. bildet sich ein Toleranzfeld, in dem der Istwert der Energie liegen muss. - - Maß Arbeitsposition Trommelschlitten
Dieses Maß bestimmt, wie weit die Spitzen in der Trommel für die jeweilige Welle auseinander gefahren werden müssen. - - Werkstücklänge
Mit diesem Wert errechnet die SPS-Steuerung die Maße für die Prismenverstellung und die Längenkontrolle. - - Wellendurchmesser
Der Wellendurchmesser kann für die Berechnung der Richtrollenposition dienen. - - Brausemengen min.
Um beim Abschrecken die gewünschte Härte zu erreichen, ist eine Mindestmenge an Abschreckmedium notwendig. Diese Menge wird hier eingegeben. Liegt die Brausemenge beim Abschrecken der Welle unter diesem Wert, dann wird die Welle in den Ausschuss sortiert. - - Kondensatorstufen
Mit Hilfe der Kondensatorstufen (1 bis 19) wird die MF-Frequenz eingestellt und die Blindleistung kompensiert. Die MF-Frequenz sollte zwischen 6,5 und 7,5 kHz liegen. In Vorversuchen hat sich gezeigt, dass Kondensatorstufen unter 15 zu einem Notausschalten des Umrichters geführt haben. - - Induktor-Code
Über diese Zahl wird die zugeordnete Wechselposition des Induktors in der Maschine vorgewählt (1-49 = kurzer Induktor, 50-99 = langer Induktor). - - Induktor-Seriennummer
Sie dient zur Unterscheidung der Induktoren vom gleichen Typ.
Mit Hilfe dieser Oberfläche sollten die Parameter zwischen den fünf Maschinen
übertragen werden. Dieses ist unter dem Aspekt entstanden, dass man mit einer
Freigabe auf allen Maschinen Teile produzieren kann. Es hat sich jedoch gezeigt,
dass durch die Vielzahl der Einflussgrößen beim Härten diese Vorgehensweise
nicht möglich ist.
In diesem Bild können z. B. für eine Fehlersuche die Zustände von Eingängen,
Ausgängen, Merkern, Zeiten, Zähler und Datenwörtern angezeigt werden.
Im Bild der Schrittkettenanalyse befindet sich eine Auflistung der Schrittketten mit
Kettennummer, Schrittnummer und Kettenname. Das Bild gibt darüber
Aufschluss, in welchem Schritt sich die einzelnen Ablaufketten befinden.
Im Automatikbetrieb läuft parallel zu jedem Schritt eine Überwachungszeit. Ist der
Schritt nicht bis zum Ablauf dieser Zeit ausgearbeitet, dann wird diese Schrittkette
rot hinterlegt und somit als gestört gekennzeichnet.
In diesem Bild werden die Störungen und Hinweismeldungen im Klartext
angezeigt. Die wichtigen Störungen werden im Fehlerprotokoll mit Datum und
Uhrzeit protokolliert. Hier kann auch ersehen werden, mit welchem Fehler die
letzte Welle in den Ausschuss ging.
In diesem Bild ist ersichtlich, an welcher Position sich die jeweiligen Achsen
befinden, z. B. wo die Achse des Portalladers steht.
Das Induktorbild bietet eine Kontrollmöglichkeit für den Induktor. In diesem Bild ist
z. B. die Istanzahl und die eingegebene, maximale Anzahl der Heizakte
ersichtlich. Wenn die maximale Anzahl erreicht ist, dann wird der Induktor in die
Reinigungsposition gefahren.
Bei der vorliegenden speicherprogrammierbaren Steuerung verwendet man z. B. die
Siemens S5-Steuerung. Ihre Aufgabe besteht in der Überwachung und Steuerung des
Fertigungsablaufs. Dazu zählen u. a. das Ansteuern des Drehtisches zum Be- und Entladen
der Antriebsgelenkwellen, die Koordination der Bewegungsabläufe (z. B. des Portalladers)
sowie die dafür notwendigen Berechnungen. Berechnet wird u. a., ob die verbleibende
Heizzeit noch zum Laden der nächsten Welle ausreicht, damit der Portallader nicht den
Abschreckvorgang verzögert und somit das Härteergebnis zerstört. Des weiteren werden die
Brausezeit und Heizzeitverzögerung berechnet:
Heizzeitverzögerung = Taktzeit - Maschinenzeit - Heizzeit
Brausezeit = Taktzeit - Maschinenzeit - Bewegungszeit der Brause
Heizzeitverzögerung = Taktzeit - Maschinenzeit - Heizzeit
Brausezeit = Taktzeit - Maschinenzeit - Bewegungszeit der Brause
Auch beim Umrüsten der Anlage auf einen anderen Wellentyp übernimmt die SPS-
Steuerung einige Funktionen, wie die Berechnung der notwendigen Position der
Prismenführung auf dem Drehtisch. Außerdem hat die Steuerung auch überwachende
Aufgaben. So wird beispielsweise im laufenden Fertigungsprozess die Energiemenge
überwacht und mit den im Parameterlistenbild eingegebenen minimalen/maximalen
Energiemengen verglichen. Wenn der ermittelte Wert außerhalb des Toleranzfeldes liegt,
dann wird die Welle in den Ausschuss sortiert.
In die SPS-Steuerung sind D/A-Wandlerbaugruppen integriert. Sie wandeln z. B. den
leistungsproportionalen Sollwert (Digitalwert zwischen 1 und 1024) in ein analoges Signal (0
bis 20 mA) um. Dieses Signal wird an den Umrichter weitergegeben, wodurch seine
Ausgangsleistung beeinflusst wird.
Die Einflussmöglichkeiten auf den Härteprozess können grundsätzlich in zwei Gruppen
eingeteilt werden. Bei der ersten handelt es sich um die Einflussmöglichkeiten bei der
Erwärmung und bei der zweiten Gruppe um die Einflussmöglichkeiten beim Abschrecken.
Durch die Veränderung des MF-Sollwertes kann die Heizleistung direkt beeinflusst werden.
Um eine gezielte Randschichterwärmung zu erreichen, müssen Heizzeit und Heizleistung
gut aufeinander abgestimmt sein. Diese wirken sich auf die Ausgangstemperatur und die
Erwärmungstiefe des Bauteils vor dem Brausen aus. Auch die Grundtemperatur vor dem
Erwärmungsvorgang sollte zunächst als Einflussgröße bedacht werden, denn bei einer
höheren Grundtemperatur ist eine kürzere Heizzeit oder weniger Leistung zum Erwärmen
notwendig.
Mit Hilfe von verschiedenen Kondensatorstufen wird auf den Parallelschwingkreis Einfluss
genommen. Dadurch wird die Frequenz und somit die Einhärtetiefe beeinflusst.
Durch das Einrichten der Kopplungsabstände oder die Beblechung des Induktors kann die
Einhärtetiefe und das Härtebild beeinflusst werden.
Die Abkühlgeschwindigkeit beim Abschrecken kann über das Medium (hier: Wasser)
beeinflusst werden. Das Wasser ist mit einer sogenannten Polymerlösung namens
Aquatensid versetzt. Dieses Aquatensid bewirkt, dass sich auch bei komplizierter
Bauteilgeometrie eine stabile Dampfhaut (d. h. eine Dampfschicht) bildet. Eine stabile und
gleichmäßige Dampfhaut ist beim Abkühlungsprozess sehr wichtig, denn bei einer
ungleichmäßigen Dampfhautbildung käme es zum Wärmeverzug. Je höher die
Konzentration des Aquatensids ist, desto ölähnlicher wird abgeschreckt, d. h. das
Abschrecken erfolgt weniger "schroff" als bei reinem Wasser und somit sinkt die Gefahr von
Oberflächenrissen durch Härtespannungen.
Weitere Einflussfaktoren stellen die Temperatur und der Volumenstrom des
Abschreckmediums dar. Auch sie haben einen großen Einfluss auf das Härteergebnis, denn
eine höhere Temperatur und ein geringerer Volumenstrom verlangsamen die Abkühlung.
Mit der Messwerterfassung an einer Induktionshärtemaschine wird ein Extrembereich der
Messtechnik erreicht. Eine Vielzahl der sonst gängigen Methoden und Hilfsmittel lassen sich
aufgrund der extrem hohen Ströme und Temperaturen nicht anwenden. Aus diesem Grund
muss z. T. auf Geräte zurückgegriffen werden, von denen nur wenig bekannt ist und deren
Verwendbarkeit erst ermittelt werden muss.
Die Messwerterfassung erfolgt mit einem Standard-PC, der zur Datenerfassung mit einer
Messwerterfassungskarte ausgestattet ist.
Das Ziel der Versuche ist es, die Wirkung der Einflussgrößen (Leistung, Heizzeit und
Frequenz) auf das Härteergebnis (Einhärtetiefe) aufzuzeigen. Zu diesem Zweck werden für
alle Antriebsgelenkwellen, die in diesen Versuchen gehärtet werden, die o. g. Messgrößen
für den gesamten Einhärteprozess aufgezeichnet. Des weiteren soll ermittelt werden, wie
sich die Härteergebnisse und die Messgrößen verändern, wenn bei identischen
Maschinenparametern unterschiedliche Werkstoffchargen verwendet werden.
Der Gesamtversuch gliedert sich in zwei Hauptversuche. Bei dem ersten Hauptversuch wird
die Leistung der Induktionshärtemaschine variiert. Dieser Versuch wird im folgenden als
Leistungsversuch bezeichnet. Der zweite Hauptversuch wird nachfolgend als Zeitversuch
bezeichnet, weil hier die Heizzeit in mehreren Stufen verändert wird. Um möglichst viele
Störgrößen im Vorfeld auszuschließen, werden alle Versuche auf der selben Maschine und
mit dem selben Induktor durchgeführt. Zur Untersuchung stehen drei Werkstoffchargen aus
der Serienfertigung und zwei speziell für diese Versuche vorbereitete Chargen mit besonders
feinkörnigem bzw. grobkörnigem Gefüge zur Verfügung.
Der Leistungsversuch setzt sich aus drei Teilversuchen zusammen. In jedem Teilversuch
werden Vollwellen mit unterschiedlicher Leistung gehärtet.
Da die Maschine nicht die direkte Eingabe der Leistung ermöglicht, muss die
leistungsproportionale Größe, der Sollwert, als Ersatz verwendet werden. Es handelt sich bei
diesem Versuch um neun verschiedene Sollwertstufen, mit denen die Wellen erwärmt
werden.
Um die Sollwertstufen festzulegen, wurde zunächst eine Welle auf der Maschine mit dem
entsprechenden Induktor "freigefahren". Dabei erwiesen sich die folgenden Parameter als
geeignet: Sollwert 650, Heizzeit 4,9 s und Kondensatorstufe 15. Von diesem mittleren
Sollwert wird pro Stufe entweder der Wert 10 addiert oder subtrahiert. Die Sollwertstufe von
10 entspricht nach Erfahrungen der Maschinenbediener etwa einer Leistung von 10 kW. In
dem ersten Teilversuch werden für jede der neun Sollwertstufen zwei Wellen je Charge mit
der konstanten Heizzeit von 4,9 s bei Kondensatorstufe 15 gehärtet.
Im zweiten Teilversuch wird die Kondensatorstufe auf 17 erhöht und es werden wieder je
Sollwertstufe zwei Wellen pro Charge gehärtet. Anschließend wird die Kondensatorstufe
noch einmal um zwei erhöht und es werden auch hier zwei Wellen je Sollwertstufe und pro
Charge gehärtet.
Ob die unterschiedlichen Chargen einen Einfluss auf das Härteergebnis haben, soll mit dem
dritten Teilversuch ermittelt werden. Dazu werden die Ergebnisse der unterschiedlichen
Chargen aus den vorher genannten Versuchen verglichen.
Für den Zeitversuch werden zunächst der Sollwert auf 650 bzw. die Kondensatorstufe auf 15
zurückgestellt. Für die erste Messung wird die Heizzeit auf 4,1 s eingerichtet. Mit diesen
Parametern werden je zwei Wellen von Charge A, B und C gehärtet. Anschließend wird die
Heizzeit in acht Stufen um jeweils 0,2 s erhöht und je Stufe zwei Wellen der genannten
Chargen gehärtet. Um Verwechslungen zu vermeiden, befinden sich maximal zwei Wellen
gleichzeitig in der Maschine (eine gehärtete und eine ungehärtete).
Für eine eindeutige Zuordnung der Wellen werden sie direkt nach dem Härten aus der
Maschine entfernt und nach dem folgenden Schema gekennzeichnet:
- 1. Großbuchstabe L oder Z gibt den Versuch (Leistungs- oder Zeitversuch) an.
- 2. Buchstabe A, B, C, F oder G kennzeichnet die Charge. Dabei handelt es sich bei den Chargen A, B, C um die Serienchargen nach Volkswagen-Norm. Bei den Chargen F und G wurden Wellen der Charge C einer Gefügeänderung unterzogen. Somit verfügt die Charge F durch Vergüten über ein feinkörniges und die Charge G durch einen Glühprozess (10 h bei 1000°C) überein grobkörniges Gefüge.
- 3. Die Zahl 1 bis 9 gibt die zweite Zahl der Sollwertstufe an. (z. B. 9 für 690)
- 4. Der Kleinbuchstabe a oder b gibt an, ob es sich um die erste bzw. zweite Versuchswelle mit diesen Parametern handelt.
- 5. Die Kennzeichnung + bedeutet, dass die Welle mit der Kondensatorstufe 17 gehärtet
wurde, der Anhang ++ steht für die Kondensatorstufe 19. Wenn keine Kennzeichnung
angegeben ist, wurde die Welle mit der Kondensatorstufe 15 gehärtet.
In verschiedenen Vorversuchen wurden die Messmittel, soweit wie möglich, auf ihre Eignung
für den vorliegenden Anwendungsfall hin überprüft. Bei diesen Versuchen waren mit Hilfe
eines Oszilloskopes zunächst nur erheblich gestörte Messsignale feststellbar. Durch den
Einsatz qualitativ hochwertiger und abgeschirmter Messleitung sowie Verbindungsstecker in
Metallausführung konnte das Messsignal wesentlich verbessert werden.
Trotz dieser Maßnahmen blieben Störungen mit einer Frequenz von ca. 300 Hz auf den
Messleitungen erhalten, die durch den Einsatz entsprechender Filter reduziert werden
mussten. Die gesamte Datenerfassung basiert auf den o. g. sechs Messgrößen, die mit Hilfe
einer eigens entwickelten Messanpassung für die weitere Messdatenverarbeitung vorbereitet
werden.
Das in Fig. 1 dargestellte Ersatzschaltbild soll zeigen, an welchen Stellen der Anlage die
jeweiligen Messgrößen erfasst werden.
Für die eindeutige Zuordnung der Messgrößen wird an die genormten Formelzeichen ein
Index angehängt, der auf den Kanal in der Messkette hinweist (vgl. Fig. 2). Somit bedeutet
das Zeichen uIn0, dass eine Spannung auf der Induktorseite abgegriffen und über den Kanal
0 weiterverarbeitet wird. Bei den Größen uMFI,II handelt es sich um interne Größen des
Umrichters, die in der Umrichtersteuerung zu den Signalen IMF3,4,5 verarbeitet werden. Das
Strahlungspyrometer für die Messung der Oberflächentemperatur ist auf dem
Ersatzschaltbild nicht eingezeichnet. Diese Messgröße erhält die Bezeichnung USp2.
Die Induktorspannung (uIn) wird an den Transformatorplatten auf der Induktorseite des
Anpassungstransformators abgegriffen. Da die Induktorspannung eine Größe von bis zu
200 V AC annehmen kann, wird ein Messtransformator mit einem Übersetzungsverhältnis von
10 : 1 eingesetzt. Dieses Signal (uIn0) von max. 20 V AC wird auf die Messanpassung
geschaltet.
Da der Induktorstrom (iIn) extrem groß ist, muss ein "berührungsloser" Sensor zum Einsatz
kommen. Dieser wandelt die wechselnden Magnetfelder der Transformatorplatten auf der
Induktorseite in ein wechselstromproportionales Wechselspannungssignal (max. 40 V AC)
um. Der Sensor (Induktionsspule) befindet sich in einem nicht metallischen Gehäuse und
wird über Kunststoffschrauben an den Transformatorplatten befestigt. Auch dieses Signal
(uInI) wird auf die Messanpassung geschaltet.
Des weiteren soll die Oberflächentemperatur während des Aufheizprozesses
aufgezeichnet werden. Da sich die Antriebsgelenkwelle während der Erwärmung ständig mit
ca. 450 min-1 dreht, wird eine berührungslose Temperaturmessung mit Hilfe eines
Strahlungspyrometers durchgeführt. Das Strahlungspyrometer misst die von der
Antriebsgelenkwelle abgestrahlte temperaturabhängige optische Strahlungsleistung. Das
analoge Ausgangssignal (USp2) des Gerätes wird mit Hilfe der Messanpassung in geeigneter
Weise aufbereitet. Um die Messungenauigkeit, die bei Strahlungspyrometern ohnehin sehr
groß ist, möglichst klein zu halten, wird ein Stativ eingesetzt, das das Pyrometer immer in der
gleichen Position hält. Dieses Stativ, das speziell für den Versuch angefertigt wurde,
ermöglicht es, dass von oben durch den offenen Bereich des Induktors die
Oberflächentemperatur der Welle gemessen werden kann.
Die drei weiteren Messgrößen (Frequenz [IMF3], MF-Spannung [IMF4], MF-Leistung [IMF5])
werden mit Hilfe der Sensoren vom Anlagenhersteller, über sog. 20 mA-Stromschnittstellen,
erfasst. Diese Sensoren befinden sich an der Ausgangsseite des Umrichters. Auch diese
Messgrößen werden an die Messanpassung angeschlossen.
Die Messanpassung (s. Fig. 2) wurde speziell für diese Versuche entwickelt und gebaut. Da
sechs Messgrößen erfasst werden sollen, handelt es sich bei der Messanpassung um eine
Baugruppe mit sechs Kanälen, die die Messdaten der Maschine an die Messmöglichkeiten
der Messwerterfassungskarte anpasst. Da die analogen Eingangsgrößen der
Messwerterfassungskarte max. ± 10 V betragen dürfen, dürfen auch die Ausgangsgrößen
der Messanpassung diesen Wert nicht überschreiten. Die Messanpassung ist auf zwei
Europlatinen aufgebaut, die übereinander in einem Metallgehäuse plaziert sind. Um induktive
Störeinflüsse zu vermeiden, ist das Gehäuse mit der Masse verbunden. Auf der
Eingangsseite der Messanpassung führen die abgeschirmten Messleitungen von den
Sensoren/Wandlern in das Gehäuse und sind dort mit Schraubanschlussklemmen befestigt.
Die Ausgangssignale der Messanpassung werden über BNC-Buchsen und eine Adapterbox
mit dem PC verbunden. Die Adapterbox hat die Aufgabe, die BNC-Leitungen auf ein
Flachbandkabel zu adaptieren, das mit der Messwerterfassungskarte verbunden ist.
Bedingt durch die drei prinzipiell unterschiedlichen Eingangsgrößen (Gleichstrom,
Gleichspannung und Wechselspannung) befinden sich auf den Platinen der Messanpassung
auch drei unterschiedliche Aufbauten der Kanäle.
Fig. 3 zeigt den Schaftplan der Messanpassung der Kanäle 0 und 1. Kanal 0
(Induktorspannung) und Kanal 1 (Induktorstrom) erhalten Wechselspannungssignale mit
Frequenzen zwischen 6 und 8 kHz und werden aufgrund des nahezu gleichen Aufbaus
gemeinsam beschrieben. Die Amplituden (Scheitelwerte) der Eingangssignale sind vom
verwendeten Sensor abhängig und in diesem Fall auf den beiden Kanälen unterschiedlich
groß. Damit die Operationsverstärker vom Typ TL 084 das jeweilige Eingangssignal nicht
begrenzen, müssen diese Scheitelwerte auch bei höchster Leistungsstufe der Maschine
kleiner als ± 13 V bleiben. Aus diesem Grund wurden zunächst die max. Eingangsgrößen mit
Hilfe eines Oszilloskopes ermittelt. Dabei wurde auf Kanal 0 eine max. Spannung von 20 V
AC (uIn0 max = 20 VSS) und auf Kanal 1 von 40 V AC (uIn1 max = 40 VSS) ermittelt. Zur
Anpassung der Signalpegel wurde für Kanal 0 ein Spannungsteiler mit einem
Übersetzungsverhältnis von ca. 2 : 1 und für Kanal 1 von ca. 4 : 1 verwendet. Dadurch wurde
der Spannungsabfall über den Widerstand vor dem Operationsverstärker auf max. ± 10 V
begrenzt. Dieser Spannungsabfall wird von einem nicht invertierenden Verstärker
abgegriffen und mit einer einstellbaren Verstärkung zwischen 1 und 11 verstärkt (V =
1+R3/R4). Das Ausgangssignal der Operationsverstärker wird von zwei hintereinander
geschalteten Hochpassfilterstufen abgegriffen, die beide auf eine Grenzfrequenz von etwa
3 kHz ausgelegt wurden. Der Wert 3 kHz wurde gewählt, da bei dieser Grenzfrequenz die
Störgröße gedämpft, aber das Nutzsignal nur wenig beeinflusst wird. Eine der beiden
Filterstufen wurde einstellbar ausgeführt, um die Voreinstellungen (d. h. Einstellungen aus
Laborversuchen) evtl. in der Maschinenumgebung noch korrigieren zu können. Durch den
Einsatz von zwei nacheinander geschalteten Filterstufen wurde eine größere Flankensteilheit
der Filterkennlinie erreicht. Dieses führt zu einer Minimierung der Störungen im Bereich von
300 Hz. Dieser Aufbau mit zwei nacheinander geschalteten Filtern wird als Hochpassfilter 2.
Ordnung bezeichnet. Im Anschluss an die beiden Filter befindet sich eine Universal-Silizium-
Diode (D1) vom Typ 1 N 400 1 zum Gleichrichten des Messsignals und ein Kondensator (C3),
der zum Glätten der pulsierenden Gleichspannung dient.
Um den definierten Zusammenhang zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße des
Messsignals zu erreichen, d. h. bei uIn0 max = 20 VSS soll Ua0 = 10 V sein und bei uIn1 max = 40 VSS
soll Ua1 = 10 V sein, war es erforderlich eine Feinabstimmung (Kalibration) mit Hilfe der
Potentiometer (R4, R5) durchzuführen. Dazu wurde die Baugruppe zunächst 20 Minuten mit
ihrer Versorgungsspannung von ± 15 V versorgt, damit sie ihren sog. Stationären Zustand
erreicht. Auf diese Weise ist sichergestellt, dass die Baugruppe ein Temperaturniveau
erreicht hat, das sie auch im Dauerbetrieb beibehalten würde.
Die nachfolgende Tabelle gibt die Werte (Größenordnung) der verwendeten Bauteile der
kalibrierten Baugruppe sowie die genauen Einstellwerte der Potentiometer wieder:
Zur Überprüfung der Kanäle 0 und 1 wurde im Labor der Zusammenhang zwischen der
Eingangsspannung und der Ausgangsspannung bei einer konstanten Frequenz von 7 kHz
ermittelt. Diese Frequenz entspricht ungefähr der Betriebsfrequenz der Anlage. Dazu wurde
die Eingangsspannung in 1 VSS-Stufen von 0 bis 10 V erhöht und die jeweilige
Ausgangsspannung gemessen. Dabei mussten jedoch die Spannungsteiler umgangen
werden, da im Labor kein Funktionsgenerator zur Verfügung stand, der eine
Wechselspannung von 40 VSS erzeugen konnte. Somit wurde die Eingangsspannung direkt
am Widerstand R2 angelegt. Die Eingangsgröße wurde mit Hilfe eines Oszilloskopes
eingestellt und die Ausgangsgröße mit einem Multimeter gemessen. Daraus ergaben sich
die Kennlinien der Fig. 4.
In den Kennlinien ist ein nahezu linearer Zusammenhang zwischen den Eingangs- und
Ausgangsgrößen erkennbar. Die sichtbaren Linearitätsabweichungen können u. a. aus
Ablesefehlern oder Messgerätetoleranzen resultieren.
Exemplarische Berechnung für den Hochpassfilter bei der Grenzfrequenz fg = 3 kHz:
Für den Kondensator wurde eine Kapazität von 47 nF gewählt, weil es sich dabei um eine
handelsübliche Größe handelt.
Als Kontrolle wird die Grenzfrequenz mit einem gewählten Widerstand von R = 1,2 kΩ
errechnet:
Durch die Bautoleranzen entspricht die tatsächliche Grenzfrequenz nur näherungsweise dem
berechneten Wert.
Die Filterkennlinien gem. Fig. 5 wurden zur Überprüfung der Wirkungsweise der
Hochpassfilter bei einer konstanten Eingangsamplitude von 5 V und einer Frequenz
zwischen 0 und 8 kHz aufgenommen:
In den Kennlinien ist ersichtlich, dass die gewählte Grenzfrequenz von 3 kHz zu einer starken Signaldämpfung im Bereich von 300 Hz geführt hat. Auf Kanal 0 wurde die Störgröße sogar vollständig beseitigt.
In den Kennlinien ist ersichtlich, dass die gewählte Grenzfrequenz von 3 kHz zu einer starken Signaldämpfung im Bereich von 300 Hz geführt hat. Auf Kanal 0 wurde die Störgröße sogar vollständig beseitigt.
Wie auch bei der Linearität, unterliegt die Erzeugung der Filterkennlinie einem
Gesamtmessfehler, der sich aus mehreren Einzelfehlern zusammensetzt. Die Abweichung
der Kurvenverläufe resultiert zum einen aus den unterschiedlichen (tatsächlichen)
Grenzfrequenzen und zum anderen aus den o. g. Messfehlern.
Kanal 2 (Strahlungspyrometer) ist nicht von Störurnen überlagert und verfügt aus diesem
Grund auch nicht über einen Filter. Beim Eingangssignal USp2 handelt es sich um eine
Gleichspannung im Bereich zwischen 0 und 900 mV (Auflösung: 1 mV/°C). Dieses Signal
wird direkt auf einen nicht invertierenden Verstärker geschaltet und dort mit einem
Verstärkungsfaktor von 10 verstärkt. Der Schaltplan der Messanpassung des Kanals 2 ist in
Fig. 6 dargestellt.
Wie auch die Kanäle 0 und 1 wurde Kanal 2 nach Erreichen des stationären Zustands der
Baugruppe kalibriert. Zu diesem Zweck wurde ein Gleichspannungssignal von 1 V am
Eingang der Baugruppe angelegt und das Potentiometer R2 so eingestellt, dass am Ausgang
eine Spannung Ua2 = 10 V anlag.
Bei der anschließenden Überprüfung des Kanals hat sich die Kennlinie gemäß Fig. 7
ergeben:
Der Kennlinienverlauf weist einen linearen Zusammenhang zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße auf. Auch der Verstärkungsfaktor von 10 wurde nachweislich gut getroffen, so dass die Umrechnung zwischen der Temperatur und der Ausgangsspannung nur einem sehr kleinen Fehler unterliegt.
Der Kennlinienverlauf weist einen linearen Zusammenhang zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße auf. Auch der Verstärkungsfaktor von 10 wurde nachweislich gut getroffen, so dass die Umrechnung zwischen der Temperatur und der Ausgangsspannung nur einem sehr kleinen Fehler unterliegt.
Kanal 3, 4 und 5 erhalten die Eingangsgrößen Frequenz, MF-Spannung und MF-Leistung
als Gleichstromsignale in der Größenordnung von 0 bis 20 mA. Diese Signale werden von
den Sensoren am Umrichter der Induktionshärtemaschine zur Prozessüberwachung an das
Steuerpult übertragen. Die Messanpassung wurde mit der Anzeige im Steuerpult in Reihe
geschaltet. Da der max. Widerstand der Stromschnittstelle laut Hersteller 500 Ω nicht
überschreiten darf und das Steuerpult einen Eingangswiderstand von 50 Ω besitzt, wurde für
die Messanpassung ein Widerstand von 270 Ω gewählt. Der Spannungsabfall über diesem
Widerstand wird, um das Messsignal nicht zu beeinflussen, von einem Differenzverstärker
mit einem Verstärkungsfaktor von 1 abgegriffen. Der nachfolgende, einstellbare und nicht
invertierende Verstärker hat die Aufgabe, das Signal so zu verstärken, dass bei einem
Eingangsstrom von 20 mA am Ausgang der Messanpassung eine Ausgangsspannung von
10 V anliegt. Zwischen dem nicht invertierenden Verstärker und dem Ausgangssignal
befinden sich zwei Tiefpassfilter, von denen das erste Filter in der Grenzfrequenz einstellbar
ist. Es handelt sich hierbei um einen Tiefpassfilter 2. Ordnung.
Die Berechnungen für den Tiefpass entsprechen denen für den Hochpass. Mit einem
identischen Kondensator, wie er beim Hochpass eingesetzt ist (47 nF), und einem
Widerstand R9 der Größe 33 kΩ, ergibt sich die festgelegte Grenzfrequenz von ca. 100 Hz
(102,61 Hz ideal berechnet). Mit der ersten Filterstufe kann über das Potentiometer
R8 = 20 kΩ die Grenzfrequenz bis auf 169,31 Hz eingestellt werden. Auch hier wurde durch das
Hintereinanderschalten von zwei Filterstufen eine größere Flankensteilheit erreicht.
Der Schaltplan der Messanpassung der Kanäle 4, 5 und 6 ist in Fig. 8 dargestellt.
Damit der max. Eingangsstrom von IMF3,4,5 = 20 mA einer Ausgangsspannung von Ua3,4,5 = 10 V
entspricht, wurden auch diese Kanäle im stationären Zustand kalibriert. Die Grundgrößen
der Bauteile sowie die genauen Einstellungen der Potentiometer sind in der folgenden
Tabelle ersichtlich:
Um die gewünschten Zusammenhänge zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße zu
überprüfen, wurden wiederum Kennlinien aufgenommen. Zu deren Erzeugung wurde mit
einem einstellbaren Netzteil und einem Widerstand eine Stromquelle simuliert. Der
Eingangsstrom wurde in acht 2,5 mA-Stufen von 0 bis 20 mA gesteigert. Der Eingangsstrom
wurde dabei mit einem Multimeter (Amperemeter), die Ausgangsspannung mit einem
Multimeter (Voltmeter) gemessen.
Die Kennlinien der Kanäle 3, 4 und 5 weisen über die gesamte Einsatzbreite einen linearen
Verlauf auf. Daraus resultiert, dass die Eingangsgröße über die gesamte Einsatzbreite mit
konstantem Verlauf übersetzt wird. Folglich werden die beim Härteprozess entstehenden
Kennlinien auf diesen Kanälen außerhalb der Messunsicherheit nicht in ihrem Verlauf
beeinflusst.
Zur Erzeugung der Filterkennlinien wurde die Ausgangsspannung eines Funktionsgenerators
direkt an den Widerstand R1 angelegt. Während der Kennlinienermittlung wurde die
Amplitude konstant bei 5 V gehalten. Die Frequenz wurde in geeigneten (unregelmäßigen)
Stufen von 0 bis 2 kHz gesteigert.
Die Filterkennlinien der Kanäle 3, 4 und 5 sind nahezu deckungsgleich und weisen das
typische Tiefpassverhalten auf, d. h. niedrige Frequenzen können die Filter nahezu
ungedämpft passieren, während sie für hohe Frequenzen undurchlässig sind. Es zeigte sich
auch, dass bei diesen Filtern die Signale im Bereich von 300 Hz stark gedämpft werden.
Die Aufgabe des Messtransformators besteht darin, den Signalpegel der Induktorspannung
so anzupassen, dass das Signal von der Messanpassung verarbeitet werden kann. Hier
übersetzt er das Induktorspannungssignal mit 10 : 1, d. h. die Messspannung wird auf ein
Zehntel des tatsächlichen Signalpegels reduziert, bevor sie von der Messanpassung weiter
verarbeitet wird.
Technische Daten:
Hersteller: Sangl Erlangen
Typ: MV 1000
Frequenz: 0,35-10 kHz
Leistung: max. 60 VA
Übersetzung: 6/1, 7/1, 8/1, 9/1, 10/1, 12/1, 2,4/1, 2,8/1, 3,2/1, 3,6/1, 4,8/1
Technische Daten:
Hersteller: Sangl Erlangen
Typ: MV 1000
Frequenz: 0,35-10 kHz
Leistung: max. 60 VA
Übersetzung: 6/1, 7/1, 8/1, 9/1, 10/1, 12/1, 2,4/1, 2,8/1, 3,2/1, 3,6/1, 4,8/1
Der Sensor wandelt den Induktorstrom, der durch die Transformatorplatten auf der
Induktorseite fließt, in eine proportionale Spannung um. Dabei induziert das
stromproportionale Magnetfeld eine Spannung in die Spule des Sensors. Diese Spule ist in
ein Gehäuse integriert, damit der Abstand zwischen ihr und den Transformatorplatten
während des Prozesses konstant bleibt.
Die Linearität konnte an der Induktionshärtemaschine nur grob überprüft werden, denn der
Induktorstrom ändert während des Erwärmungsprozesses ständig seine Größe. Dadurch ist
es schwierig mehrere Vergleichspunkte der Sensorkennlinie mit einem Oszilloskop und einer
Strommesszange zu ermitteln. Grundsätzlich hat sich jedoch ein lineares Verhalten gezeigt.
Das Strahlungspyrometer misst berührungslos die Oberflächentemperatur der Welle
während des Erwärmungsprozesses. Die gemessene Temperatur wird in eine analoge
Ausgangsspannung umgewandelt, die zur weiteren Verarbeitung an einer 3,5 mm-
Klinkenbuchse zur Verfügung steht. Für eine hohe Messgenauigkeit bei unterschiedlichen
Werkstoffen kann ein materialspezifischer Emissionsgrad eingestellt werden (hier: ε = 0,95 für
blanken Stahl).
Technische Daten:
Hersteller: Raytek
Typ: Raynger MX4+
Temperaturbereich: -30 bis 900°C
Genauigkeit: ± 1% vom Maximalwert (± 9°C)
Reproduzierbarkeit: ± 0,5% vom Maximalwert (± 4,5°C)
Ansprechzeit: (95%) 250 ms
Analogausgang: 1 mV pro 1°C
Technische Daten:
Hersteller: Raytek
Typ: Raynger MX4+
Temperaturbereich: -30 bis 900°C
Genauigkeit: ± 1% vom Maximalwert (± 9°C)
Reproduzierbarkeit: ± 0,5% vom Maximalwert (± 4,5°C)
Ansprechzeit: (95%) 250 ms
Analogausgang: 1 mV pro 1°C
Da die Messung über einen sehr großen Temperaturbereich erfolgt und während des
Prozesses z. B. Dampf entsteht, der den Emissionsgrad verändert, ist es fragwürdig,
inwieweit die Herstellerangabe mit der tatsächlichen Genauigkeit übereinstimmt.
Um das Strahlungspyrometer standsicher und möglichst schwingungsfrei über dem Induktor
befestigen zu können, wurde für den Versuch ein Stativ angefertigt, das über Schrauben
direkt mit dem Maschinengestell verbunden werden kann. Das Stativ wurde aus Aluminium-
Profilen aufgebaut, und verfügt über mehrere Einstellmöglichkeiten zur Ausrichtung des
Strahlungspyrometers.
Die ermittelten Messgrößen sollen zur Auswertung in Diagrammen dargestellt werden. Diese
Messgrößen stellen jeweils Proportionalwerte der realen Größen dar und liegen als
Spannungswerte zwischen 0 und 10 V vor. Um in den Diagrammen die realen Messgrößen
wie die Temperatur in °C oder die Frequenz in kHz angeben zu können, müssen
Korrekturfaktoren (Übersetzungsverhältnisse) berücksichtigt werden. Diese
Korrekturfaktoren müssen unter Berücksichtigung jeder in der Messkette erfolgten
Übersetzung oder Signalwandlung zunächst ermittelt werden.
Zwischen dem Induktor und der Messanpassung befindet sich der Messtransformator, der
auf das Übersetzungsverhältnis von 10 : 1 eingestellt ist. Die Messanpassung wandelt die
Wechselspannung in eine Gleichspannung um. Das Übersetzungsverhältnis zwischen der
gemessenen Gleichspannung und der tatsächlichen Induktorspannung wurde mit Hilfe eines
Multimeters bestimmt. Da das Multimeter den Effektivwert der Induktorspannung misst, ist
die gemessene Gleichspannung dem Effektivwert der Induktorspannung proportional. Das
ermittelte Übersetzungsverhältnis von 1 VMess = 31,6 V beinhaltet das
Übersetzungsverhältnis des Messtransformators.
Zur Ermittlung des Übersetzungsverhältnisses des Strom-/Spannungswandlers wurde auf
der Primärseite des Anpassungstransformators mit Hilfe einer Strommesszange der
Primärstrom gemessen. Dazu wurde die Strommesszange nacheinander um die acht
Zuleitungen gelegt, wobei die Stromwerte im Leerlauf zwischen 89 A und 93 A schwankten.
Daraus wurde der Mittelwert von 91 A gebildet. Durch diese Vorgehensweise konnte die
Stromverteilung über die verschiedenen Leiter berücksichtigt werden. Da dieser Wert nur für
einen einzigen Leiter gilt, mussten die 91 A mit dar Anzahl der Zuleitungen multipliziert
werden. Für die acht Zuleitungen bedeutet das einen Leerlaufstrom von 728 A. Da der Strom
jedoch auf der Sekundärseite des Anpassungstransformators gemessen werden soll, muss
zusätzlich das von dem Hersteller des Anpassungstransformators angegebene
Übersetzungsverhältnis von 6 : 4 berücksichtigt werden. Daraus folgt, dass auf der
Sekundärseite des Anpassungstransformators im Leerlauf ein effektiver Strom von 1092 A
fließt. Dabei wurde am Ausgang der Messanpassung mit dem PC eine Spannung von 1,079 V
gemessen. Das Übersetzungsverhältnis wurde mit 1 VMess = 1012,0482 A definiert.
Das ermittelte Übersetzungsverhältnis sollte ein wenig kritisch betrachtet werden, weil die
Strommesszange meist zwischen zwei Leitern hing, wodurch die Magnetfelder dieser Leiter
einen zusätzlichen Anteil induzieren konnten.
Wie schon bei der Induktorspannung besteht auch hier ein proportionaler Zusammenhang
zwischen der gemessenen Gleichspannung und dem Effektivwert des Induktorstroms.
Die Festlegung des Korrekturfaktors bei der Temperaturmessung war unproblematisch. Der
Hersteller des Strahlungspyrometers gibt für sein Gerät eine Auflösung von 1 mV/°C an.
Dieses Signal wird in der Messanpassung um den Faktor 10 verstärkt, um die Möglichkeiten
der Messwerterfassungskarte optimal nutzen zu können. Durch die Verstärkung wird die
Übersetzung auf 10 mV/°C geändert. Umgerechnet auf eine gemessene Spannung von 1 V
ergibt sich die Auflösung 1 VMeß = 100°C.
Bei den Messgrößen MF-Spannung, MF-Leistung und Frequenz schien es zunächst sehr
einfach eine definierte Übersetzung zu erhalten, da für diese Messgrößen die 0 . . . 20 mA-
Stromschnittstellen der Firma EMA verwendet wurden. Die Maschinenunterlagen enthielten
jedoch nur das Übersetzungsverhältnis zwischen der Frequenz und dem Schnittstellenstrom,
das sich nach kurzer Überprüfung jedoch als unrealistisch erwiesen hat. Das angegebene
Verhältnis von 1 mA = 1 Hz würde eine max. Frequenz von 20 Hz ergeben. Da die Anlage
jedoch intern auch mit den o. g. Größen arbeitet, wurde ein Amperemeter in Reihe mit dem
Steuerpult der Anlage geschaltet. So konnte am Steuerpult der reale Istwert mit dem
gemessenen Schnittstellenstrom verglichen und so der Korrekturfaktor ermittelt werden.
Dabei ergaben sich zunächst die folgenden Übersetzungsverhältnisse:
Frequenz: 1 mA = 500 Hz
MF-Spannung: 1 mA = 19,031 V
MF-Leistung: 1 mA = 38,925 kW
Frequenz: 1 mA = 500 Hz
MF-Spannung: 1 mA = 19,031 V
MF-Leistung: 1 mA = 38,925 kW
Gleichzeitig wurde mit dem PC die Spannung am Ausgang der Messanpassung gemessen,
wodurch auch das Übersetzungsverhältnis zwischen der realen Messgröße und der
Messspannung definiert werden konnte. Dieses Übersetzungsverhältnis konnte, unter
Berücksichtigung der definierten Übersetzungsverhältnisse der Messanpassung, auf den
Kanälen 3, 4 und 5 (2 mA = 1 V) noch einmal bestätigt werden. Dabei ergaben sich die
nachfolgenden Übersetzungsverhältnisse:
Frequenz: 1 VMeß = 1 kHz
MF-Spannung: 1 VMeß = 38,062 V
MF-Leistung: 1 VMeß = 77,85 kW
Frequenz: 1 VMeß = 1 kHz
MF-Spannung: 1 VMeß = 38,062 V
MF-Leistung: 1 VMeß = 77,85 kW
Der große Nachteil bei der Verwendung von Korrekturfaktoren wird besonders beim
Induktorstrom deutlich. So kann z. B. ein kleiner Messfehler von der Größe 100 mV eine
Abweichung im Ergebnis von ca. 112 A bewirken.
Mit Hilfe der entwickelten Messtechnik ist es möglich, den gesamten Erwärmungsprozess zu
visualisieren. Dadurch können mittels gezielter Versuche (Leistungs- und Zeitversuch) die
Zusammenhänge der Messgrößen und der Maschinenparameter ermittelt werden. Diese
Zusammenhänge werden anhand von Grafiken, die während des Erwärmungsprozesses
entstanden sind, dargestellt. Des weiteren werden die Zusammenhänge zwischen den
verschiedenen Messgrößen und den dazugehörigen Härteergebnissen (Einhärtetiefen)
gezeigt.
Anhand einer Versuchswelle sollen die Zeitverläufe der jeweiligen Messgröße während des
Härteprozesses exemplarisch erläutert werden. Bei der ausgewählten Versuchswelle handelt
es sich um die LA5a-Welle. Diese Welle wurde mit den Parametern aus der Freigabe, d. h.,
Sollwert 650, Heizzeit 4,9 s und Kondensatorstufe 15, gehärtet. In jedem Zeitverlauf sind
zwei Bereiche besonders gekennzeichnet. Diese beiden Bereiche liegen bei jeder Kurve
zeitlich exakt an der gleichen Stelle und sollen die Zusammenhänge zwischen den Verläufen
der einzelnen Messgrößen aufzeigen. Diese beiden Stellen wurden gewählt, weil sie sich
aus dem Zeitverlauf des Induktorstroms in Fig. 10 deutlich herausgehoben haben.
Da die Messung schon durch das Herunterklappen des Induktors gestartet werden und
hierauf zunächst die Heizzeitverzögerung erfolgt, ist der Kurvenanstieg in allen Diagrammen
erst nach ca. 0,9 Sekunden erkennbar.
Der Kurvenanstieg in Fig. 9 endet bei ca. 1,5 s. Danach nimmt der Verlauf für etwa 1,5 s
einen stabilen Zustand ein. Anschließend ist deutlich ein Spannungseinbruch mit einem
nachfolgenden Anstieg sichtbar. Ein weiterer Spannungseinbruch ist bei ca. 4 s zu sehen.
Bei ca. 4,8 s steigt die Spannung aufgrund eines Spannungsreglers im Umrichter wieder an,
bevor sie durch das Ausschalten der Heizleistung des Induktors bei etwa 5,8 s zum
Prozessende wieder stark sinkt. Wird diesem Verlauf der Zeitverlauf der Temperatur gemäß
Fig. 11 überlagert, dann ist erkennbar, dass mit dem ersten Spannungsablauf die
Oberflächentemperatur weniger stark zunimmt als vorher. Bei diesem Bereich (1) muss es
sich folglich um den Curie-Punkt handeln. Beim Curie-Punkt wird die Welle unmagnetisch,
wodurch der Wärmezuwachs aus Ummagnetisierungsverlusten entfällt. Ab diesem Zeitpunkt
werden auch tiefere Schichten der Antriebsgelenkwelle erwärmt und die
Oberflächentemperatur nimmt pro Zeitintervall weniger stark zu. Im Bereich (2) des
Zeitverlaufs beginnt die Induktorspannung stark anzusteigen. Dieses Verhalten lässt sich
damit erklären, dass der Regler des Umrichters in den Prozess eingreift.
Nach dem Anstieg erreicht der Kurvenverlauf bei ca. 1,2 s einen "Knickpunkt". Ab diesem
Zeitpunkt steigt der Strom nur noch sehr gering an und hat bei etwa 1,7 s den stabilen
Zustand erreicht. Wie bei der Induktorspannung ist auch beim Induktorstromverlauf ein
Einbruch der Messgröße bei ca. 3 s erkennbar. Danach steigt der Strom wieder an und
erreicht bei ca. 3,7 s den ersten Sattelpunkt. Bei ca. 4 s beginnt der Strom erneut
anzusteigen, um bei etwa 4,8 s für ca. 0,2 s den zweiten Haltepunkt zu erreichen.
Anschließend steigt der Strom auf einen Maximalwert an, um danach bei Prozessende
abzufallen. Aufgrund der Energiespeicher (z. B. Anpassungstransformator) ist der
Kurvenverlauf hier "weicher" als bei der Induktorspannung. Beim Zeitverlauf des
Induktorstroms sind die beiden auffälligen Bereiche erkennbar. Wie bereits beim Verlauf der
Induktorspannung ist auch hier der Curie-Punkt (Bereich (1)) deutlich sichtbar. Da die Welle
an diesem Punkt unmagnetisch wird, nimmt auch die magnetische Rückwirkung auf den
Induktorstrom, die sog. Gegeninduktion, ab. Durch diesen Effekt steigt der Induktorstrom ab
dem Curie-Punkt deutlich an. In diesem Diagramm gemäß Fig. 10 ist der Bereich (2) am
deutlichsten erkennbar. Bei diesem Punkt handelt es sich vermutlich um den AC3-Punkt. Da
in diesem Punkt die Gefügeumwandlung vom Ferrit-Austenit-Gefüge in ein rein
austenitisches Gefüge erfolgt, geht die restliche Magnetisierbarkeit der äußeren Randschicht
verloren, wodurch ein Sattelpunkt entsteht. Erst, wenn ein austenitisches Gefüge vorliegt,
kann durch Abschrecken die Randschicht gleichmäßig gehärtet werden.
Der Zeitverlauf der Temperatur weist im Bereich zwischen ca. 1 s und 3 s eine Welligkeit auf,
die aus der Drehbewegung und der ungleichmäßigen Oberflächenerwärmung der Welle
resultiert. Dieses Verhalten ist bei höheren Temperaturen nicht mehr feststellbar, da sich auf
der Wellenoberfläche trotz ungleichmäßiger Erwärmung die optische Strahlungsleistung
ausgleicht. Dieser Ausgleich kann daran liegen, dass der Strom zunächst in tiefere Schichten
eindringt und sich die Wirkung des Skineffekts erst bei ca. 3 s ausgeprägt hat. Diese
Vermutung resultiert daraus, dass die Temperaturkennlinie ab 3 s wesentlich stärker ansteigt
als zuvor. Im Temperaturverlauf ist der Curie-Punkt deutlich am abflachenden
Temperaturzuwachs im Bereich (1) erkennbar. Die am Curie-Punkt gemessene Temperatur
von ca. 600°C zeigt eine große Abweichung zu den Literaturangaben von 768°C. Für diese
große Abweichung gibt es zwei Erklärungen. Durch die Dampfbildung während der
Erwärmungsphase ändert sich der Emissionsgrad, dieser kann aber nur als Konstante
angegeben werden. Des weiteren darf die Trägheit des Strahlungspyrometers bei derart
schnell ablaufenden Prozessen nicht unterschätzt werden. Zwischen ca. 4,8 s und 5 s ist im
Bereich (2) der vermutete AC3-Punkt ersichtlich. Der Maximalpunkt dieser Kurve liegt wie bei
der Induktorspannung bei ca. 5,8 s.
Der Frequenzverlauf gemäß Fig. 12 zeigt, dass nach dem Einschalten der Leistung zunächst
die Frequenz bis ca. 1,3 s ansteigt. Dieser Punkt ist auch als "Knickpunkt" in Fig. 10
(Induktorstrom) wiederzufinden. Beim Erwärmen verändert sich der spezifische Widerstand
der Welle. Dieses bewirkt eine Induktivitätsänderung, wodurch der Parallelschwingkreis
beeinflusst wird. Die Frequenz sinkt und somit auch die Kurve. Bei ca. 1,5 s hat sie ihre
ursprüngliche Frequenz wieder erreicht. Das ist der Zeitpunkt, an dem der Induktorstrom
bzw. die Induktorspannung ihren stabilen Zustand einnehmen. Die abfallende Tendenz der
Frequenz hält bis etwa 3 s an, wo der Induktorstrom und die Induktorspannung ihren stabilen
Zustand verlassen. Ab diesem Zeitpunkt steigt die Frequenz wieder an. Dieses resultiert aus
der temperaturbedingten Veränderung der relativen Permeabilität und der größeren
Eindringtiefe des Stromes. Im Curie-Punkt (Bereich (1)) erreicht sie wieder die
Ausgangsfrequenz, steigt dann weiter bis auf einen Maximalwert. Die maximale Frequenz
befindet sich im Bereich (2) bei etwa 4,8 s und somit am mutmaßlichen AC3-Punkt.
Anschließend wird die Frequenz bis zum Prozessende nahezu beibehalten.
Nach ca. 1,6 s hat die MF-Spannung (siehe Fig. 13) ihren stabilen Zustand erreicht, den sie
bis etwa 3 s hält. Danach beginnt die Kurve zunächst leicht zu sinken, bevor die
MF-Spannung im "Knickpunkt" bei ca. 3,6 s stärker abfällt. Bei ca. 4,5 s steigt die
MF-Spannung
bedingt durch den Regler im Umrichter wieder an, um bei ca. 5,7 s ihren Sollspannungswert
zu erreichen. Bei ca. 5,8 s ist der Prozess beendet. Der Curie-Punkt im Bereich (1) ist, wie in
den anderen Zeitverläufen, erkennbar. Der vermutete AC3-Punkt ist dagegen nicht
ermittelbar.
Im Gegensatz zum Induktorspannungsverlauf steigt die MF-Spannung im Bereich (1) nicht
wieder an, da die Messstelle der MF-Spannung weiter vom Werkstück entfernt ist und sich
somit die Rückwirkung des Werkstücks weniger auf die Messgröße auswirkt.
Wie bei der MF-Spannung steigt die Kurve der MF-Leistung (siehe Fig. 14) bis ca. 1,6 s an.
Anschließend fällt sie bis etwa 3 s ab. Das ist der Zeitpunkt, an dem der Induktorstrom, die
Induktorspannung und die MF-Spannung ihren stabilen Zustand verlassen. Des weiteren hat
die Frequenz hier ihren Minimalwert erreicht und der Temperaturverlauf zeigt eine deutliche
Veränderung im Temperaturanstieg. Ab diesem Zeitpunkt zeigt der Zeitverlauf der MF-
Leistung in ihrem Grundverlauf eine steigende Tendenz, die im Curie-Punkt durch einen
"Hügel" unterbrochen wird. In diesem Zeitverlauf ist der vermutete AC3-Punkt nicht sichtbar.
Der Verlauf der MF-Leistung erreicht bei etwa 5,5 s seinen Maximalwert, der bis zum
Prozessende bei ca. 5,8 s beibehalten wird.
Bei der MF-Leistung handelt es sich um den Augenblickswert der Umrichterleistung und
dieser ist somit abhängig von der Phasenverschiebung zwischen Strom und Spannung.
Diese verändert sich im Prozess, weil sich ständig die Induktivität ändert. Die Veränderung
der Induktivität lässt sich anhand des Zeitverlaufs und der Formel für die Resonanzfrequenz
im Parallelschwingkreis nachweisen.
In den Zeitverläufen der Messgrößen haben sich markante Punkte als zeitlich
übereinstimmend erwiesen. Nachfolgend werden diese Punkte entsprechend ihrer zeitlichen
Abfolge zusammengefasst:
Die angegebenen Zeitpunkte unterliegen einer gewissen Toleranz. Zeitliche Abweichungen
resultieren u. a. aus der Trägheit des Strahlungspyrometers und der mehrfachen
Umwandlung der Messdaten zwischen dem Sensor am Umrichter und der Messstelle. Da
nur Veränderungen im Kurvenverlauf erkennbar sind, aber eine genauere Positionsdefinition
nicht möglich ist, werden der Curie-Punkt bzw. der mutmaßliche AC3-Punkt als Bereiche
angegeben.
Wie zuvor erwähnt, wird die Induktionshärtemaschine nicht über die Angabe der Leistung
gesteuert, sondern durch einen leistungsproportionalen Sollwert. Vor Versuchsbeginn
bestand eine gewisse Unsicherheit über den Zusammenhang zwischen der Leistung und
dem Sollwert. Deshalb wird zunächst für den verwendeten Induktor dieser Zusammenhang
geklärt. Zu diesem Zweck werden die MF-Leistungs-Zeitverläufe der neun Versuchswellen
mit der Kondensatorstufe 15 auf ihre Maximalwerte untersucht. Die Maximalwerte werden
mit den eingestellten Sollwerten verglichen. Der Zusammenhang ist in Fig. 15 dargestellt.
Diese Maximalwerte werden in jedem Protokoll ausgegeben und sind die einzige
Orientierungshilfe für den Maschinenbediener.
In Fig. 15 ist ein nahezu linearer Kennlinienverlauf erkennbar, der erst im oberen
Leistungsbereich ein wenig abflacht. Dadurch müsste im höheren Leistungsbereich für eine
identische Leistungssteigerung der Sollwert der Maschine überproportional erhöht werden.
Der Zeitverlauf der MF-Leistung in Fig. 21 zeigt jedoch, dass bei einer längeren Heizzeit die
o. g. Abflachung nicht eingetreten wäre. Denn bei längeren Heizzeiten hätten die Kurven der
oberen Sollwertstufen höhere Maximalwerte erreicht, als sie in der verwendeten Heizzeit von
4,9 s erreicht haben. Damit ist auch sichergestellt, dass das Abflachen der Kennlinie nicht
aus der Messunsicherheit resultiert.
Die Induktionshärtemaschine arbeitet mit einem Maximalwertspeicher, der während des
Prozesses immer den höchsten Wert der Funktion hält. Dieser Wert wird am Prozessende
angezeigt und dient dem Maschinenbediener als Referenz zum Einrichten der Maschine.
Durch diese Vorgehensweise wird bei den höheren Sollwertstufen ein zu "niedriger"
Maximalwert angezeigt. Der Maschinenbediener erhöht daraufhin den Sollwert so, dass die
Leistung überproportional steigt.
Der Kennlinienverlauf in Fig. 15 wird sich in ähnlicher Form auch mit anderen Induktoren auf
der gleichen Maschine erzeugen lassen. Wird jedoch eine andere Maschine verwendet, so
ist damit zu rechnen, dass Differenzen im MF-Leistungswert und im Kennlinienverlauf
entstehen. Dies begründet sich darin, dass jede Maschine über einen eigenen Umrichter
verfügt, dessen Kennlinie sich von denen der anderen Maschinen unterscheiden kann.
Außerdem bestätigt Fig. 15 die Aussage der Maschinenbediener, dass eine
Sollwerterhöhung um den Wert 10 etwa einer Leistungssteigerung von 10 kW entspricht.
Die Auswirkung der einzelnen Sollwertstufen auf die Zeitverläufe der jeweiligen Messgröße
wird am Beispiel der Charge A bei der Kondensatorstufe 15 und einer Heizzeit von 4,9 s
dargestellt. Diese Verhalten ist jedoch prinzipiell auch auf die anderen Chargen übertragbar.
Die Benennung der Wellen ist bei der Versuchsdurchführung beschrieben. Somit wurde die
erste Welle (LA1) mit dem Sollwert von 610 und die letzte Welle (LA9) mit 690 gehärtet. Bei
den dargestellten Zeitverläufen handelt es sich stets um die Zeitverläufe der ersten
Versuchswelle, d. h., die Welle mit dem Anhang "a". Dieser Anhang wird nachfolgend nicht
mehr angegeben.
In der Kurvenschar gemäß Fig. 16 zeigt sich, dass der Leistungsanstieg unabhängig von der
Sollwertstufe ist, denn alle Zeitverläufe nehmen bei ca. 1,5 s einen stabilen Zustand ein. Im
Gegensatz dazu, steigt der Spannungswert proportional dem Sollwert an. Das ist daran
erkennbar, dass im Bereich des stabilen Zustands die Kurven auf der Ordinate etwa den
gleichen Abstand haben. In allen Kurven ist ein deutlicher Trend zu sehen. Die markanten
Punkte des Zeitverlaufs verschieben sich mit steigender Sollwertstufe nahezu proportional zu
einem früheren Prozesszeitpunkt. Dieses Verhalten lässt sich daran erklären, dass die Welle
mit einer höheren Leistung schneller die Temperaturen erreicht, bei denen eine Veränderung
des Zeitverlaufs deutlich wird. So ist z. B. erkennbar, dass sich der Curie-Punkt von ca. 4,4 s
mit der Sollwertstufe 610 auf etwa 3,1 s mit der Sollwertstufe 690 verschiebt.
Eine deutliche Veränderung im Zeitverlauf der Messgröße ist nach dem Verlassen des
stabilen Zustands ersichtlich. Bei höheren Sollwerten ist der Spannungseinbruch zeitlich
kür 28554 00070 552 001000280000000200012000285912844300040 0002010143652 00004 28435zer als bei niedrigeren Sollwerten. Abgesehen vorn Zeitverlauf der Welle LA1 zeigen alle
Verläufe nach dem Curie-Punkt einen zweiten Spannungseinbruch, bevor sie kurz vor dem
Ausschalten der Heizleistung ihre Maximalwerte erreichen. Im Bereich der Maximalwerte
nahmen die Abstände zwischen den Kurven bei den drei höchsten Sollwertstufen ab. Dieses
Verhalten entspricht der Kennlinie des in Fig. 15 dargestellten Zusammenhangs.
Auch bei den Zeitverläufen des Induktorstroms gemäß Fig. 17 ist ein deutlicher Trend zu
sehen. Der Curie-Punkt verlagert sich mit steigender Induktorstromstärke zunächst stetig zu
früheren Prozesszeitpunkten. Die Vorläufer des Curie-Punktes sind jedoch nur bis zur Welle
LA7 erkennbar. Bei einer höheren Sollwertstufe erreicht der Zeitverlauf keinen stabilen
Zustand, was an dem überhöhten Verlauf sichtbar wird. Aus dieser Überhöhung geht der
Verlauf am Curie-Punkt direkt in den Anstieg über. Der vermutete AC3-Punkt prägt sich im
Zeitverlauf mit steigendem Sollwert immer weiter aus.
Trotz der Unregelmäßigkeiten zeigen die Zeitverläufe gemäß Fig. 18 einen proportionalen
Zusammenhang zwischen der Oberflächentemperatur und dem Sollwert. Die
Unregelmäßigkeiten entstehen z. B. durch die Rauchentwicklung beim Erwärmungsprozess,
die die Temperaturmessung des Strahlungspyrometers beeinflusst. Im Bereich des Curie-
Punktes prägt sich der Sattelpunkt mit steigendem Sollwert stärker aus. Über die
Kurvenabstände im Bereich der Maximalpunkte und die damit verbundene Proportionalität
kann aufgrund der Messtoleranzen keine sichere Aussage getroffen werden. Ähnlich verhält
es sich im Bereich des mutmaßlichen AC3-Punktes.
Die Kurvenschar der Frequenzverläufe gemäß Fig. 19 zeigt deutlich, dass der Minimalwert
der Frequenz mit steigender Sollwertstufe abnimmt. Somit sinkt die Frequenz mit einem
hohen Sollwert weniger stark ab als bei einem niedrigen Sollwert, d. h., die
Schwankungsbreite der Frequenz wird reduziert. Weiter ist erkennbar, dass der Maximalwert
der Frequenz zum Ende des Prozesses nicht konstant bleibt, sondern mit steigender
Sollwertstufe sinkt. Bei höheren Sollwertstufen ändert sich der spezifische Widerstand tiefer
gelegener Werkstoffschichten früher, welches das Absinken der Frequenz zum Prozessende
bewirkt. Dadurch verschiebt sich auch der Maximalwert bei höheren Sollwertstufen zu einem
früheren Prozesszeitpunkt.
Bis zum Verlassen des stabilen Zustands ist in Fig. 20 eine Proportionalität der Zeitverläufe
erkennbar. Der nachfolgende Spannungseinbruch ist um so ausgeprägter, je höher der
Sollwert ist. Der max. Einbruch sinkt aber nicht unter den LA1-Zeitverlauf. Dieser
Spannungseinbruch resultiert aus dem Anstieg des Stroms, der wiederum durch das
Wegfallen der Gegeninduktion im Curie-Punkt steigt. Bedingt durch das Eingreifen des
Spannungsreglers steigt die MF-Spannung ab diesem Zeitpunkt kontinuierlich an, um wieder
den Sollspannungswert zu erreichen. Bei den hohen Sollwertstufen (680, 690) erreichen die
Zeitverläufe aufgrund der zu kurzen Heizzeit nicht mehr ganz den gewünschten
Sollspannungswert. Des weiteren ist aus Fig. 20 ersichtlich, dass bei der niedrigsten
Sollwertstufe die Spannung nahezu konstant gehalten wird.
Wie schon bei den anderen Zeitverläufen, ist in Fig. 21 nach dem Kurvenanstieg ein
proportionaler Zusammenhang zwischen der Sollwertstufe und der damit erreichten Leistung
ersichtlich. Außerdem wird auch hier mit steigender Sollwertstufe eine Verschiebung des
Curie-Punktes zu früheren Prozesszeitpunkten deutlich. Durch den Stromanstieg ist in
diesem Bereich kurzzeitig auch die MF-Leistung erhöht. Bedingt durch den nachfolgenden
MF-Spannungseinbruch sinkt auch die MF-Leistung, um danach aufgrund des
Spannungsreglereinflusses wieder linear anzusteigen. Wie bei der MF-Spannung erreichen
die Zeitverläufe zum Prozessende teilweise einen konstanten Wert. Dieser Wert ist größer
als nach dem Kurvenanstieg, weil der Strom angestiegen ist und die Spannung vom Regler
wieder ausgeglichen wurde.
In allen Diagrammen ist eine Proportionalität zwischen dem Sollwert und der jeweiligen
Messgröße nachweisbar. Außerdem verschiebt sich bei allen Messgrößen der Curie-Punkt
mit steigendem Sollwert zu einem früheren Prozesszeitpunkt. Bei dem Induktorstrom
verschiebt sich zusätzlich der mutmaßliche AC3-Punkt in gleicher Weise. Aus den
Zeitverläufen der MF-Leistung und der MF-Spannung geht hervor, dass bei höheren
Sollwerten zum Prozessende die Zeit für den Spannungsregler nicht mehr ausgereicht hat,
um seinen Sollspannungswert wieder zu erreichen. Dadurch ergibt sich in diesem Bereich
der Zeitverläufe für die höheren Sollwertstufen eine mangelnde Proportionalität. Des
weiteren ist in allen Diagrammen erkennbar, dass die Heizzeit einer gewissen
Schwankungsbreite (ca. 0,1 s) unterliegt.
Lauf Aufgabenstellung soll geprüft werden, ob ein Zusammenhang zwischen der Leistung
sowie der Heizzeit und dem Härteergebnis existiert. Dieses wird exemplarisch anhand der
Messgrößen sowie der Ergebnisse der Einhärtetiefe der Wellen LA1 bis LA9 in
verschiedenen Diagrammen dargestellt:
Da sich die MF-Leistung von der Induktorleistung grundsätzlich nur in ihrer Größenordnung, nicht aber im Zusammenhang zwischen der Meßgröße und der Einhärtetiefe, unterscheidet, wird zur weiteren Auswertung die MF-Leistung verwendet. Sie bietet den Vorteil, daß die Induktionshärtemaschine intern mit der MF-Leistung arbeitet und dieser Wert zum Einrichten der Anlage eingesetzt wird.
Da sich die MF-Leistung von der Induktorleistung grundsätzlich nur in ihrer Größenordnung, nicht aber im Zusammenhang zwischen der Meßgröße und der Einhärtetiefe, unterscheidet, wird zur weiteren Auswertung die MF-Leistung verwendet. Sie bietet den Vorteil, daß die Induktionshärtemaschine intern mit der MF-Leistung arbeitet und dieser Wert zum Einrichten der Anlage eingesetzt wird.
Das in Fig. 22 dargestellte Diagramm zeigt den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe
und der max. MF-Leistung. Da der Zusammenhang zwischen der max. MF-Leistung und
dem Sollwert in Fig. 15 bereits geklärt wurde, ist somit auch der Zusammenhang zwischen
dem Sollwert und der erreichten Einhärtetiefe bekannt. Trotz der Schwankungen ist ein
nahezu linearer Zusammenhang erkennbar. Dieser Trend wurde mit Hilfe einer Ausgleichs
geraden verdeutlicht. Die Schwankungen sind zum einen bedingt durch die Meßtoleranzen
von ca. 0,1 mm bei der Einhärtetiefe und zum anderen durch die Toleranzen bei der
Meßdatenerfassung der MF-Leistung.
Bei der MF-Energiemenge handelt es sich um eine abgewandelte Größe der MF-Leistung.
Zur Berechnung der Energiemenge wird das Flächenintegral der jeweiligen MF-Leistung
ermittelt, indem jeder Meßwert mit dem Abstand zwischen zwei Meßpunkten (hier: 0,01 s)
multipliziert wird. Nachfolgend werden die einzelnen Teilflächen summiert. Die
Energiemenge hat gegenüber der MF-Leistung den Vorteil, daß die Schwankung der
Heizzeit von etwa 0,1 s mit berücksichtigt wird. Diese Größe ermöglicht eine genauere
Betrachtung zwischen den eingestellten Maschinenparametern (MF-Leistung und Heizzeit)
und der Einhärtetiefe. Wie man dem Diagramm gemäß Fig. 23 entnimmt, ist der Trend
identisch mit dem Trend der max. MF-Leistung.
Die Oberflächenwärmemenge (siehe Fig. 24) ist eine eigens entwickelte Größe und wird
analog zur MF-Energiemenge berechnet. Als Berechnungsgrundlage dient hier jedoch die
Oberflächentemperatur. Die Oberflächentemperatur ist die einzige Meßgröße, die eine
direkte Aussage über Veränderungen an der Welle macht. Mit Hilfe der
Oberflächenwärmemenge soll ermittelt werden, ob es evtl. möglich ist, den Prozeß
unabhängig von den elektrischen Meßgrößen zu überwachen und somit ein unabhängiger
Rückschluß auf die Einhärtetiefe möglich ist. Aufgrund der dargestellten Linearität und des
gleichen Trends wie bei den beiden vorherigen Diagrammen (Fig. 22 und 23), ist dies mit
einer hohen Wahrscheinlichkeit möglich.
Mit Hilfe der Diagramme konnte bewiesen werden, daß zwischen den Meßgrößen und der
Einhärtetiefe ein nahezu linearer Zusammenhang besteht. Des weiteren kann gesagt
werden, daß die Heizzeitschwankungen von ca. 0,1 s keine erheblichen Auswirkungen auf
das Härteergebnis haben.
Durch eine höhere Frequenz wird eine größere Spannung in die Welle induziert. Bei
gleichem Wellenwiderstand müßte sich durch den höheren Strom die Welle in Abhängigkeit
von der Frequenz schneller erwärmen. Diese schnellere Erwärmung müßte in den
Zeitverläufen erkennbar sein. Die vermuteten Zusammenhänge sollen anhand der
Zeitverläufe von drei Wellen exemplarisch dargestellt werden. Dazu werden die Wellen mit
der Sollwertstufe 650, einer Heizzeit von 4,9 s und den Kondensatorstufen 15, 17 bzw. 19
erwärmt. Es handelt sich folglich um die Wellen LA5a, LA5a+ und LA5a++.
Wie man Fig. 25 entnimmt, hat die Veränderung der Frequenz bis zum Verlassen des
stabilen Zustands keinen Einfluß auf die Zeitverläufe der Induktorspannung. Besonders
auffällig ist danach der Zeitverlauf der Welle LA5++, die mit der Kondensatorstufe 19
erwärmt wurde. Sie steigt nach dem ersten Spannungseinbruch schneller an, erreicht aber
fast zeitgleich mit den anderen Kurven den Curie-Punkt. Außerdem ist ihr
Induktorspannungswert größer als der Wert der beiden Vergleichswellen. Wird zusätzlich der
Zeitverlauf des Induktorstroms im Diagramm gemäß Fig. 26 betrachtet, so ist im gleichen
Bereich ein geringerer Stromanstieg festzustellen. Dieses Verhalten resultiert aus dem
Wegfallen einer geringeren Gegeninduktion. Daher steigt die Induktorspannung
vergleichsweise höher an.
Differenzen zum Prozeßende beruhen auf Heizzeitschwankungen.
Auch der Induktorstrom zeigt bis zum Verlassen des stabilen Zustandes keine
Frequenzabhängigkeit. Alle Zeitverläufe steigen am Curie-Punkt nahezu zeitgleich an, wobei
jedoch die Weile LA5 mit der Kondensatorstufe 15 den stärksten Stromanstieg aufweist.
Diese Welle wird bedingt durch die Kondensatorstufe mit der größten Frequenz erwärmt.
Eine größere Frequenz hat eine stärkere Rückwirkung (Gegeninduktion) der Welle auf den
Induktor zur Folge. Diese Rückwirkung entfällt am Curie-Punkt, wodurch der Induktorstrom
bei der Welle LA5 stärker steigt als bei den anderen. Die vermuteten AC3-Punkte sind in
allen Zeitverläufen erkennbar. Da sie etwa zeitgleich liegen, hat die Frequenz scheinbar
keinen nennenswerten Einfluß auf den mutmaßlichen AC3-Punkt.
Bei der Oberflächentemperatur sind, wie man Fig. 27 entnimmt, keine großen Unterschiede
feststellbar. Die sichtbaren Abweichungen können auf Meßtoleranzen zurückgeführt werden.
Es widerspricht der Theorie vom Skineffekt, daß der Zeitverlauf der niedrigsten Frequenz
früher eine höhere Oberflächentemperatur erreicht. Denn laut dieser Theorie wird der Strom
in der Welle durch eine höhere Frequenz mehr an die Oberfläche gedrängt und sorgt dort für
eine verstärkte Erwärmung. Des weiteren hat sich der Induktorstrom in diesem Bereich nicht
erhöht, so daß auch die magnetische Induktion nicht größer geworden sein kann.
In Fig. 28 ist deutlich der Einfluß der Kondensatorstufen auf die Frequenz erkennbar. Dabei
fällt besonders auf, daß die Einschwingphase mit steigender Frequenz länger dauert.
Dadurch verlagert sich mit zunehmender Frequenz der Kurvenanstieg (bei ca. 3 s) zu einem
späteren Prozeßzeitpunkt.
Auch bei der MF-Spannung liegen gemäß Fig. 29 die Zeitverläufe im stabilen Bereich
deckungsgleich. Am Curie-Punkt ist ein frequenzabhängiger Spannungseinbruch zu sehen.
Der Spannungseinbruch ist um so größer, je kleiner die Frequenz ist. Diese Tatsache kann
u. a. aus dem Verhalten des Meßgleichrichters im Umrichter oder den Energiespeichern im
Schwingkreis resultieren.
Bei der MF-Leistung wird eigentlich die Augenblicksleistung dargestellt, d. h. zu jedem
Prozeßzeitpunkt werden Strom und Spannung multipliziert. Damit ist die Augenblicksleistung
von der Phasenverschiebung abhängig.
Aus dem Diagramm gemäß Fig. 30 geht hervor, daß die MF-Leistung zum Prozeßbeginn mit
zunehmender Frequenz kleinere Leistungswerte aufweist. Diese Tendenz beruht auf der
Tatsache, daß die Kondensatoren im Parallelschwingkreis die Aufgabe haben die
Blindleistung durch eine Phasenverschiebung zu kompensieren. Da alle Wellen mit dem
gleichen Sollwert erwärmt werden und die Welle LA5++ den höchsten Leistungswert hat, ist
die Kompensation zum Prozeßbeginn bei ihr am besten gelungen.
Am Curie-Punkt verändert sich die Induktivität, bedingt durch die Veränderung der
magnetischen Permeabilität. Dadurch ändert sich auch die Phasenverschiebung zwischen
Strom und Spannung und es scheint so, als ob sich der Curie-Punkt mit abnehmender
Frequenz zu einem früheren Prozeßzeitpunkt verschoben hätte. Dieses hat sich aber in den
Kennlinien von Fig. 25, Fig. 26 sowie Fig. 29 nicht bestätigt.
In dieser Auswertung soll gezeigt werden, daß eine Variation der Frequenz Einfluß auf die
Einhärtetiefe hat. Dazu wird die max. Frequenz mit der jeweiligen Einhärtetiefe der o. g.
Wellen im Diagramm gemäß Fig. 31 zusammengefaßt.
Im Diagramm gemäß Fig. 31 ist ersichtlich, daß bei einer niedrigen Frequenz
(Kondensatorstufe 19) eine größere Einhärtetiefe erreicht wird, als mit einer hohen
Frequenz. Bei einer niedrigen Frequenz kann der Strom tiefer in das Werkstück eindringen
und somit auch tiefer gelegene Werkstoffschichten erwärmen. Dadurch können größere
Einhärtetiefen erreicht werden. Durch den Verlauf der Kennlinie wird der Skineffekt in seiner
Auswirkung auf die Einhärtetiefe bestätigt.
Die vorangegangene Vermutung, daß mit einer höheren Frequenz eine schnellere
Erwärmung der Oberfläche verbunden ist, hat sich nicht bestätigt. Da sich der Curie-Punkt
nicht verschoben hat, ist die Erwärmung bei allen Frequenzen etwa gleich. Eine
Veränderung der Frequenz bewirkt jedoch eine direkte Beeinflussung der Einhärtetiefe; je
höher die Frequenz, desto geringer die Einhärtetiefe. Die höchste Frequenz hat zu
Prozeßbeginn den größten Blindleistungsanteil.
Zur Darstellung der Chargenabhängigkeit wurden die Zeitverläufe der Wellen LA5, LB5, LC5,
LG5 und LF5 in verschiedenen Diagrammen zusammengefaßt. Bei LA5 bis LC5 handelt es
sich um Wellen verschiedener Serienchargen, während LG5 ein grobkörniges und LF5 ein
feinkörniges Gefüge haben.
Alle Wellen wurden mit der Sollwertstufe 650, der Kondensatorstufe 15 sowie einer Heizzeit
von 4,9 s gehärtet. Da die Wellen mit den gleichen Parametern gehärtet wurden, weisen evtl.
Abweichungen im Kurvenverlauf auf chargenabhängige Einflüsse hin.
In den Zeitverläufen der Induktorspannung gemäß Fig. 32 sind abgesehen von den
Heizzeitschwankungen, die nicht chargenabhängig sind, nur zum Prozeßbeginn leichte
Abweichungen sichtbar. Die feinkörnige Charge hat einen ausgeprägteren Übergang in den
stabilen Zustand.
In den Zeitverläufen des Induktorstroms gemäß Fig. 33 ist nur eine Abweichung der Welle
LF5 erkennbar. Wie bei der Induktorspannung, ist der Übergang in den stabilen Zustand bei
der feinkörnigen Charge ausgeprägter als bei den anderen Chargen. Bei einem feinkörnigen
Gefüge braucht die Wärme länger um in tiefere Werkstoffschichten einzudringen und
sammelt sich deshalb verstärkt an der Wellenoberfläche. Im Curie-Punkt steigt der
Induktorstrom somit zu einem früheren Zeitpunkt als bei den anderen Chargen, und der
Strom erreicht einen geringeren Wert als die übrigen Wellen.
Den Zusammenhang zwischen der Oberflächentemperatur und verschiedenen Chargen
zeigt Fig. 34.
Generell haben die Wellen der Serienchargen den gleichen Verlauf. Die Abweichung der
Welle LB5 im unteren Kurvenbereich kann u. a. daran liegen, daß diese Charge ein
feinkörnigeres Gefüge aufweist als die anderen Serienwellen, welches aber beim gewählten
Versuchsumfang nicht nachgewiesen werden konnte.
Eine größere Abweichung des Zeitverlaufs liefern die Chargen F und G. Bei der Welle der
feinkörnigen Charge steigt die Temperatur an der Oberfläche wesentlich schneller an als bei
den anderen Chargen. Ab dem Curie-Punkt gleicht sie sich den Serienchargen an. Die Welle
aus der grobkörnigen Charge leitet die Wärme wesentlich schneller in tiefere Werkstoff
schichten weiter, wodurch die Temperatur an der Oberfläche sehr viel geringer ist. Deshalb
hat der Zeitverlauf der Welle LG5 ab dem Curie-Punkt ein deutlich niedrigeren Verlauf als die
übrigen Chargen.
Beim Vergleich der Zeitverläufe der Frequenz gemäß Fig. 35 hebt sich wieder die Kurve der
feinkörnigen Charge hervor. Im ersten Frequenzanstieg steigt die Frequenz dieser Welle
höher an als die Frequenzen der anderen Chargen. Dies ist bedingt durch die veränderten
Werkstoffeigenschaften bei einem feinkörnigen Gefüge. Des weiteren steigt die Kurve im
zweiten Anstieg früher an als es bei den anderen Wellen der Fall ist, weil sich der Curie-
Punkt zu einem früheren Prozeßzeitpunkt verschiebt.
In den Zeitverläufen der MF-Spannung gemäß Fig. 36 ist eine geringfügige
Chargenabhängigkeit im Bereich des Curie-Punktes sichtbar. Die Abweichungen fallen
jedoch wesentlich geringer aus als bei dem Induktorstrom, der Oberflächentemperatur oder
der MF-Leistung und können somit auch Meßtoleranzen sein.
Wie bei dem Zeitverlauf des Induktorstroms zeigt auch die Kurve der MF-Leistung gemäß
Fig. 37 von Welle LF5 einen höheren Anstieg. Außerdem steigt die MF-Leistung im Curie-
Punkt zu einem früheren Prozeßzeitpunkt an, erreicht aber auch nicht den gleichen Wert wie
die anderen Chargen.
Allgemein kann gesagt werden, daß es eine Abhängigkeit zwischen den Chargen und den
Zeitverläufen der jeweiligen Meßgröße gibt. Dies wird vor allem im Bereich des Curie-
Punktes deutlich. Von den verwendeten Chargen hat sich besonders die feinkörnige Charge
hervorgehoben. Die Abweichungen sind insbesondere in den Diagrammen der Oberflächen
temperatur, des Induktorstroms und der MF-Leistung sichtbar.
In der nachfolgenden Auswertung soll gezeigt werden, wie sich identische Maschinen
parameter bei unterschiedlichen Chargen auf die Einhärtetiefe auswirken. Dabei zeigt Fig. 38
den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Leistung bei verschiedenen
Chargen.
Alle Meßreihen weisen einen nahezu linearen Trend auf, der mit Hilfe einer
Ausgleichsgeraden verdeutlicht wird. Aus den Trendlinien der verschiedenen Chargen hebt
sich besonders die feinkörnige Charge hervor. Da bei dieser Charge die Wärme vor allem an
der Werkstückoberfläche konzentriert wird, ist auch die Einhärtetiefe wesentlich geringer.
Trotz der großen Streubreite der Meßpunkte von Charge F, wurde der lineare
Zusammenhang gewählt, weil dieser Trend im Vergleich mit den anderen Chargen am
wahrscheinlichsten erscheint. Auch die Trendlinie der grobkörnigen Charge liegt unterhalb
der Trendlinien der Serienchargen. Dieses Verhalten resultiert daraus, daß die Wärme
schnell in das Innere der Welle abgeleitet wird. Die eingebrachte Wärmeenergie verteilt sich
somit über einen größeren Querschnitt, so daß in tieferen Schichten keine ausreichende
Austenitisierung erfolgen kann.
Deutlich wird auch, daß in diesem Leistungsbereich die Serienchargen einer gewissen
Schwankungsbreite in ihrem Härteergebnis (bis ca. 0,3 mm) unterliegen.
In Fig. 39 zeigen sich die gleichen Trends wie bei der MF-Leistung. Die möglichen
Heizzeitschwankungen haben also auch hier keinen großen Einfluß auf das Härteergebnis.
Bei dem Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächentemperatur
verschiedener Chargen gemäß Fig. 40 fällt ganz besonders auf, daß die grobkörnige Charge
einen gegenläufigen Trend aufweist. Das liegt daran, daß trotz höherer Leistung die
Oberflächentemperatur nicht merklich ansteigt, weil die entstehende Wärme schneller in
tiefere Werkstoffschichten weitergeleitet wird. Aufgrund der hohen Oberflächentemperaturen,
die bei der Charge F entstehen, verschiebt sich ihre Trendlinie zur höheren
Oberflächenwärmemenge. Der grundsätzliche Trend bleibt jedoch der gleiche. Auch bei den
Serienchargen bestätigt sich der Trend.
Zusammenfassend kann gesagt werden, daß es einen chargenabhängigen Zusammenhang
zwischen der Einhärtetiefe und der Meßgröße bzw. den abgeleiteten Kenngrößen (z. B.
Oberflächenwärmemenge) gibt. Dabei liegen die Trendlinien der Serienchargen relativ nahe
beisammen, während die grob- und feinkörnigen Chargen in ihrem Verhalten deutlich
abweichen. Bei der feinkörnigen Charge kann ein linearer Zusammenhang zwischen den
Meßgrößen und der Einhärtetiefe nur vermutet werden. Die grobkörnige Charge zeigt im
Bezug zu der Oberflächenwärmemenge sogar ein gegenläufiges Verhalten.
Die Ergebnisse des Zeitversuchs werden exemplarisch am Beispiel der Charge A dargestellt.
Bei den Zeitverläufen handelt es sich um die der Wellen ZA1 bis ZA9.
Aufgrund der Taktzeiten muß der Erwärmungsprozeß immer zum gleichen Zeitpunkt enden.
Bei einer Heizzeitverkürzung muß somit die Heizzeitverzögerung verlängert werden, so daß
sich die Startpunkte des Prozesses verschieben. Um die Zeitverläufe besser vergleichen zu
können, werden die Startpunkte der Kurven so zu einander verschoben, daß sie deckungs
gleich sind.
Der Verlauf der Kurven bei Variation der Heizzeit gemäß Fig. 41 entspricht denen der
Einzelzeitverläufe, die schon zuvor beschrieben wurden. Die Kurven sind abgesehen von
ihrer unterschiedlichen Heizzeit völlig deckungsgleich.
Zum Prozeßende ist erkennbar, daß bei einer längeren Heizzeit (ab der Welle ZA5) der
Spannungsregler wieder einen konstanten Wert annimmt. Bei noch längeren Heizzeiten ist
ein abnehmender Trend bei der Induktorspannung feststellbar.
Auch die Zeitverläufe des Induktorstroms gemäß Fig. 42 weisen eine ähnliche Ausprägung
bei steigender Heizzeit im hinteren Teil der Kurven auf. Alle Verläufe zeigen den Sattelpunkt
(der mutmaßliche AC3-Punkt) an der gleichen Stelle. Bei der Kurve der Welle ZA1 wird
dieser Punkt gerade noch erreicht. Kürzere Heizzeiten würden vermutlich zu keiner
nachweisbaren Härtesteigerung führen.
Mit steigender Heizzeit nimmt gemäß Fig. 43 auch die Oberflächentemperatur proportional
der Heizzeit zu. Die Abflachung des ZA9-Zeitverlaufs beruht darauf, daß das
Strahlungspyrometer Temperaturen oberhalb von 900°C nicht messen kann.
Auch bei den Zeitverläufen der Frequenz gemäß Fig. 44 kann ein Trend festgestellt werden.
Dabei sinkt zum Prozeßende die Frequenz mit steigender Heizzeit.
In den Zeitverläufen der MF-Spannung gemäß Fig. 45 bei unterschiedlichen Heizzeiten ist
erkennbar, daß erst bei längeren Heizzeiten (ab ZA4) der Sollspannungswert wieder erreicht
wird.
Fig. 46 zeigt, daß der mögliche Maximalwert der MF-Leistung, der den proportionalen
Zusammenhang zwischen dem Sollwert und der MF-Leistung bildet, bei kürzeren Heizzeiten
nicht erreicht wird. Dieser Maximalwert hat seine feste zeitliche Position und wird auch durch
längere Heizzeiten nicht verändert. Bei zu kurzen Heizzeiten wird der mögliche Maximalwert
nicht erreicht, während bei längeren Heizzeiten der MF-Leistungsendwert wieder sinkt.
Der Versuch verdeutlicht, daß mit der Variation der Heizzeit der grundsätzliche Zeitverlauf
nicht beeinflußt wird. Aufgrund der Heizzeitschwankungen ist die zeitliche Proportionalität
nur bedingt nachweisbar.
Anhand weiterer Diagramme soll der Einfluß unterschiedlicher Heizzeiten auf die
Einhärtetiefe bei verschiedenen Serienchargen dargestellt werden.
Wie zu erwarten war, steigt gemäß Fig. 47 die Einhärtetiefe mit zunehmender Heizzeit an.
Die Meßreihen der Chargen zeigen abgesehen von Charge B einen nahezu linearen Trend.
Dieser Trend wird durch die verwendeten Ausgleichsgeraden verdeutlicht. Da Charge B nur
anfänglich größere Abweichungen hat, aber dann mit steigender Heizzeit den gleichen Trend
aufweist, wird auch hier eine Ausgleichsgerade verwendet.
In Fig. 48 bestätigen sich die linearen Trends. Bei der Berechnung der MF-Energiemenge
werden die Heizzeitschwankungen mit berücksichtigt, so daß die sichtbaren Schwankungen
der Meßwerte hauptsächlich auf Toleranzen in der Härteprüfung basieren können. Bei
genauer Betrachtung der ersten drei Meßwerte der Charge B ist feststellbar, daß die
Einhärtetiefe mit steigender MF-Energiemenge abnimmt. Aufgrund der Ergebnisse des
Leistungsversuchs, ist dieses Verhalten nicht denkbar. Darum wird angenommen, daß es
sich beim ersten Meßwert dieser Meßreihe um einen Meßfehler bei der Härteprüfung
handelt. Wird dieser Meßwert nicht berücksichtigt, ergibt sich auch bei der Charge B ein
linearer Trend.
Bei gleichem Sollwert und identischer Kondensatorstufe steigt gemäß Fig. 49 die MF-
Energiemenge mit zunehmender Heizzeit, wodurch auch die Oberflächentemperatur steigt.
Daher zeigen die Trendlinien in diesem Diagramm das gleiche Verhalten wie in den beiden
vorherigen Diagrammen.
Bei den Auswertungen der Zusammenhänge zwischen der Einhärtetiefe und der Heizzeit hat
sich gezeigt, daß es eine direkte Abhängigkeit gibt. Die Einhärtetiefe nimmt mit steigender
Heizzeit annähernd linear zu. Durch die Auswertung des Zusammenhangs zwischen der
Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge kann nachgewiesen werden, daß die Heizzeit
schwankungen keinen nennenswerten Einfluß auf die Einhärtetiefe haben.
Des weiteren ist aus den Diagrammen ersichtlich, daß die Charge C bei gleichen Maschinen
parametern die größte Einhärtetiefe erreicht.
In den Versuchen hat sich gezeigt, daß jede Meßgröße während des Härteprozesses einen
charakteristischen Zeitverlauf entwickelt. Diese Charakteristik bleibt grundsätzlich auch bei
Veränderung der Maschinenparameter erhalten.
Mit Hilfe des Leistungsversuchs konnte bewiesen werden, daß es eine direkte Abhängigkeit
zwischen der Leistung und der Einhärtetiefe gibt; je größer die Leistung ist, desto größer ist
die Einhärtetiefe. Da zusätzlich die Proportionalität zwischen der Leistung und dem Sollwert
nachgewiesen werden konnte, besteht folglich auch ein linearer Zusammenhang zwischen
dem Sollwert und der Einhärtetiefe.
Eine weitere Proportionalität konnte zwischen der Heizzeit und der Einhärtetiefe festgestellt
werden. Die Einhärtetiefe steigt annähernd linear mit der Heizzeit. Die nachweisbaren
Heizzeitschwankungen der Induktionshärtemaschine haben keinen erkennbaren Einfluß auf
das Härteergebnis gehabt.
Als weitere Einflußgröße auf die Einhärtetiefe kann die Frequenz genannt werden. Obwohl
keine höhere Oberflächentemperatur gemessen wurde, hat sich im Härteergebnis die
Ausprägung des Skineffekts gezeigt. Folglich hat mit größerer Frequenz, d. h. niedrige
Kondensatorstufe, die Einhärtetiefe abgenommen.
Im Teilversuch der Chargenabhängigkeit wurde gezeigt, daß es bei Extremgefügen (fein-
bzw. grobkörnige Wellen) zu leichten Abweichungen in den Zeitverläufen gekommen ist.
Erhebliche Unterschiede zwischen den grob- und feinkörnigen Chargen sind vor allem in den
Temperaturverläufen (vgl. Fig. 34) erkennbar. Zwischen den drei überprüften Serienchargen
konnten in den Zeitverläufen keine nennenswerten Abweichungen gefunden werden.
Allerdings wurden im Versuchsbereich (390-460 kW) bei den Serienchargen Differenzen in
der Einhärtetiefe von max. 0,4 mm festgestellt. Diechargenbedingte Einhärtetiefe hat sich im
unabhängigen Zeitversuch (Versuchsbereich: 4,1-5,7 s) bestätigt.
Bei allen Versuchen haben sich in den Zeitverläufen der jeweiligen Meßgrößen markante
Bereiche gezeigt. Diese wurden aus dem Zusammenhang mehrerer Zeitverläufe und unter
metallogischen Aspekten als Curie-Punkt und mutmaßlich als AC3-Punkt bestimmt. Diese
Punkte sind vor allem in den Zeitverläufen des Induktorstroms zu sehen. Sie können
Aufschluß über den Erwärmungszustand der Welle geben. Im Teilversuch der
Sollwertvariation ist ersichtlich, daß sich die markanten Bereiche des Zeitverlaufs mit
steigenden Sollwertstufen nahezu proportional zu einem früheren Prozeßzeitpunkt
verschieben.
Claims (6)
1. Verfahren zum Induktionshärten von Werkstücken aus härtbarem Stahl, insbesondere
von Antriebsgelenkwellen für Kraftfahrzeuge, bei dem das Werkstück induktiv geheizt
und anschließend abgekühlt wird, gekennzeichnet dadurch, dass während der
induktiven Erwärmung die Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine
(Induktorspannung, Induktorstrom, Frequenz, Mittelfrequenz-Spannung, Mittelfrequenz-
Leistung) und/oder Zustandsparameter des Werkstücks (Oberflächentemperatur)
gemessen und erfasst werden.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Betriebs- und
Werkstückparameter während des Erwärmens und des Abkühlens gemessen und
erfasst werden.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die
Betriebsparameter mit Sollwerten verglichen und eingestellt werden.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass der
zeitliche Verlauf der Betriebs- und Werkstückparameter gemessen und erfasst wird.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass die
Messgrößen mit den Härteergebnissen korreliert werden.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass die
Frequenz gemessen und aus deren zeitlicher Veränderung die Temperaturverhältnisse
in einer Randschicht des Werkstücks errechnet werden.
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